Energie Plus Le Site

Outil d'aide à la décision en efficacité énergétique des bâtiments du secteur tertiaire. Réalisé par Architecture et Climat, Faculté d'architecture, d'ingénierie architecturale, d'urbanisme (LOCI), site de Louvain-la-Neuve, Université catholique de Louvain, Belgique avec le soutien de la Wallonie.

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Auteur/autrice : Energie-Plus

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Porosité des matériaux

Porosité des matériaux

La porosité est la propriété d’un matériau qui contient des pores ou cavités de petite taille et pouvant contenir des fluides (liquide ou gaz).

Une structure poreuse peut être :

  • fermée, lorsque les pores ne sont pas reliés entre eux (exemple : le verre cellulaire),
  • ouverte, lorsque les pores sont reliés entre eux (exemples: brique, béton) et forment des canaux très fins.

Lorsque la structure est ouverte, elle permet :

  • l’absorption d’eau : les canaux se comportent comme des tubes capillaires; on parle de matériaux capillaires,
  • la progression de la vapeur d’eau : on parle de matériaux perméables à la vapeur d’eau,
  • le passage de l’air : on parle de matériaux perméables à l’air.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionner une chaudière et ses auxiliaires

Dimensionner une chaudière et ses auxiliaires

Dimensionnement des chaudières à condensation

Le principe

La puissance de la production de chaleur est déterminée en fonction des besoins de chaleur du bâtiment. Sur base du besoin de chaleur, l’objectif du dimensionnement de la ou des chaudières est de lui/leur permettre de travailler à charge partielle un maximum de temps pendant la période de chauffe. En effet, le fonctionnement à charge partielle permet aux chaudières à gaz ou au fuel de produire de la chaleur avec un meilleur rendement de combustion.

Concevoir

 Pour plus de renseignements sur le dimensionnement des installations de chauffage.

Quelle puissance pour les chaudières ?

Avec les chaudières modernes dont le coefficient de perte à l’arrêt est extrêmement réduit (… 0,2 % … de la puissance chaudière), en adaptant la puissance du brûleur aux besoins réels, le rendement s’améliore. En effet, dans ce cas, la surface d’échange de la chaudière augmentant par rapport à la puissance de la flamme, la température de fumée à la sortie de la chaudière sera plus basse et le rendement de combustion plus élevé. Cette augmentation de rendement sera plus élevée que la légère augmentation des pertes à l’arrêt. Il faut cependant faire attention à ne pas abaisser exagérément la puissance du brûleur par rapport à la puissance de la chaudière sous peine de voir apparaître des condensations dans celle-ci. Il faut rester dans les limites préconisées par chaque constructeur. Il faut également tenir compte du surinvestissement éventuel pour la chaudière. La PEB demande de préciser quel est le rendement à un taux de charge de 30 % ; c’est la valeur à laquelle l’ensemble brûleur/chaudière donne en général son meilleur rendement. De ce point de vue, le choix d’une puissance de chaudière plus élevée que la puissance de dimensionnement ne permettra pas à celle-ci de travailler à charge partielle pendant un maximum de temps.

En effet, comme le montre le schéma ci-dessous, le rendement de combustion s’améliore à charge partielle. Les brûleurs gaz à pré-mélange avec contrôle de la combustion permettent d’améliorer le rendement de 4 à 5 % entre la charge nominale (100 %) et la limite basse de charge partielle (10 %). La plupart des constructeurs ne vont pas plus bas que les 10 %. Pour beaucoup de modèles de chaudière à air pulsé, l’optimum de rendement se situe autour des 30-40 % de taux de charge.

Rendement de combustion.

La monotone de chaleur donne des renseignements sur le taux de charge de la chaudière auquel on doit s’attendre sur une saison de chauffe, et ce pendant un nombre d’heures déterminé.

Exemple

Le besoin de chaleur d’un bâtiment tertiaire est représenté par la monotone de chaleur suivante. On constate que :

  • La puissance maximale correspondant au dimensionnement est de 600 kW, soit 100 % de taux de charge ;
  • La période pendant laquelle une chaudière au gaz avec brûleur à pré mélange travaillera entre 10 et 30 %, est de 5 000 – 2 300 = 2 700 heures/an, soit de l’ordre de 2 700 / 5 500  =  49 %. Cette valeur de 49 %, au niveau énergétique est très intéressante. En d’autres termes, pendant la moitié de la saison de chauffe, la chaudière fonctionnera à son meilleur rendement ;
  • En surdimensionnant de 110 % la puissance de la même chaudière, la période pendant laquelle le même brûleur travaillerait entre 10 et 30 % serait de 4 900 – 1 800 = 3 100 heures/an, soit 56 % de la période de chauffe. Un léger surdimensionnement dans ce cas-ci est bénéfique d’un point de vue énergétique. Attention toutefois que le fait d’augmenter la puissance de l’ensemble chaudière/brûleur implique aussi que pour les faibles besoins de chaleur, le « pompage » (marche/arrêt intempestif) du brûleur  sera plus important pour une production surdimensionnée.

Quelle combinaison de puissance ?

La norme NBN D30-001 (1991) propose la répartition de puissance suivante :

Puissance calculée
Qtot [kW]		 Nombre
minimum
de chaudières		 Puissance utile de la chaudière
Chaudière 1 Chaudière 2 Chaudière 3
< 200 1 1,1 x Qtot – –
200 kW < .. < 600 2 0,6 x Qtot 0,6 x Qtot –
> 600 3 0,33 x Qtot 0,33 x Qtot 0,5 x Qtot
3 0,39 x Qtot 0,39 x Qtot 0,39 x Qtot

Il ne faut sûrement pas aller au-delà du surdimensionnement proposé ici. En effet, ce dernier peut déjà être important si on considère que le calcul de « Qtot » inclut déjà des marges de sécurité.

Dimensionnement des chaudières bois

Les chaudières au bois, pellets ou plaquettes, possèdent des spécificités par rapport aux chaudières gaz ou fioul si bien qu’elles sont dimensionnées différemment, du moins dans le domaine tertiaire.  Voici les éléments qui vont modifier le raisonnement :

  • Plage de modulation de puissance plus restreinte : Les chaudières au bois fournissent leur meilleur rendement près de la puissance nominale, c’est-à-dire proche de la puissance maximale. Quand on réduit la puissance, le rendement diminue légèrement. Néanmoins, comme toute chaudière, la plage de modulation des chaudières au bois sont limitées. Cette plage est plus restreinte que pour le gaz ou certains brûleurs au mazout. En dessous d’un certain seuil de puissance, le rendement de la chaudière et la qualité de la combustion deviennent nettement dégradés. Pour les chaudières de puissances élevées, on peut donner un ordre de grandeur pour la puissance minimale qui est de 25-30 % de la puissance nominale. En dessous de cette valeur de puissance minimale instantanée, il n’est pas souhaitable de faire fonctionner la chaudière au bois.
  • Besoin de cycles longs de production : Les chaudières au bois ont besoin de fonctionner sur base de cycles de production longs pour atteindre les meilleurs rendements et une qualité de combustion efficace, ce qui limite l’émission de gaz et particules nocifs. Pour un besoin de puissance thermique faible du bâtiment, c’est-à-dire à température extérieure modérée, la puissance minimale de la chaudière ne peut descendre à ce niveau (à cause des limites de modulation citées ci-dessus). On pourrait imaginer de travailler avec une puissance à la chaudière qui appartient à sa plage de modulation (par exemple, à puissance minimale) et arrêter/redémarrer la production de la chaudière de manière régulière pour atteindre le niveau de demande du bâtiment. En d’autres termes, puisqu’on n’est pas arrivé à réduire suffisamment la puissance instantanée de la chaudière pour rencontrer le niveau de besoin du bâtiment, on diminue son temps de fonctionnement. Par définition, cela raccourcit la durée de cycles de production ce qui n’est pas compatible avec de bons rendements et une faible émission de gaz nocifs. Cette notion de « cyclage », c’est-à-dire d’arrêter et redémarrer la combustion pour les faibles besoins, est aussi rencontrée pour le chaudières gaz et mazout possédant un niveau de modulation de puissance relativement faible. Pour les techniques gaz et mazout, idéalement, il faut aussi éviter ces cyclages. Néanmoins, la longueur des cycles de production est moins critique pour ces vecteurs énergétiques que pour le bois-énergie.
  • Le coût des chaudières au bois : Les chaudières au bois sont intrinsèquement plus chères que leurs homologues au gaz ou au mazout. Il n’y a rien d’alarmant à voir dans ce constat. En effet, avec le bois-énergie, on peut bénéficier d’un coût du combustible inférieur aux autres vecteurs énergétiques classiques. Du coup, le surinvestissement pour la chaudière au bois peut-être amorti. Après ce délai, on peut même engendrer des gains. Par contre, il peut être intéressant de ne pas choisir une chaudière au bois trop puissante pour limiter le coût et de réaliser les appoints de puissance par une chaudière traditionnelle, ces appoints étant relativement peu fréquents.

Dimensionnement de la puissance maximale des besoins

Comme il a été expliqué dans la section précédente, on part de la puissance maximale demandée au système de chauffage. Celle-ci est estimée en sommant les pertes par transmission, ventilation, infiltration avec une température externe égale à la température de base. Ensuite, on  complète éventuellement par une certaine marge de puissance afin d’assurer la relance (si on travaille en régime intermittent).

Dimensionnement de la chaudière bois : aspects techniques

Si on dimensionne la puissance nominale de la chaudière principale au bois sur la puissance maximale demandée au chauffage, elle ne pourra pas répondre à tous les appels de puissance du bâtiment. En effet, à température externe modérée, la modulation de la chaudière principale au bois ne pourra pas toujours descendre au niveau de puissance requis sans dégrader fortement son rendement voire la qualité de la combustion. Pour les faibles puissances, celles-ci devront être produites par une autre chaudière capable de travailler efficacement dans cette plage. Dans le diagramme ci-dessous, l’énergie produite par la chaudière principale au bois peut être comparée à l’énergie produite par l’appoint : il s’agit des aires sous la courbe.

 

Illustration sur la monotone de charge du taux de couverture d’une chaudière bois dimensionnée sur la puissance maximale.

Le fraction de la demande annuelle produite par la chaudière principale au bois s’appelle le taux de couverture. Pour optimiser la chaudière principale au bois, il faut maximiser ce taux de couverture. La manière de procéder consiste à ne pas dimensionner la puissance nominale de la chaudière sur la puissance maximale demandée au système de chauffage. Cela abaisse la puissance minimale qui peut être produite par la chaudière et on est donc à même de produire pour des températures extérieures plus modérées correspondant à des besoins relativement faibles. En fait, dans la monotone de charge, on sacrifie les pics de puissance qui n’ont lieu que pendant peu de temps pour intégrer les faibles puissances qui sont atteintes pendant une plus grande partie de l’année : le niveau de puissance que l’on retrouve pendant la majeure partie de la saison de chauffe s’appelle aussi charge de base. On peut se convaincre de l’intérêt de dimensionner à une puissance inférieure à la puissance maximale des déperditions avec la monotone de charge suivante où la production annuelle de la chaudière principale bois est supérieure au cas précédent  (c’est-à-dire quand la chaudière a une puissance nominale égale à la puissance maximale de besoin de chauffage).

Illustration sur la monotone de charge du taux de couverture d’une chaudière bois dimensionnée à une puissance inférieure à la puissance maximale.

On peut réaliser le même raisonnement pour différents niveaux de puissance nominale de chaudière principale au bois. Typiquement, on obtient un taux de couverture optimal avec une puissance de chaudière principale bois inférieure à la puissance maximale de besoin de chauffage : une puissance nominale trop faible donne des taux de couverture trop faibles et, au-delà de l’optimum, une puissance nominale trop proche de la puissance maximale réduit le taux de couverture. En fait, cet optimum dépend de la forme de la monotone de charge et donc varie d’un bâtiment, d’une institution, à l’autre.

Exemple d’évolution du taux de couverture en fonction du rapport entre la puissance de la chaudière (PN) et la puissance maximale des déperditions (QT).

Il faudra réaliser un appoint de puissance pour couvrir les besoins de puissance du bâtiment supérieurs à la puissance nominale de la chaudière bois. Cela s’opère par une chaudière d’appoint. Si cette chaudière d’appoint travaille sur base d’un vecteur énergétique autre que le bois, on dira que l’on travaille en mode bivalent. Dans certains cas, la chaudière d’appoint pourrait elle-même fonctionner au bois-énergie. Dans ce cas, on dira plutôt que l’on travaille avec des chaudières en cascade si le conditionnement est le même pour les deux chaudières.

Dimensionnement de la chaudière bois : aspects économiques

Les chaudières bois sont caractérisées par des coûts d’achat supérieurs aux chaudières traditionnelles gaz ou mazout. Du coup, il peut être intéressant de ne pas dimensionner la chaudière bois sur la puissance maximale de chauffage comme les puissances élevées sont appelées très peu souvent. On calibre la chaudière bois sur la charge de base pour qu’elle fonctionne un maximum de temps et que le surinvestissement pour la chaudière bois puisse s’amortir plus rapidement. C’est une seconde raison qui justifie un fonctionnement en mode bivalent.

Dans le point précédent, nous avions annoncé que la chaudière d’appoint pouvait fonctionner au bois. Pourtant, sur base de considérations économiques, l’intérêt de placer une chaudière traditionnelle gaz ou mazout est plus évident étant donné qu’elle est amenée à fonctionner pour des courtes périodes de la saison de chauffe. Néanmoins, dans certains cas, une chaudière d’appoint fonctionnant au bois-énergie semble pouvoir se justifier économiquement.  Tout dépend de la consommation annuelle que devra assurer cette chaudière, du coût et de la disponibilité du combustible pour l’institution qui utilisera cette chaudière.

Sécurité d’approvisionnement de chaleur : chaudière de soutien

Dans les considérations précédentes, on pourrait penser que la chaudière d’appoint a une puissance relativement faible, c’est-à-dire juste le complément de puissance nécessaire pour assurer, avec la chaudière principale au bois, le besoin maximal de chauffage. En fait, dans certains cas, la puissance de la chaudière d’appoint est supérieure à la puissance de la chaudière bois. En effet, on veut, pour certaines applications, garantir l’alimentation en chaleur du bâtiment même si la chaudière bois ne peut plus fonctionner (pour cause de panne, entretien, manque de combustible dans le silo). Ce problème de sécurité d’approvisionnement se pose pour tous les vecteurs énergétiques (gaz et mazout compris). La chaudière d’appoint aura un rôle de soutien (« backup ») pour pouvoir maintenir la température du bâtiment à un niveau acceptable même si la chaudière principale au bois ne peut plus fonctionnement temporairement, niveau qui n’est pas nécessairement égal à la température de consigne : on peut dans certains cas juste maintenir la température à une valeur modérée inférieure à la consigne, le temps de remettre la chaudière principale au bois en fonctionnement.

À titre d’exemple, on peut citer le cas de la chaufferie de Libin qui alimente un réseau de chauffage urbain. La chaudière principale est une chaudière à plaquettes de 550kW qui est dimensionnée pour répondre à 95% du besoin annuel de chaleur. Par conséquent, la chaudière d’appoint ne doit répondre qu’à 5% du besoin annuel. Néanmoins, cette chaudière travaillant au mazout présente une puissance nominale de 600kW afin de pouvoir servir de soutien en cas de panne de la chaudière principale.

Nombre de chaudières

Dans les considérations précédentes, nous avons essentiellement analysé le cas d’une seule chaudière bois principale qui assure la majeure partie de la production annuelle de chaleur. Le besoin d’une chaudière d’appoint a été longuement discuté. Si la puissance demandée est suffisamment importante, on peut aussi réaliser la production principale de chaleur sur base de plusieurs chaudières au bois-énergie. Cela permet, d’une part, de balayer une plage plus large de puissances sans devoir faire face au problème de « cyclage » et, d’autre part, de répondre à la question de la sécurité d’approvisionnement en cas de panne.

Exemples d’une installation composée de deux chaudières à pellets fonctionnant en cascade.

Dimensionnement des circuits de distribution

Le débit que doit véhiculer un circuit de distribution dépend de la puissance à fournir et du régime de dimensionnement des corps de chauffe.

Exemple

L’aile nord d’un bâtiment demande une puissance de chauffage (calcul des déperditions) de 50 kW à fournir par des radiateurs dimensionnés pour fonctionner en régime 90°/70°.

Le débit d’eau chaude nécessaire pour obtenir cette puissance de chauffage est égal à :

Débit = Puissance / (capacité thermique de l’eau x ΔT°)

= 50 [kW] / (1,16 [kWh/m³.K] x (90 – 70)[K]) 

= 2,16 [m³/h]

La section des conduites se déduit de la relation :

section = débit / vitesse

Plus les conduites de distribution sont étroites, pour assurer ce débit, plus la vitesse de l’eau est élevée, avec pour conséquences :

  • l’augmentation du bruit,
  • l’augmentation des pertes de charge et de la consommation électrique du circulateur,
  • la difficulté de réglage de l’installation.

En contre-partie, le coût des conduites est moindre.

Deux techniques sont possibles pour dimensionner le diamètre des conduites :

  • se fixer une vitesse maximale constante (par exemple 0,5 m/s) dans tout le réseau,
  • ou se fixer une perte de charge constante pour chaque tronçon (par exemple, 120 Pa/m).

La première méthode donne généralement d’importants diamètres (investissement élevé, mais consommation des circulateurs moindres). La deuxième méthode peut donner des vitesses de circulation élevées et des problèmes acoustiques.

Dans son rapport n°1 de 1992, CSTC conseille de combiner les deux méthodes :

  • pour les diamètres réduits (DN10-20), limiter la vitesse de l’eau à 0,4 m/s pour des raisons acoustiques,
  • augmenter cette vitesse à 0,8 .. 1,2 m/s dans les grands diamètres (> DN50) si les conduites parcourent des locaux inoccupés, pour des raisons économiques,
  • ne pas dépasser une perte de charge de 120 Pa/m pour les tronçons intermédiaires pour limiter les pertes de charge.

Ce n’est évidemment pas au responsable technique à dimensionner les conduites. Il peut cependant s’interroger sur les grandeurs de référence maximale utilisées par le bureau d’études lors de la conception. Par exemple, si on dimensionne les conduites pour une perte de charge linéaire de 50 Pa/m au lieu de 120 Pa/m, la puissance absorbée par le circulateur diminuera de 30 .. 40 %. Le prix des conduites augmentera de 4 .. 8 %.

Dimensionnement des circulateurs

Le dimensionnement correct des circulateurs est un poste important qui va conditionner non seulement la consommation électrique de l’installation, mais aussi son confort.

Malheureusement, on ne calcule pas toujours précisément l’installation parce que cela prend du temps et que cela coûte plus cher que de mettre un circulateur trop gros.

On peut se faire une idée du dimensionnement correct des circulateurs en comparant la puissance électrique de ces derniers à la puissance des chaudières. Attention cependant, cette méthode ne peut convenir que pour vérifier le dimensionnement. Elle ne peut en aucun cas servir au dimensionnement d’un nouveau circulateur qui doit se faire en calculant les pertes de charge du réseau.

Simulation du rapport entre puissance électrique du circulateur Pe en [W] et la puissance des chaudières Pth [kW] en fonction du volume du bâtiment, pour plusieurs circulateurs présents sur le marché. Hypothèses de calcul : régime de température avec DT = 20 °C (ex : 90°/70 °C), pertes de charge linéiques de 0,01 [mCE/m] et pertes de charge de la chaudière et des organes de régulation de 1 [mCE/m] (valeurs réalistes et représentatives de la pratique). (Source : Cyssau, Mortier et Palenzuela, revue CVC, novembre 2000).

  1. pour le circulateur avec rendement moyen,
  2. pour les circulateurs avec rendement élevé,
  3. pour les circulateurs avec rendement faible. Le rapport PE/Pth ne dépasse 2 que pour des circulateurs ayant un rendement faible

Les Suisses (programme d’impulsion RAVEL) considèrent qu’une installation équipée de radiateurs normalement dimensionnée doit vérifier la relation :

puissance électrique d’un circulateur PE en [W] =
puissance thermique du réseau qu’il alimente Pth [kW]

En tout cas si :

puissance électrique d’un circulateur PE en [W] =
2 x puissance thermique du réseau qu’il alimente Pth [kW]

Il est fort probable que le circulateur choisi soit surdimensionné ou que son rendement soit mauvais.

La puissance thermique de chaque réseau a dû être calculée par le bureau d’études, car elle est nécessaire pour établir le débit d’eau à fournir. On peut également la vérifier par une méthode approximative, circuit par circuit. Par extrapolation, on peut également dire que les circulateurs sont globalement bien dimensionnés si :

puissance électrique de tous les circulateurs PE en [W] =
puissance thermique des chaudières Pth [kW]

Comme pour les circulateurs de moins de 1 kW, les constructeurs ne fournissent pas la puissance électrique absorbée des circulateurs pour chaque point de fonctionnement, on se basera pour établir la puissance électrique du circulateur choisi sur la relation :

puissance électrique du circulateur [W] =
90 % de la puissance lue sur la plaque signalétique [W]

Dimensionnement des corps de chauffe

Comme mentionné dans « Le choix des corps de chauffe« , dimensionner les corps de chauffe pour un régime de température de 70°/50° au lieu du 90°/70° traditionnel augmente les performances des chaudières à condensation. Cependant, le surcoût de ce surdimensionnement ne sera pas vite rentabilisé. Si ce temps de retour est considéré comme excessif, un bon compromis est alors de choisir le régime 80°/60°.

Exemple.

Le coût global d’une installation de chauffage de 400 kW dans un nouveau bâtiment de 4 000m² est de l’ordre de 120 000 … 180 000 €.

Ce coût peut être comparé au surcoût lié au choix de radiateurs dimensionnés en régime 70°/50°, soit un supplément de puissance installée de 69 % : environ …10 000… €.

> Quel est le gain réalisable sur le rendement de la chaudière à condensation ?

Lorsque les radiateurs sont dimensionnés en régime 90°/70° (sans surdimensionnement), la température moyenne de retour des radiateurs sur l’ensemble de la saison de chauffe est de l’ordre de 43 °C (avec une régulation en température glissante). Avec des radiateurs dimensionnés en régime 70°/50°, cette même température sera d’environ 33 °C.

Pour une chaudière à condensation performante dans laquelle la température des fumées à la sortie est supérieure de 3 °C à la température de retour de l’eau, le graphe suivant montre qu’en diminuant la température moyenne de l’eau de retour de 10 °C, le rendement moyen de la chaudière à condensation augmente de 6 %.

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 %). Pour un excès d’air de 20 %, une température de retour 43° C (équivalent à une température de fumée de 46 °C) équivaut à un rendement utile de 97 %, une température de retour de 33 °C (équivalent à une température de fumée de 36 °C), à un rendement utile de 103 %.

Sur une consommation de l’ordre de 50 000 m³ de gaz, cela équivaut à une économie de l’ordre de 3 000 m³ de gaz par an.

> Que conclure ?

Le surcoût d’installation des radiateurs est donc non négligeable… D’autant que l’économie faite par la chaudière est déjà comptabilisée dans la justification de son propre surcoût…

En fait, de toute façon un surdimensionnement des radiateurs de 27 % (régime 80/60) est de rigueur (pour assurer la relance), donc la température moyenne de l’eau de retour est de 39 °C. Par ailleurs, les apports internes vont créer un surdimensionnement de facto de l’installation. Donc, même si tout abaissement de température est bénéfique pour le CO2, il ne semble donc pas que ce soit sur ce poste qu’il faille mettre l’investissement prioritaire. Il sera beaucoup plus important de s’assurer que le circuit hydraulique provoque un réel retour d’eau froide vers la chaudière (pas de bypass de chaudière, ni de soupape différentielle, par exemple).

Le même principe peut être appliqué aux autres utilisateurs comme les batteries à eau chaude dans les groupes de traitement d’air, les ventilos-convecteurs ou encore la production d’eau chaude sanitaire.

Ces équipements travaillent généralement à plus haute température. Il est conseillé de les surdimensionner pour diminuer leur température de fonctionnement, par exemple en leur appliquant un régime de fonctionnement du type 70°/40° ou 90°/45° (batteries à eau chaude, échangeurs à plaque fonctionnant avec une température de sortie de 40°.45°). Cette pratique qui, pour les batteries, n’est pas encore rentrée dans les habitudes, conduit à un surinvestissement rentabilisé par l’exploitation.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le programme de bâtiment

Définir le programme, c’est aussi imaginer l’ambiance intérieure …

Mise en commun et chasse à l’inoccupation des espaces

Un point important pour réaliser des économies d’énergie consiste mettre en commun un maximum de services de manière à réduire le nombre de ceux-ci tout en permettant qu’ils soient de taille et qualité satisfaisante.

Lors des premiers dessins, il faut se poser la question du taux d’occupation des différents espaces et étudier la possibilité de combiner des usages de manière à réduire la quantité d’espace non utilisé de longues heures chaque jour. En agissant ainsi, le coût de la construction sera réduit et ce sont autant de m² et de m³ qui ne devront être chauffés alors qu’ils sont inoccupés la plupart du temps.

Est-il nécessaire d’avoir 8 imprimantes par étage ? Faut-il réellement une salle de réunion par département ? Chaque étage doit-il avoir sa cafétéria ? Plutôt que d’avoir un parking de 200 places chacun, nos deux enseignes ne pourraient-elles pas se contenter d’un parking commun de 300 places utilisable en soirée par les riverains ?

Un point important pour réaliser des économies d’énergie consiste mettre en commun un maximum de services de manière à réduire le nombre de ceux-ci tout en permettant qu’ils soient de taille et qualité satisfaisante.

Lors des premiers dessins, il faut se poser la question du taux d’occupation des différents espaces et étudier la possibilité de combiner des usages de manière à réduire la quantité d’espace non utilisé de longues heures chaque jour. En agissant ainsi, le coût de la construction sera réduit et ce sont autant de m² et de m³ qui ne devront être chauffés alors qu’ils sont inoccupés la plupart du temps.

Plus la mise en commun sera forte et plus le taux d’occupation des espaces sera optimisé, plus les économies d’énergie seront grandes.

Schéma sur le principe de mise en commun des espaces.

Choisir l’ambiance intérieure souhaitée

L’architecte et le bureau d’études ne pourront développer des stratégies adéquates que si le Maître de l’Ouvrage s’est préalablement positionné sur l’ambiance intérieure qu’il souhaite créer dans son bâtiment.

Le souhait de pouvoir gérer son propre environnement

Parmi les attentes exprimées auprès des promoteurs, on entend de plus en plus souvent le souhait des occupants de pouvoir ouvrir leur fenêtre. Il y a un certain rejet des ambiances feutrées, trop coupées du bruit du monde extérieur.

Malgré la fluctuation des températures que cela peut entraîner, il apparaît que l’occupant est beaucoup plus conciliant avec le confort lorsqu’il gère lui-même son environnement. Par contre, il sera très exigeant avec le service de maintenance lorsqu’il se trouve face à une fenêtre fixe, totalement dépendant de la pulsion d’une bouche d’air…

Dans les bureaux paysagers, les personnes qui ont vue sur l’extérieur et accès à l’ouverture de la fenêtre sont généralement beaucoup plus satisfaites que les autres occupants.

Plus généralement, c’est donc l’accès éventuel par l’occupant à la ventilation, à l’éclairage, aux protections solaires, au chauffage, … qui doit être défini dès le départ du projet.

Attention : la définition de l’ambiance dépasse le simple souhait et demande une réflexion approfondie. Ainsi,

  • l’ouverture des fenêtres peut générer des nuisances acoustiques,
  • l’air extérieur peut être pollué et nécessiter une filtration,
  • si la climatisation est installée, elle devra être coupée lors de l’ouverture de la fenêtre. L’occupant devra alors choisir : fermer sa fenêtre et avoir une ambiance refroidie, ou ouvrir sa fenêtre et laisser la température monter.

Par exemple, au siège d’ELIA à Bruxelles, chaque zone de 40 m² peut réguler la température locale de +-2 °C par rapport à la température de consigne générale et ouvrir une bouche d’aération naturelle sur simple pression d’un bouton. La hauteur et l’exposition au vent grâce au site dégagé du bâtiment rendent la ventilation naturellement puissante et sensible par les occupants.

Le remplacement de la climatisation par un free cooling de nuit

Voici un autre exemple de choix d’un type d’ambiance : une stratégie de « free-cooling », c’est à dire de refroidissement naturel du bâtiment sans climatisation mécanique, peut être décidée. On profite de la fraîcheur de la nuit pour ventiler le bâtiment.

Ceci sous-entend une variation de la température intérieure sur la journée puisque c’est le bâtiment qui fait tampon, accumule la chaleur en journée et attend la nuit pour se décharger.

Il faut donc décider d’accepter ou non le fait qu’en été le bâtiment soit par exemple à 22°C au matin et à 26°C au soir.

L’intégration de la lumière dans le bâtiment

Photo d'un atrium.

Par un jeu d’atria, par des puits de lumière, par des coupoles vitrées,… il est possible d’intégrer la lumière naturelle au sein du bâtiment. La consommation d’éclairage artificiel en sera diminuée d’autant, mais surtout, le bâtiment y trouvera son âme.

A contrario, ce sont des m² ou des m³ à financer. Et ce sont bien souvent des apports de chaleur excédentaires en été, qui ne pourront être maîtrisés que par une possibilité d’ouverture automatisée en toiture. Donc un coût.

Il faut trouver l’optimum entre une grande compacité pour limiter les pertes de chaleur et une moins grande compacité (augmenter les surfaces déperditives) pour profiter davantage d’accès à de la lumière naturelle. La compacité du bâtiment joue un rôle fondamental dans le calcul du niveau K du bâtiment.

Mais la qualité architecturale est un élément de satisfaction de l’employé sur son lieu de travail qui influe aussi sur sa productivité professionnelle…
En caricaturant quelque peu, on peut aller jusqu’au fait que le choix de la hauteur sous-plafond caractérisera la « hauteur d’esprit » des occupants !

Choisir des consignes de confort réalistes

Les études du « sick building syndrom » ont montré l’impact négatif d’un choc thermique trop important à l’entrée du bâtiment climatisé. Ceci ne veut pas dire que l’on apprécie pas la fraîcheur d’un bâtiment en plein été, mais bien que notre corps s’adapte au climat et trouve très confortable une ambiance à 26°C lorsqu’il fait 30°C dehors.

Si aux États-Unis l’ambiance intérieure semble établie sur base d’un « 22°C toute l’année, quelle que soit la température extérieure », un mouvement d’opinion se dessine chez nous pour rejeter ce « tout air conditionné » et réintégrer une certaine saisonnalité de l’ambiance intérieure. On parle plutôt de « rafraîchir » l’ambiance afin de passer plus facilement les quelques jours de canicule de l’année.

Le bureau d’études concevra le système et le dimensionnera en fonction des exigences de son client. C’est donc ce niveau d’exigence qui sera à la base du projet. On sera donc attentif à définir avec soin les consignes intérieures souhaitées.

Température et humidité

Solution 1

Classiquement, on impose au cahier des charges des températures intérieures à vérifier dans les situations extérieures les plus critiques.
Par exemple :

  • Température en hiver : 21°C par – 10°C extérieur (- 8° à Bruxelles et – 12°C en Ardennes).
  • Température en été : 24°C (26°C si plafonds froids) par + 30°C et 50 % HR.
  • Humidité : min 40 % en hiver, max 65 % en été.

Imposer une telle exigence à un bureau d’études, c’est forcément imposer une climatisation mécanique.

Solution 2

On peut également lui proposer un niveau d’exigences plus compatible avec la recherche de solutions alternatives, admettant de dépasser temporairement certaines limites de température. Par exemple, en Hollande, il est proposé le critère de « 100 heures par an au dessus de 25,5°C, dont 20 heures au dessus de 28°C ». C’est une simulation informatique qui devra prouver que cette exigence sera bien satisfaite pour une année climatique type moyenne.

Solution 3

On peut également aborder le problème sur base d’un rafraîchissement garanti. Ce n’est plus une consigne intérieure fixe mais bien un abaissement de 3 ou 4°C par rapport à la température extérieure.

Solution 4

Et un compromis peut être trouvé : une climatisation partielle des lieux. Pourquoi ne pas concentrer les locaux générateurs de surchauffe (locaux informatiques, salles de réunion, …) dans une zone du bâtiment qui sera refroidie mécaniquement ? Les autres locaux seront moins chargés en apports internes et seront plus facilement refroidis naturellement. Les niveaux d’exigence sont alors adaptés en fonction des lieux.

Apport d’air neuf hygiénique

Dans un bâtiment bien isolé, la consommation liée au traitement de l’air neuf hygiénique (chauffage et humidification en hiver, refroidissement en été) dépasse les pertes par les parois de l’enveloppe. La définition du débit est donc d’une importance capitale pour la consommation future du bâtiment.

La norme européenne EN 13779 (Ventilation for buildings – Performance requirements for ventilation and air-conditionning systems, Commission technique CEN/TC 156, 1999) propose différents débits d’air neuf à respecter en fonction de la qualité de l’ambiance à respecter :

Norme européenne EN 13779 pour les locaux sans fumeur.
Catégorie de qualité d’air Débit d’air neuf
Excellente qualité
(niveau ambiant de CO2 < 400 ppm au dessus du niveau extérieur) 		> 54 [m³/h.pers]
Qualité moyenne
(niveau ambiant de CO2 400 – 600 ppm au dessus du niveau extérieur) 		de 36 à 54 [m³/h.pers]
Qualité acceptable
(niveau ambiant de CO2 600 – 1 000 ppm au dessus du niveau extérieur)		 de 22 à 36 [m³/h.pers]
Faible qualité
(niveau ambiant de CO2 > 1 000 ppm au dessus du niveau extérieur) 		< 22 [m³/h.pers]

L’exigence du RGPT, 30 [m³/h.pers], correspond donc à une qualité acceptable. Un courant actuel venu des pays nordiques tend à installer de 50 à 70 [m³/h.pers]. Compte tenu des fortes conséquences énergétiques de ce choix (chauffage, humidification, refroidissement), une valeur située entre 30 et 40 m³/h semble adéquate. On choisira certainement 30 m³/h si une possibilité d’ouvrir les fenêtres existe. Un système double flux avec récupération de la chaleur sur l’air rejeté permet de préchauffer l’air neuf et réduire considérablement les pertes liées à la ventilation.

Éclairage

Une des techniques les plus économes pour un immeuble de bureaux consiste à assurer un éclairement général de 200 lux, tout en dotant chaque poste de travail de son éclairage individualisé. On atteint dans ce cas une puissance installée de 7 Watts/m²/500 lux… soit 3 x moins que ce qui était installé dans les années 70.

Question : lorsque le bureau d’études estime les charges thermiques du local, doit-il cumuler la charge d’éclairage et celle d’ensoleillement ? Si le soleil est présent, ne peut-on tabler sur une extinction des luminaires ?

Bureautique

Il existe des solutions pour diminuer les charges internes. Un PC dégage 150 Watts, dont 100 pour l’écran. Si le choix d’écran plat est décidé, les apports de chaleur diminuent au tiers. Et le gain énergétique est double puisqu’à l’énergie électrique plus faible pour alimenter l’équipement est ajoutée l’énergie économisée en climatisation.

En tant que maître de l’ouvrage, il faut clairement définir les charges liées à l’équipement. Cela évitera au bureau d’études de prendre des coefficients de sécurité trop importants. Si le niveau énergétique est faible, cela lui donnera également plus d’aisance pour proposer des solutions alternatives.

Par exemple, si la charge thermique est faible (équipements à faible consommation et apports solaires limités), il est possible d’utiliser des plafonds froids ou des poutres froides, alimentés par de l’eau à 17°C (régime 17/19).

Photo plafond froid.

Le risque de condensation est faible lors de l’ouverture des fenêtres et l’on ne devra plus consommer beaucoup d’énergie pour déshumidifier l’air neuf hygiénique. De plus, une partie de l’année, l’eau réchauffée à 19°C pourra être refroidie en toiture sans équipement frigorifique, simplement en passant dans un aéroréfrigérant (= échangeur eau/air avec ventilateur). Ce sera particulièrement efficace la nuit et le bâtiment pourra ainsi être déchargé de la chaleur accumulée en journée.

Choisir le degré de flexibilité

La flexibilité est aujourd’hui un must, surtout si l’on est promoteur. Le bâtiment devient une boîte dans laquelle le client futur installera ce qu’il souhaite.

Cette approche génère généralement trois difficultés majeures :

  1. Les cloisons intérieures légères sont sans inertie et des faux-plafonds (et/ou faux-planchers) coupent l’accès thermique aux dalles de béton. L’espace intérieur devient très sensible aux apports solaires (effet similaire à la voiture laissée au soleil…) et une climatisation s’impose.
  2. Si le client peut intégrer où il veut une salle de réunion (apport d’air neuf hygiénique élevé) ou une salle informatique (apports thermiques élevés), le bureau d’études va devoir surdimensionner les installations de tout le bâtiment, créant des coûts d’exploitation nettement plus élevés des auxiliaires (pompes, ventilateurs).
  3. L’architecture du projet en soufre et donc la qualité des ambiances. Sans citer de marque, on peut tenter un parallèle avec des hôtels préfabriqués aux abords de nos villes… que nous acceptons pour dormir une nuit, mais pas pour vivre ou travailler.

Il apparaît important de limiter dans le programme les zones de flexibilité, réservant à certains espaces des tâches spécifiques.

Il est d’ailleurs curieux de constater que les anciens bâtiments de qualité sont toujours là, rénovés certes, mais en y adaptant un nouveau programme. À l’opposé, les bâtiments légers modulaires, pourtant très flexibles, sont abandonnés et détruits.

Une réflexion qui intègre le bureau d’études dès l’esquisse

La conception d’un bâtiment à basse énergie forme un tout : choix de l’orientation, choix de l’enveloppe, choix des équipements, … tout est lié.

Architecte et bureau d’étude doivent y travailler ensemble dès le départ. Par exemple, le free cooling naturel du bâtiment demande des taux de renouvellement d’air horaires > 4, donc des débits d’air importants, donc des sections élevées, donc des « cheminées » à intégrer dès le début du projet architectural.

Cheminées de ventilation naturelle du bâtiment du BRE.

Une des difficultés à ce niveau est créée par le principe des concours d’architecture. L’architecte y travaille seul pour limiter les frais (il travaille souvent à perte…). Il conçoit une enveloppe attractive pour gagner le concours… et se voit contraint de la respecter ensuite. C’est là que l’on voit parfois les bureaux d’études s’arracher les cheveux !

Suggestion : idéalement, le maître d’ouvrage devrait prendre en compte le coût d’exploitation du bâtiment et proposer parmi les critères d’évaluation du concours un quota de 30 %, par exemple, pour la vision globale des coûts sur la durée de vie du bâtiment. Le bureau d’études doit alors être associé au concours…

Acoustique

L’ambiance acoustique de chaque espace doit également être conçue dès la programmation tant les nuisances sonores peuvent être à l’origine de tensions ou de problèmes de concentration. Il conviendra de regrouper les espaces en fonction du niveau sonore produit et accepté dans le cadre des activités ayant cours dans cet espace et/ou, à défaut, de recourir à des dispositifs d’isolement et/ou d’absorption acoustique adéquats.

 

À gauche : dispositifs d’absorption acoustique appliqués sur un plafond à forte inertie.
À droite : paroi légère vitrée et dédoublée séparant un openspace d’une salle de réunion.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Cas particulier : La protection des fenêtres en toiture

Cas particulier : La protection des fenêtres en toiture

Les principes généraux de la protection des fenêtres en toiture sont semblables aux principes de la protection de fenêtres verticales.

Des systèmes de protection comparables sont ainsi appliqués :

Les brise-soleil en aluminium, fixes ou orientables

Les stores plissés, enroulables ou vénitiens intérieurs, coulissant sur des guides

Critères de choix

D’une manière générale, les critères de choix traditionnels (efficacité par rapport aux surchauffes, à l’éblouissement, isolation complémentaire, résistance aux contraintes mécaniques, possibilité d’ouverture des fenêtres, placement en rénovation, modularité) restent d’application pour le choix d’une protection en toiture.

Notons cependant que les locaux sous toiture sont particulièrement sensibles aux surchauffes suite à l’inclinaison des ouvertures (perpendiculaires au soleil) et à leur faible inertie thermique. Une attention toute particulière devra donc être apportée au choix du facteur solaire du système.

En outre, certaines dispositions propres aux fenêtres de toit limiteront la panoplie de possibilités.

Les fenêtres (presque) horizontales et les coupoles

La position horizontale de l’ouverture est surtout utilisée pour favoriser un apport lumineux dans des locaux profonds. En hiver, leur impact sur les apports thermiques extérieurs est très faible, puisque le soleil reste bas sur l’horizon. Par contre en été, l’inconfort, tant lumineux (éblouissement) que thermique peut être rapide.

Dans ce cas, les avantages des protections mobiles (valorisation des apports en hiver et protection en été) sur les protections permanentes (vitrage réfléchissant, film) ne sont plus aussi flagrants.

Si le choix se porte alors sur une protection permanente, il sera nécessaire de choisir une protection ayant une TL assez importante et un FS faible pour profiter d’un apport lumineux suffisant en hiver, sans désagrément en été. Il existe notamment des vitrages à contrôle solaire ayant une transmission lumineuse proche de 0,6 et un Facteur solaire proche de 0,3.

La forme des couvertures (bombées, pyramidales, …) limite souvent le choix à des protections intérieures coulissantes. Dans ce cas, une attention particulière sera accordée au matériau utilisé. Les toiles réfléchissantes seront préférées en raison de leur meilleur facteur solaire.

Les verrières élevées

Difficultés d’entretien

La difficulté d’entretien des verrières élevées peut conduire au choix d’une protection extérieure. L’entretien des protections intérieures sera nettement moins fréquent mais demandera souvent l’utilisation de nacelles ou échafaudages.

De même, pour des raisons de maintenance, la mise en œuvre d’éléments de protection extérieurs mobiles est généralement déconseillée. Les protections fixes étant pénalisantes pendant la saison hivernale, les protections semi-mobiles (deux positions saisonnières) permettront de résoudre ce problème. Ces systèmes pourront être manipulés deux fois par an seulement (aux équinoxes par exemple).

Manipulation

Dans le secteur tertiaire, la manipulation des protections mobiles de toiture doit être au minimum motorisée. De plus, la présence des verrières se rencontrant souvent dans des lieux que l’on peut associer à des lieux publics (aucune personne n’est responsable de la gestion des systèmes locaux), une automatisation peut s’avérer un atout supplémentaire.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Corrosion

Corrosion

L’oxygène renforce la corrosion de l’acier

Au départ, la corrosion électronique du fer par l’hydrogène

Le fer, en présence d’un électrolyte, va se dissoudre sous la forme d’un ion positif Fe++ et libérer 2 électrons. Il envoie donc dans la solution un cation (atome de métal chargé d’électricité positive) et en même temps, il se charge lui-même d’électricité négative. On dit qu’un potentiel électrique se crée entre le métal et la solution de ses ions.

Si l’eau est de très haute pureté, il n’existera aucun corps susceptible de capter les électrons issus de la dissolution du fer. Le phénomène se poursuivra jusqu’à une valeur d’équilibre où le nombre de charges électriques en présence (positives dans l’eau, négatives à la surface du métal) créera un champ magnétique suffisant pour bloquer la migration du fer.

Mais si le fer est en contact avec l’eau du robinet, ou a fortiori avec l’eau de mer ou un électrolyte quelconque, le circuit électrique va pouvoir se refermer. En effet, l’eau sera partiellement ionisée :

H2O –> H+ + (OH)-

Et une certaine quantité d’ions H+ vont réagir sur une partie du métal en récupérant les électrons libérés par la dissolution du fer et former de l’hydrogène gazeux (apparition de petites bulles d’hydrogène) :

2 H+ + 2 électrons –> H2

La corrosion se traduit par une circulation d’électrons. Le métal qui cède des électrons constitue l’anode, les ions H+ qui absorbent les électrons constituent la cathode. Cette fois, le Fe continue à se dissoudre en Fe++ !

Remarque : par convention, le courant (+) est représenté dans le sens contraire de la circulation des électrons (-).

La quantité de courant qui traverse cette pile est proportionnelle à la quantité de métal qui se dissout à l’anode. Un ampère par an dissoudra environ 9 kg d’acier par an. Seule, la présence de bulles d’hydrogène sur la cathode formera une couverture isolante capable de réduire le débit de courant et de freiner la corrosion.

Un responsable de la maintenance peut contrôler si de la corrosion se produit dans son réseau : en approchant une flamme du dégazeur, s’il y a présence d’hydrogène une petite explosion se fera lors de l’ouverture de la soupape.

Le renforcement de la corrosion en présence d’oxygène

La plupart des eaux contiennent de l’oxygène dissous. Cette teneur en oxygène diminue si la température augmente, mais augmente si la pression s’accroît.

1° Cet oxygène se combine avec l’hydrogène H2 pour former de l’eau :

2 H+ + 1/2 O2 + 2 électrons –> H2O

On évite ainsi l’accumulation d’hydrogène et la corrosion continue alors sans empêchements.

2° L’oxygène capte lui-même les électrons et forme des ions OH- :

O2 + 2 H2O + 4 électrons –> 4 (OH)-

Ceux-ci vont se combiner avec les Fe++ pour former des hydroxydes ferreux et ferriques.

Fe++  + 2 (OH)-  –> Fe(OH)2
Fe(OH)2  +  1/2 O2  +  2 H2O  –> Fe(OH)3

Ce qu’on appelle couramment de la rouille !

Conséquence

Pour éviter ces corrosions, l’eau des circuits de chauffage est désaérée (dégazée par des purgeurs automatiques) : les quantités d’oxygène seront réduites.

De plus, dans un circuit de chauffage, c’est toujours la même eau qui circule, on parle « d’eau morte ». Si de l’eau nouvelle est ajoutée au circuit, il faut rechercher l’origine de la fuite pour éviter de recharger l’eau en agent corrosif.

La présence de boues renforce la corrosion de l’acier

La formation d’une pile au sein d’un métal

Comme vu ci-dessus, une pile est donc formée au sein d’un même métal : entre deux points voisins de la tuyauterie se constitue un couple électrique. Comment se fait-il qu’une zone devienne anodique et une autre cathodique ?

Une différence locale dans la qualité de l’acier peut déjà le justifier : présence d’impuretés (oxydes), d’éraflures ou d’entailles, … Ce n’est pas un hasard si de la corrosion apparaît souvent à l’endroit du filetage des tuyauteries assemblées.

Mais ce qui sera souvent l’élément facilitateur de la corrosion, c’est l’existence d’une aération différentielle en oxygène : les zones faiblement aérées constituent des anodes, alors que les zones fortement aérées deviennent des cathodes.

C’est Evans qui a mis en évidence cette propriété par l’expérience ci-dessous :


Lorsqu’un matériau métallique plonge dans un milieu dont les teneurs en oxygène sont différentes (par injection d’oxygène localement), il apparaît un courant électrique. La plaque la moins aérée se dissout dans le milieu et libère des électrons.

Par exemple pour le Fer :

Fe –> Fe++  +  2 électrons

Une corrosion sous les boues du réseau

Cette corrosion par aération différentielle se rencontre dans les installations de chauffage : les zones sous une couche de boues au fond d’un radiateur ou d’une chaudière (faiblement aérées) se corrodent car elles constituent des anodes, alors que les zones soumises à un débit plus élevé (fortement aérées) deviennent des cathodes.

Ces boues sont formées de résidus de montage (limailles, produits de soudure,…) ou encore des sédiments présents dans l’eau (sable, argile,…). L’usage d’un filtre à l’entrée du réseau sera toujours utile, filtre avec un pouvoir de rétention de 25 à 50 microns.

Deux métaux différents se corrodent entre-eux

La noblesse des métaux

Comme le fer, tous les métaux plongés dans une solution établissent un potentiel électrique entre eux et la solution : c’est le potentiel d’électrode simple. Ces potentiels sont repris dans le tableau ci-dessous, avec le potentiel de l’hydrogène pris comme zéro de référence (pour une raison non développée ici).

Élément

Potentiel (Volts)
Sodium – 2.7
Magnésium – 2.3
Aluminium – 1.7
Zinc – 0.8
Chrome – 0.7
Fer – 0.4
Nickel – 0.3
Etain – 0.1
Plomb – 0.1
Hydrogène 0
Cuivre + 0.3
Argent + 0.8
Platine + 1.2
Or + 1.4

Il est intéressant d’analyser de plus près cette liste : elle nous fournit les tendances relatives à la corrosion pour ces éléments. Par exemple, le sodium réagit violemment avec l’eau tandis que le platine n’est pas attaqué par l’eau. Pour cette raison, l’or et l’argent sont souvent trouvés à l’état natif, tandis que le fer et l’aluminium sont toujours trouvés sous formes combinées (oxydes) dans les mines.

On parle couramment de hiérarchie, de noblesse des métaux, l’or étant le plus noble.

La création d’une pile entre 2 métaux

Lorsque deux métaux sont mis en contact, une différence de potentiel électrique apparaît entre eux, un couple galvanique est créé. Une corrosion dite galvanique va s’enclencher et ce, d’autant plus fortement que la différence de potentiel entre les métaux sera forte.

Par exemple, le cuivre et l’aluminium forment une pile puissante : 2,0 V (= 1,7 + 0,3).
Attention à l’association entre radiateurs en aluminium et tuyauteries en cuivre !

Par contre, le magnésium et l’aluminium formeront une pile plus faible : 0,6 V (2,3 – 1,7).

Un métal situé plus haut dans la série agira comme anode et celui plus bas se comportera comme cathode lorsque les deux métaux sont en contact. Ainsi, entre le fer et le cuivre, c’est l’acier, moins noble, qui constituera l’anode et cédera ses électrons, alors que le cuivre, plus noble, constituera la cathode.

Les phénomènes de couple galvanique seront renforcés ou diminués par d’autres paramètres. Par exemple, le cuivre s’érode facilement et de nombreuses particules de cuivre se mettent en circulation, se déposent sur les tuyauteries acier et constituent de nombreuses micropiles enclenchant le processus de corrosion. C’est une des raisons qui font que l’utilisation du cuivre est proscrite en amont de tuyauteries galvanisées.

Un ballon d’eau chaude sanitaire en acier galvanisé se détériore s’il est raccordé à l’arrivée d’eau de ville par des tuyauteries en cuivre. Si le cuivre est situé en aval de l’acier, il y aura peu de problèmes.

À noter que si l’aluminium est un métal réactif (il se situe très haut dans la série des potentiels …), il possède une bonne résistance à la corrosion. Ce métal forme rapidement en surface une couche d’alumine (Al2O3) qui arrête la corrosion en beaucoup de milieux environnants.

La protection contre la corrosion électrochimique

Voici quelques exemples de procédés utilisés pour combattre la corrosion :

  • Choix de combinaisons de métaux aussi voisins que possible dans la série galvanique.
  • Revêtements protecteurs tels que la peinture. Un tel revêtement constitue une barrière entre le métal et son environnement, empêchant le courant de circuler.
  • Addition d’inhibiteurs chimiques dans la solution en contact avec le ou les métaux. Ils créent généralement une fine pellicule d’hydroxydes ou de sels à la surface du métal. Le passage du courant est freiné et la corrosion aussi.
  • Isolation des métaux différents par une rondelle de Bakélite, de plastique, … à l’endroit de leur contact.

Isolement électrique intégré dans un raccord boulonné entre deux métaux différents.

  • Protection cathodique : un courant électrique extérieur est appliqué au métal de telle sorte que le courant entre dans le métal par la totalité de sa surface. Les régions anodiques sont transformées en régions cathodiques. Ce courant s’oppose au courant anodique de corrosion.
  • Protection par « anode sacrificielle » : un métal ne peut s’oxyder si l’on fait en sorte qu’il soit la cathode d’une pile. Ainsi, dans l’eau de mer, un objet en cuivre est protégé s’il est relié électriquement à une électrode de fer. C’est le fer qui sera oxydé puisqu’il constitue l’anode de la pile associant les couples Cu++/Cu et Fe++/Fe). De même, un objet en fer (une coque de bateau, par exemple) est protégé par des anodes en zinc fixées sur lui : c’est le zinc qui sera attaqué (= « anode consommable »). De même encore, on peut protéger des canalisations en fonte enfoncées dans le sol en les reliant de loin en loin, à des électrodes d’un métal plus réducteur que le fer (Zn, Mg), également enterrées.Dans les boilers (réservoirs d’eau chaude sanitaire), c’est souvent une électrode soluble de magnésium qui sera placée pour protéger la cuve en acier. Elles doivent être renouvelées après quelques années.
  • Ne pas adoucir trop fortement l’eau : un léger dépôt renforce la protection interne de la tuyauterie. On évitera donc de régler l’adoucisseur en dessous des 15°F.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la robinetterie

Choix de la qualité

On peut intégrer la qualité comme facteur d’économie dans la mesure où les problèmes de fuite ou de dysfonctionnement s’en trouvent minimisés.

Et vu le coût moyen de 5 € du m³ d’eau chaude, le surcoût de la qualité est rapidement amorti. « Il faut être riche pour acheter bon marché », disait ma grand mère…

Mélangeur à 2 robinets ? Mitigeur monocommande ? Mitigeur thermostatique ?

Mitigeur monocommande Mélangeur à 2 robinets. Mitigeur thermostatique.

Voici les résultats d’une étude faite dans le cadre du programme Ravel en Suisse.
Ils montrent que la consommation d’énergie est :

  • 19 % plus élevée avec un mélangeur à deux robinets pour bain/douche qu’avec un mitigeur thermostatique (consommation supplémentaire d’énergie environ 200 kWh/an).
  • 56 % plus élevée avec un mélangeur à deux robinets pour lavabo qu’avec une robinetterie sans contact (consommation supplémentaire d’énergie environ 200 Wh/an, également).

Sur base du prix du kWh, il est possible d’avoir une idée de la rentabilité de l’investissement.

Eau chaude %

Bain

– mitigeur thermostatique

 64 100

– mitigeur à monocommande

69 108
– mélangeur à 2 robinets 76 119

Lavabo

 – –

– robinetterie sans contact

 16 100

– mitigeur à monocommande

 20 125

– mitigeur thermostatique

23 143
– mélangeur à 2 robinets 25 156

Influence de la robinetterie sur la consommation d’énergie
base : eau chaude à 55°C, eau froide à 15°C.

On peut en déduire une stratégie de choix appliquée à un lavabo :

Type de robinetterie

 Consommation d’énergie Consommation d’eau Coût Remarque
– mélangeur à 2 robinets élevée élevée faible simple
– mitigeur à monocommande faible moyenne normal économique
– mitigeur thermostatique moyenne élevée élevé confortable
– robinetterie sans contact faible faible élevé hygiénique

Cette grille de choix doit encore être confrontée à l’analyse du comportement probable de l’utilisateur. Le robinet d’eau chaude est parfois inutilement actionné, de même que le levier du mitigeur à monocomande est souvent laissé dans une position médiane, même si l’eau chaude n’était pas recherchée…

Cette analyse est partagée par le CSTB en France. Il semble que le mitigeur thermostatique de douche n’apporte surtout des économies que lors du deuxième usage rapproché (rinçage, par exemple). Sur base d’un surcoût moyen de 45 €, ils annoncent un temps de retour de 4 ans dans un usage familial. En usage tertiaire, le temps de retour est donc nettement plus faible.

Le réglage optimum du débit avant celui de la température

Il semble que le facteur numéro 1 de consommation d’énergie soit la quantité d’eau utilisée, avant la température. Donc il faut d’abord chercher à ce que le robinet fournisse juste le débit d’eau nécessaire, et dans un deuxième temps à ce que l’adaptation de la température souhaitée entraîne le moins de consommation d’eau chaude.

L’ergonomie des différents robinets mérite donc une attention particulière, au regard de l’occupation des mains de l’utilisateur. Dans certains cas, les mains étant occupées par un objet (lavage, …), il peut être utile de sélectionner une robinetterie dans l’ouverture est commandée par le genou ou le pied (pédale).

Favoriser l’usage de l’eau froide

Pour favoriser l’usage préférentiel de l’eau froide pour se laver les mains, il est plus aisé de n’ouvrir que l’eau froide avec un mélangeur qu’avec un mitigeur. Aussi, certains fabricants proposent des mitigeurs avec une manette un peu particulière. En effet, la tête céramique est conçue pour que la position centrale corresponde en fait à la position « pleine eau froide » au lieu de la position « eau mitigée ».

Mitigeur.

Le thermostatique : avant tout un confort renforcé

Le thermostatique amène un confort supplémentaire en terme de stabilité de température, même lorsque la production instantanée entraîne des fluctuations de température de l’eau chaude.

Pour augmenter les économies, il existe également des robinets dont le réglage de base correspond à un débit limité à 40 ou 50 %. Ce n’est que si l’utilisateur veut volontairement obtenir le plein débit, après avoir déverrouillé le bouton « éco » du limiteur, que le débit maximal est fourni.

De plus, les thermostatiques intègrent une fonction de sécurité grâce à un bouton « stop » qui limite la température de l’eau mitigée en sortie à 38°C et permet ainsi d’éviter les risques de brûlure (très utile en milieu fréquenté par des personnes âgées ou des des enfants).

Dans des lieux de soins, la température d’arrivée d’eau chaude est parfois de 60°C au moins pour des raisons d’hygiène. Pour éviter tout risque de brûlure, il est possible d’intégrer un mitigeur de sécurité sous l’évier, en amont du mitigeur normal. Il se pose sur la vanne d’arrêt. Il prérègle la température maximale de sortie, indépendamment des variations de pression et même en cas d’interruption de l’arrivée d’eau froide, d’après le fournisseur.

Mitigeur de sécurité.

Le réglage de température est dissimulé sous une coiffe et modifiable via une clé Allen par le technicien.

Enfin, il existe des mitigeurs centralisés pour une zone du réseau.

Mitigeurs centralisés.

Choix d’équipements à faible débit

Utilisation des « boutons poussoirs »

La réduction de la durée d’utilisation peut être directe : une robinetterie à fermeture automatique dans les installations publiques permet de diminuer drastiquement la consommation d’eau.

Utilisation des commandes électroniques

Ils régulent le débit d’eau sans aucun contact physique de l’utilisateur, à l’aide d’une technique opto-électronique. Ce n’est que lorsque les mains se trouvent dans la zone de réception du capteur sous le robinet que l’eau est distribuée.

Mitigeur à commandes électroniques.

En voici une version,
avec l’alimentation en savon également sous contrôle.

Il existe des modèles raccordés au réseau (très faible consommation mais investissement plus élevé), d’autres avec alimentation par batterie (plus aisé en rénovation mais un bilan est à faire !).

Certains encore disposent d’une auto-fermeture, programmable entre 2 et 60 secondes.

Si l’électronique est présente, elle permet également de présélectionner la température d’eau mitigée.

Et puisqu’on en est à rêver, il existe des modèles de robinets intégrables dans la GTC (Gestion Technique Centralisée) du bâtiment : une alarme se déclenche si l’ouverture reste ouverte trop longtemps, une coupure automatique de tous les robinets du bâtiment est possible d’un seul lieu (début des WE, par ex.), un contrôle interdit une température pouvant provoquer des brûlures (dans un home pour personnes âgées), …

Placement de mitigeurs avec butée

Ce type de robinetterie s’utilise comme un mitigeur classique. Toutefois, un point « dur » ou une butée délimite les 2 zones de fonctionnement : une zone économique (de 0 à 6 litres/min environ) et une zone de confort (jusqu’à environ 12 litres/min). Le surcoût de cette technique « point dur à franchir » est négligeable et donc le temps de retour est immédiat.

Mitigeurs avec butée.

Placement de « mousseurs »

Un mousseur est un régulateur de débit qui réduit la section de passage en fin de robinetterie et/ou qui crée un mélange air/eau. Il participe en même temps à la performance acoustique du robinet. Il permet par exemple de réguler un débit maximum de 6 ou 8 litres/minute. Un mousseur revient environ à 5 €.

Mousseur.

Dans la pratique, on se rend compte que des foyers de légionelles peuvent se retrouver au niveau des mousseurs; raison pour laquelle dans beaucoup d’institutions les mousseurs ont été enlevés.

On rencontre aussi ce type de réducteur de débit dans des « douchettes économes » : soit une manette permet de réduire le débit, soit un effet de « nuage d’eau » est créé. Attention au fait que ce type de douchette peut accélérer le phénomène d’aérosolisation, et donc une sensibilité plus grande à la contamination par la légionelle.

Douchettes économes.

Ces équipements terminaux modifient la courbe de réglage en température. La mise en place d’une perte de charge supplémentaire diminue « l’autorité » de la vanne. Si l’évolution est au départ linéaire, la perte de charge finale limite la zone de réglage de la température sur une bonne partie de la plage angulaire.

Problème commun à tous ces équipements : le calcaire !

L’entartrage de ces équipements est un problème si l’eau est particulièrement chargée en calcaire. Un entretien régulier des équipements (vinaigre, produit de type « Viakal », …) ou un adoucissement de l’eau avant son chauffage peut être nécessaire.

Les douchettes avec picots sont donc à privilégier : un simple grattage des picots permet alors de décoller les dépôts.

Certains mousseurs se présentent comme spécialement étudiés pour réduire le dépôt de calcaire.

Tous ces équipements devront pouvoir être facilement démontables et nettoyables.

Choix du mécanisme de vidange des WC

Il ne s’agit pas d’eau chaude… donc pas d’économie d’énergie potentielle. Cependant, c’est le premier poste permettant de réduire la consommation globale d’eau du bâtiment : nous allons donc faire une exception !

Les WC sont référencés par la taille de cuvette. Si autrefois, les cuvettes avaient une capacité de 9 à 10 litres, les cuvettes de 6 litres sont aujourd’hui courantes. Mais différents appareils permettent une économie d’eau supplémentaire par rapport aux cuvettes 6 litres :

Le WC à double commande

  • Un bouton délivre 3 litres, l’autre 6 litres.
  • Coût moyen : 120 € (pour le pack complet).
  • Économie estimée : 4,5 m³ sur l’année par personne, par rapport à une cuvette 6 litres sans double commande, pour un usage familial.
  • Temps de retour : 6 mois en usage familial, donc nettement moins en usage tertiaire.

Variante : il existe des systèmes qui peuvent être interrompus où une première pression sur le bouton de chasse permet l’enclenchement alors qu’une seconde pression permet l’arrêt de l’écoulement.

Chasse de WC à double commande.

Les cuvettes avec accélérateurs de débit

  • Cette fois, c’est de 2,5 à 4 litres qui sont nécessaires, l’accélérateur de débit permettant de conserver toute son efficacité au siphon. L’économie d’eau passe à 67 % par rapport à une cuvette de 9 litres.
  • Coût moyen de l’accélérateur : de 270 € à 840 €.
  • Économie estimée : 9 m³ sur l’année par personne, par rapport à une cuvette 6 litres sans double commande, pour un usage familial.
  • Temps de retour : 22 mois en usage familial, donc nettement moins en usage tertiaire.
  • Application : tout immeuble de 4 étages maximum.

Certains de ces équipements ont reçu un « avis technique » du CSTB (France).
Remarque : ces différents appareils peuvent être sensibles au calcaire qui peut perturber le bon fonctionnement du mécanisme ou du robinet. Les fuites ne sont pas toujours bien visibles. Il convient donc de fermer le robinet d’arrêt situé en amont du réservoir de temps en temps afin de vérifier que le niveau d’eau dans le réservoir ne diminue pas.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique de la gestion de l’électricité

Évaluer l'efficacité énergétique de la gestion de l'électricité

L’utilisation des appareils est-elle déplacée autant que possible en dehors des heures de pointe ou vers les heures creuses ?

L’utilisation des appareils en dehors de la période où a lieu la pointe quart-horaire permet de diminuer le montant de la facture électrique. Il est encore plus intéressant de déplacer leur utilisation vers les heures creuses. On bénéficie alors d’un prix plus avantageux pour le kWh.

Évaluer

 Pour comprendre la logique tarifaire du distributeur – Haute Tension.

Évaluer

 Pour comprendre la différence entre heures creuses et heures pleines.

Gérer

 Cette gestion peut se faire soit par sensibilisation, soit par horloge. Si vous voulez en savoir plus sur la sensibilisation des utilisateurs.

En liaison chaude

En liaison chaude, les opérations de préparation et de cuisson se suivent « juste » avant le service à table. Il n’y a pas de choix possible quant au moment de l’utilisation des appareils de cuisson, de ventilation et a fortiori de ceux de conservation. Par contre le choix est laissé pour le moment d’utilisation des lave-vaisselle.

En liaison froide

L’un des avantages de la liaison froide est de pouvoir dissocier dans le temps la consommation et la fabrication.

Seul le choix du moment de l’utilisation des appareils de conservation et de remontée en température ne peut être laissé à l’appréciation du gestionnaire de la cuisine. Le décalage de l’utilisation des appareils de cuisson (et donc de ventilation), des cellules de refroidissement ou de congélation rapide et des lave-vaisselle en dehors des heures de pointe ou, mieux, dans les heures creuses, est tout bénéfice pour votre facture électrique.

Les appareils électriques sont-ils délestés ?

Lorsqu’il n’est pas possible de déplacer l’utilisation des équipements en dehors des heures de pointe, un délestage des appareils permet de limiter la pointe quart-horaire facturée par le distributeur d’électricité.

Le délestage consiste à arrêter ou à réduire automatiquement la puissance d’un ou plusieurs équipements, pendant quelques instants sur le 1/4 d’heure critique.

Les appareils qu’il est possible de délester varient fortement selon les fabricants et selon le type de délesteur.

Selon certains fabricants, il existe 3 types d’appareils dans une cuisine collective :

  • Les appareils dont l’importante inertie thermique permet de supporter des coupures d’alimentation plus longues (5 minutes au maximum) tels que marmites, bains-marie, armoires chauffantes, etc., ainsi que les installations frigorifiques.

Selon d’autres, tous les appareils d’une cuisine collective, sauf les fours à micro-ondes peuvent être délestés. Mais dans ce cas, le délesteur doit permettre des temps de coupure très courts (quelques secondes) et doit permettre un « dialogue » entre lui-même et l’appareil lui permettant de ne pas couper une résistance pendant une phase de montée en température.

Selon les fabricants, le délestage permet de diminuer la pointe quart-horaire de 30 % de la puissance gérée multipliée par son coefficient de foisonnement.

Puissance de délestage
=
(puissance non gérée x coefficient de foisonnement de la charge non gérée) + (puissance gérée x coefficient de foisonnement de la charge gérée x coefficient de foisonnement de délestage).

Où :

  • coefficient de foisonnement de délestage = 0.7
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionner les câbles de raccordement au bâtiment

Dimensionner les câbles de raccordement au bâtiment

Perte [W/m] = R x I²

 où,

  • R = résistance électrique [ohm/m]
  • I = courant [A]
Exemple.

Un câble (4 x 95²) de 80 m alimente un bâtiment avec une puissance maximum de 100 kW, une tension de 400 V et un cos j de 0,9.

Courant véhiculé dans chaque fil :

I = 100 [kW] / 0,9 / 400 [V] / 30,5 = 160 [A]

Résistance du câble (Cu95² : R = 0,232 Ohm/km) :

R = 0,232 [Ohm/km] x 0,080 [km] = 0,0186 [Ohm]

Pertes par effet joule :

Pertes = 3 [fils] x 0,0186 [Ohm] x 160² [A] = 1 428 [W]

Coût des pertes pour une durée d’utilisation à puissance maximum de 4 200 h/an (somme des coefficients d’utilisation mensuels) et un prix moyen du kWh de 0,11 €/kWh :

Coût = 1 428 [W] x 4 200 [h/an] x 0,11 [€/kWh] = 659,7 [€/an]

Coût sur 10 ans = 6597 [€]

On peut faire le même calcul mais en doublant le câble, c’est-à-dire en plaçant deux câbles de (4 x 95²) :

I = 100 [kW] / 2 / 0,9 / 400 [V] / 30,5 = 80 [A]

R = 0,232 [Ohm/km] x 0,080 [km] = 0,0186 [Ohm]

Pertes = 6 [fils] x 0,0186 [Ohm] x 80² [A] = 714 [W]

Coût = 714 [W] x 4 200 [h/an] x 0,11 [€/kWh] = 329,8 [€/an]

Coût sur 10 ans = 3298 [€]

Résultats – Rentabilité
 

Nombre de câble (4 x 95²)

1 2 >3
Coût des pertes [€/an] 660 330 180
Investissement [€]
(un câble posé = 15 €/m) 		1 200 2 400 3 600
 

Temps de retour [ans]

– 7,2 20

On voit qu’il est nettement plus intéressant énergétiquement et financièrement, de démultiplier les câbles d’alimentation. Évidemment, l’investissement, souvent seul élément pris en compte, est démultiplié en conséquence. Mais on oublie que les économies sur la durée de vie de l’installation peuvent être importantes.

Calculs

  Pour estimer les pertes de votre alimentation et comparer plusieurs solutions

(Dans ce programme, il vous sera demandé d’insérer le prix que vous payez par kWh électrique consommé. Si vous ne le connaissez pas, vous pouvez l’estimer grâce aux informations reprises dans la théorie « coût moyen du kWh électrique économisé« ).
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Eau chaude sanitaire [Concevoir l’avant projet]

Eau chaude sanitaire [Concevoir l’avant projet]

Plaçons-nous dans l’idéal pour décrire l’installation de production d’eau chaude sanitaire :

Équiper les points de puisage de réducteurs de débit

Du bouton-poussoir à fermeture automatique au robinet à œil électronique, en passant par la douche à faible débit : l’installation la plus économe est celle qui consomme peu d’eau.

En voici une version, avec l’alimentation en savon également sous contrôle.

A priori, décentraliser la production

Si le gaz est disponible et vu les nouvelles contraintes liées à la légionelle (maintien à haute température), on décentralisera au maximum la production : produire près du lieu de puisage, avec des préparateurs instantanés étanches (encore appelés appareils « ventouses »). Autant faire circuler la conduite de gaz dans le bâtiment que la conduite d’eau chaude.

Si production centralisée, alors semi-instantané

Schéma production centralisée, alors semi-instantané.

Si les besoins sont élevés, ou si le gaz n’est pas disponible, une installation semi-instantanée paraît optimale : un échangeur instantané pour produire au moment de la demande, avec le renfort d’un petit ballon de stockage pour stabiliser la température de l’eau durant la première minute de puisage.

L’eau chaude sanitaire est le « vilain petit canard » de l’installation de chauffage !

Les besoins de chauffage du bâtiment sont de plus en plus souvent couverts par des émetteurs à basse température, avec de l’eau préparée par une chaudière à condensation gaz performante.

La production d’eau chaude à haute température perturbe cette évolution. Si les besoins sont élevés, on étudiera donc l’intérêt d’assurer une production de l’eau chaude par une chaudière indépendante.

Choisir un circuit adapté à la chaudière

Schéma circuit adapté à la chaudière.

Si la production d’eau chaude est combinée avec le chauffage du bâtiment par une chaudière à condensation, on dimensionnera l’échangeur au régime 70° – 40° et/ou le circuit hydraulique sera bien étudié pour favoriser le retour d’eau froide vers la chaudière.

Préchauffer par une installation solaire

Prévus dès le départ du projet, des capteurs solaires permettront de couvrir 50 % des besoins annuels, avec une rentabilité financière correcte et une rentabilité environnementale très forte.

Isoler fortement le(s) ballon(s) et la boucle de circulation

On choisira sans hésiter des ballons coiffés d’une jaquette isolante de 10 cm d’épaisseur. L’investissement est très rapidement amorti.

De même pour la boucle de distribution : la lutte contre le développement de la légionelle impose des hautes températures, et donc une isolation plus élevée qu’autrefois.

Accumulateurs d’eau chaude en milieu hospitalier.

Munir l’installation d’outils de gestion

Un compteur permettra de connaître les besoins d’eau chaude du bâtiment, de connaître l’importance du débit de pointe, … C’est sur base de ce profil de puisage que l’on pourra piloter au mieux l’installation, et… la rénover ultérieurement !

Concevoir

 Choix du mode de préparation de l’eau chaude.

Concevoir 

Choix du réseau.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Compartimenter l’isolant [toiture plate]

La fragmentation se fait en reliant l’étanchéité et l’écran pare-vapeur.

Compartimenter l'isolant

Les surfaces cloisonnées auront 100 à 300 m² dans le cas d’une couche de protection difficile à enlever.

Les surfaces cloisonnées auront 400 à 600 m² dans le cas d’une couche de protection facile à enlever.

La dimension des aires séparées dépend du niveau de risque accepté. Plus la surface des compartiments est réduite, plus la fiabilité est élevée.

Les barrières de compartimentage seront implantées au-dessus des points hauts du support.

La fragmentation doit être indiquée sur les plans « as built » pour pouvoir connaître la limite des zones inondées en cas de fuite.

Le compartimentage permet également pendant le chantier d’effectuer des fermetures de zone et de pouvoir réaliser la toiture en plusieurs phases.

Lorsque l’isolant est du verre cellulaire (CG) posé suivant la technique de la toiture compacte, il n’est pas nécessaire de compartimenter la couche d’isolant, celui-ci n’étant pas inondable.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Infiltration d’air au travers de l’enveloppe

Infiltration d'air au travers de l'enveloppe

Pourquoi l’air s’infiltre-t-il au travers d’un bâtiment ?

L’air se déplace des zones de haute pression vers les zones de basse pression, tout comme la chaleur se déplace des zones à température plus élevée vers les zones à température plus faible.
Dans un bâtiment, deux causes peuvent être à l’origine d’une différence de pression entre l’extérieur et l’intérieur :

  • Le vent exerce une pression sur les façades exposées et une dépression sur les façades opposées.

  • Le chauffage dilate l’air ambiant à l’intérieur du bâtiment et crée ainsi une surpression par rapport à l’extérieur.

La différence de pression entre l’extérieur et l’intérieur est, en général, comprise entre 0 et 100 Pa.

Trois modes de transport de l’air au travers de l’enveloppe d’un bâtiment

Le transport de l’air au travers de l’enveloppe du bâtiment se réalise de 3 manières ci-dessous :

  • L’air passe au travers des matériaux poreux dont les pores sont en liaison les uns avec les autres et relient l’intérieur du bâtiment à l’extérieur via des chemins tortueux.
  • L’air passe à travers les défauts de construction (joints de maçonnerie mal fermés, joints d’étanchéité entre la maçonnerie et les châssis défectueux, etc.).
    Ce transport d’air est, en général, plus important que celui au travers des matériaux même.
  • L’air passe par les fuites des châssis de portes et de fenêtres (entre l’ouvrant et le dormant).
    Ce transport d’air est, en général, également important même dans le cas de châssis fermant bien.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion en fonction d’un horaire [éclairage]

Gestion en fonction d'un horaire [éclairage]

Les minuteries

minuterie - programmation de l'éclairage.

 

L’usage de minuteries assurant l’extinction automatique de l’éclairage est utilisé depuis longtemps dans les circulations (escaliers, halls, …) où la présence des utilisateurs est momentanée.

L’éclairage, commandé par bouton poussoir, s’éteint après un temps réglable déterminé par la durée que l’utilisateur met pour parcourir la zone.

Actuellement les détecteurs de présence sont souvent préférés aux minuteries.

Contrôle de l’heure

À certaines heures, pour s’adapter aux activités variables en fonction de heures (gardiennage de nuit, hall de nuit), pour assurer le confort lumineux et/ou réaliser des économies énergétique

À certaines heures, pour s’adapter aux activités variables en fonction de heures (gardiennage de nuit, hall de nuit), pour assurer le confort lumineux et/ou réaliser des économies énergétique, l’intensité de l’éclairement peut être réduite en cas d’activation du luminaire.

Il existe une grande variété d’horloges, allant du simple interrupteur électromagnétique multi positions jusqu’à l’interrupteur à cristaux liquides. Les commandes transmises aux luminaires peuvent aussi provenir de systèmes de gestion centrale.
Lorsque l’on envisage le placement d’une horloge sur l’installation d’éclairage, il faut avoir en tête que :

  • Il est souvent préférable de ne commander que l’extinction des luminaires, laissant aux occupants la liberté d’allumage.
  • Il est important d’inclure des commandes locales de dérogation de façon à pouvoir rétablir l’éclairage si les occupants en ont besoin.
  • La possibilité de dérogation ne peut empêcher un retour au mode automatique, soit en répétant la commande d’extinction à intervalle régulier après l’arrêt normal des activités, soit en commandant un retour au mode automatique après un temps défini (ex : 1 h après la pression sur l’interrupteur).
  • L’extinction automatique ne peut plonger les occupants dans l’obscurité complète. Un éclairage minimum doit être maintenu pour leur permettre de retrouver leur chemin et le bouton poussoir de dérogation. Par exemple, la commande d’extinction peut comporter deux paliers : une extinction de la moitié des luminaires pour avertir de l’extinction complète future et après un certain temps réglable, l’extinction complète.
  • Les horaires d’extinction peuvent également comprendre la période de midi si elle est significative d’un arrêt général des activités.

Découvrez cet exemple de rénovation de l’éclairage dont le système de gestion des horaires a été pris en compte : le collège Don Bosco à Woluwe-Saint-Lambert.

 

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Durée de vie d’une lampe

Durée de vie d'une lampe

Définitions

La durée de vie moyenne d’un lot de lampes est le nombre d’heures pendant lesquelles ces lampes ont fonctionné jusqu’au moment où 50 % d’entre elles ne fonctionnent plus.

La durée de vie utile d’un lot de lampes est le nombre d’heures après lequel elles n’émettent plus que 80 % du flux lumineux d’origine.

La perte de 20 % du flux lumineux  provient d’une part de la diminution progressive du flux des lampes et d’autre part de l’arrêt de fonctionnement d’un certain nombre de lampes.

Elle correspond également à la durée de service, c’est-à-dire la durée après laquelle les lampes doivent être remplacées.

Courbes de durée de vie

1. Chute du flux lumineux

Le flux lumineux d’une lampe diminue progressivement.

Le schéma ci-dessous montre la chute du flux lumineux de différents lots de lampes aux iodures métalliques d’un fabricant donné.

Schéma flux lumineux lampe.

2. Durée de vie moyenne

Après un certain temps, une lampe s’arrête de fonctionner.

Dans un lot de lampes, celles-ci ne s’arrêtent pas toutes en même temps. Au début, quelques lampes s’arrêtent de fonctionner. Ensuite, les lampes restantes s’arrêtent les une après les autres.

Le schéma ci-dessous indique l’évolution du pourcentage de lampes survivantes pour différents lots de lampes aux iodures métalliques d’un fabricant donné.

Schéma durée de vie moyenne lampe.

La durée de vie moyenne est l’abscisse correspondant à 50 % de lampes « survivantes ».

La durée de vie moyenne de la lampe associée au graphe ci-dessus est de 15 000 heures.

3. Durée de vie utile

Si l’on multiplie, pour chaque heure de fonctionnement, le « pourcentage du flux lumineux d’une lampe » par le « pourcentage de lampes survivantes », on obtient le « flux lumineux restant de l’ensemble de l’installation ».

Le schéma ci-dessous indique l’évolution du flux lumineux de l’ensemble des lampes aux iodures métalliques de différents lots d’un fabricant donné.

Schéma durée de vie utile lampe.

La durée de vie utile est l’abscisse correspondant à un flux lumineux utile restant de 80 %.

La durée de vie utile de la lampe associée au graphe ci-dessus est de 5 000 heures.

Si l’on regarde sur le graphe donnant la durée de vie moyenne, on voit que cela correspond à un arrêt de fonctionnement d’environ 5 % des lampes du lot. Cette correspondance permet de savoir, en pratique, quand la fin de la durée de vie utile (la durée de service) est atteinte : lorsque 5 % des lampes ne fonctionnent plus il est temps de procéder au remplacement de toutes les lampes.

Ces courbes sont données par les fabricants pour chaque type de lampes.

Remarque.

Les durées de vie des lampes présentées ici sont les durées de vie utiles. Dans leur catalogue, les fabricants utilisent soit les durées de vie moyennes, soit les durées de vie utiles (inférieures aux durées de vie moyenne). Quelle que soit la définition utilisée, il faut être conscient que ces données sont déterminées dans des conditions particulières souvent différentes des conditions réelles de fonctionnement (par exemple : cycles d’allumage/extinction différents). Elles sont donc indicatives et ne peuvent être considérées comme absolues.

Attention : certains fabricants (principalement américains) utilisent une autre définition de la durée de vie d’une lampe : c’est la durée mesurée jusqu’à la mise hors service de la lampe. Ainsi, les lampes américaines sembleront avoir une durée de vie 2 à 3 fois plus élevée que celle des lampes européennes. Ce n’est évidemment pas le cas en réalité.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Bâtiment environnemental du BRE

Bâtiment environnemental du BRE.

Façade sud.

Angle sud-ouest.

Façade nord.

Le BRE

Le BRE (British Research Establishment) est à l’origine de la méthode d’évaluation environnementale des bâtiments la plus répandue dans le monde : BREEAM (Building Research Establishment’s Environmental Assessment Method).  En 2013, 115 000 bâtiments étaient déjà certifiés.

Cette méthode d’évaluation permet de porter un regard extérieur au projet en mettant tous les projets de même fonction sur le même pied d’égalité quant à la cotation qu’ils reçoivent. Les critères sont fixes et sans souplesse d’attribution. Chez nous, ils font référence aux règles et normes belges lorsqu’elles existent sinon, il s’agit des règles européennes ou des pays limitrophes.

La certification est obtenue auprès du BRE basé en Angleterre sur base du rapport final réalisé par l’assesseur belge concernant les différents critères et leur bonne mise en application sur le projet. L’assesseur est un bureau d’étude ou de project management accrédité par le BRE.

La certification prend en compte le bâtiment dès sa construction, mais également son environnement et la manière dont on y accède. Les différents critères sur lesquels l’évaluation se base sont liés avec : le management ; la santé et le bien-être; l’énergie; les transports; l’eau; les matériaux; les déchets; l’environnement et l’écologie; la pollution et l’innovation.

Le bâtiment qu’occupe le BRE se devait donc d’être bien étudié et en avance sur son temps dans ces domaines. Les solutions adoptées sont aussi très spécifiques.

Description

Le bâtiment environnemental du BRE (British Research Establishment) se situe à Watford au nord de Londres, dans un site suburbain.

Construit en 1997, le bâtiment est rectangulaire, orienté nord-sud, et a une surface brute totale d’environ 2 000 m² sur trois niveaux, pour une occupation d’environ 100 personnes. Il s’articule en deux parties autour d’un hall d’entrée vitré. La partie est, la plus grande, réunit les bureaux : bureaux individuels au nord et bureaux paysagers au sud. La partie ouest, plus courte, réunit les salles de réunion et les sanitaires. Une salle de séminaire est annexée au rez-de-chaussée.

Plan du deuxième niveau.

Ventilation et refroidissement naturel

Equipement

La ventilation est entièrement naturelle et fonctionne grâce à trois composants :

> Les dalles de plafond des deux premiers niveaux qui ont une forme particulière :

  • Leur face inférieure, en béton brut (sans faux plafond) a la forme d’une sinusoïde; la surface de contact entre le béton et l’air ambiant est donc plus importante que celle d’un plafond plat, ce qui augmente l’échange entre l’ambiance et la masse thermique du bâtiment.
  • Dans la partie creuse du plafond (1), l’air est guidé d’une façade vers l’autre et est mélangé progressivement à l’air du local; dans la partie épaisse de la dalle (partie basse de la sinusoïde) (4), un conduit en béton est aménagé pour amener l’air extérieur au cœur du bâtiment.

Coupe de la dalle de plafond
1.Luminaire suspendu  2.Canalisations de chauffage/refroidissement
3.Espace technique  4.Conduit en béton pour le passage de l’air.

Bureau paysager, vue de la face intérieure de la dalle.

Schéma principe de ventilation.

Principe de ventilation :
l’air entre dans le bâtiment dans les gaines de la dalle de béton (flèches bleues) ou directement dans le local (flèches oranges).

> Les fenêtres

  • Petites fenêtres hautes commandées par gestion centrale informatisée (avec possibilité de dérogation) : elles assurent l’entrée de l’air soit dans les dalles soit directement dans les locaux, et son évacuation soit directement vers l’extérieur (ventilation transversale), soit dans les cheminées de ventilation.
  • Grandes fenêtres basses, commandées principalement manuellement (réglage automatique dans certains cas) pour permettre un complément de ventilation.

> Les cheminées de ventilation en façade sud :

  • L’air chaud qui entre dans les cheminées, réchauffé par les apports internes, monte naturellement pour être évacué au-dessus de la cheminée. Le mouvement de l’air à travers l’extrémité de la cheminée favorise également le tirage.
    Les parois extérieures des cheminées orientées au sud sont constituées de blocs de verre afin d’augmenter encore la température de l’air dans les cheminées par les apports solaires et d’améliorer ainsi le tirage. On constate sur place que le bénéfice de ces apports solaires n’est pas immédiat. Les briques de verre et les autres parois de la cheminée ayant une certaine inertie, la chaleur apportée par les apports solaires n’est transmise à l’air qu’en soirée, ce qui est très favorable à la ventilation nocturne.
    Des ventilateurs (80 W chacun) sont prévus en partie supérieure des cheminées pour assurer la ventilation lorsque ce n’est pas possible de façon naturelle (pas assez de différence de pression entre les deux façades pour la ventilation transversale; pas assez de vent ou température de l’air dans la cheminée trop basse pour ventilation par les cheminées). Néanmoins, ces ventilateurs n’ont jamais été utilisés.

  

Ventilation par les fenêtres et par les cheminées.

> Le système de gestion technique centralisée (GTC) gère la ventilation en commandant l’ouverture ou la fermeture des fenêtres en fonction de la température des locaux, de la température de consigne et de la température extérieure.

Principes de fonctionnement pour les bureaux paysagers

> En hiver, l’air est introduit dans le bâtiment par l’intermédiaire des conduits en béton aménagés dans la dalle et dans lesquels il se réchauffe avant d’être distribué au niveau du corridor. Pour l’extraction de l’air, la GTC ouvre, en fonction des conditions extérieures, les fenêtres de la façade opposée (ventilation transversale) ou les fenêtres communiquant avec les cheminées.

Ventilation diurne en hiver,
transversale du sud au nord (à gauche) ou du nord au sud avec effet de cheminée (à droite).

Distribution de l’air des conduits au niveau du corridor.

> En été, la GTC détermine, selon les conditions extérieures, le mode de ventilation. Les jours de vent, l’air est introduit en façade sud où la pression est plus importante et extrait en façade nord. Les jours chauds sans vent, l’air est introduit par les façades nord et sud, et l’extraction se fait par les cheminées de ventilation en façade sud.

Ventilation diurne en été :
journée venteuse (à gauche) et journée chaude (à droite).

Une ventilation nocturne est organisée dans les conduites des dalles de plafond afin de refroidir celles-ci. En journée, les dalles de plafond agissent comme des « radiateurs de froid » grâce à la fraîcheur emmagasinée pendant la nuit.

Ventilation nocturne en été.

La GTC enclenche la ventilation nocturne par ouverture des fenêtres lorsque les conditions suivantes sont réunies :

  1. température de la dalle de plafond > 23°C
  2. température extérieure de l’après-midi > 18°C
  3. température de toute zone du bâtiment > 23°
  4. température extérieure < température intérieure

La GTC referme le fenêtres dès que les dalles de plafond ont atteint une température de consigne (5°C en dessous de la température de consigne de l’ambiance) afin de ne pas sous-refroidir le bâtiment.

Fonctionnements particuliers

Les bureaux individuels

La ventilation des bureaux individuels est prévue pour se faire indépendamment du reste du bâtiment par ouverture simultanée de deux fenêtres l’une haute, l’autre basse. Avec la porte ouverte, le bureau peut également participer à la ventilation globale du bâtiment.

En été, les bureaux individuels bénéficient, comme les bureaux paysagers, du froid rendu par les dalles de plafond après ventilation de nuit.

Ventilation des bureaux individuels.

Le deuxième étage

Le deuxième étage n’est pas raccordé aux cheminées de ventilation (la partie supérieure de la cheminée doit se trouver 6 à 7 m au-dessus du niveau du sol du niveau à ventiler pour avoir un tirage suffisant). Il est donc ventilé indépendamment. Le toit monte à une hauteur de 5 m au-dessus du niveau du sol, et crée donc son propre effet de cheminée : l’air entre par les fenêtres basses et, réchauffé, il monte vers les fenêtres hautes de la toiture où il est évacué.

Le deuxième étage ne possède pas la même dalle de plafond que les deux premiers niveaux. Elle ne bénéficie donc pas de l’inertie de celle-ci, et de la ventilation nocturne. Les températures qui y sont mesurées sont d’ailleurs supérieures d’environ 2°C à celle des autres niveaux.

Ventilation du deuxième étage.

Photo 3eme niveau. 

Le troisième niveau a été conçu pour être entièrement paysager. Les occupants actuels ont malgré tout installé des cloisons côté nord pour aménager des bureaux individuels. Mais les fenêtres de cet étage en façade nord sont moins hautes et ne permettent pas la même ventilation que dans les bureaux individuels des autres étages. Ces bureaux fonctionnent donc moins bien.

La salle de séminaire

La salle de séminaire se trouve dans un volume annexe. Elle est également ventilée naturellement par effet de cheminée. L’air entre par la façade ouest via une batterie de préchauffe et un filtre. Il est extrait par la large « cheminée » en façade est. Celle-ci est équipée d’un ventilateur de 3 kW qui n’est jamais utilisé. Les murs et plafond sont en béton. Un faux plafond suspendu cache la structure pour des raisons esthétiques, mais il est perforé et détaché des murs afin de laisser accessible la masse thermique du plafond. L’inertie thermique et la ventilation du local suffisent à assurer une température confortable en été. Il n’y a aucun refroidissement mécanique.

Photo salle de séminaire, extérieur.  Photo salle de séminaire, extérieur.

Les salles de réunion

Les salles de réunions ne font pas l’objet d’une ventilation particulière. Elles ne sont pas utilisées de façon intensive, l’ouverture des fenêtres est donc suffisante. La masse thermique des salles suffit à assurer le confort thermique en été sans refroidissement mécanique.

Remarques

La ventilation telle qu’elle est organisée ne répondrait pas aux exigences législatives wallonnes concernant un taux de ventilation minimum dans les locaux. En effet, aucune ventilation « obligatoire » n’est organisée dans les bureaux individuels. Si l’occupant décide de ne pas ouvrir ses fenêtres ou sa porte vers le reste du bâtiment, son local n’est pas ventilé.

En hiver, l’introduction de l’air extérieur par la fenêtre directement dans le local (bureaux individuels et deuxième étage) risque de créer des courants d’air froid et donc de l’inconfort ou une sous-ventilation.Ces deux problèmes pourraient sans doute être résolus par l’utilisation de grilles de ventilation à la place ou en complément de certaines fenêtres…

Mesures prises pour limiter les charges internes

Pour garantir un confort correct dans le bâtiment (confort visuel, thermique, acoustique et respiratoire) sans refroidissement mécanique, des mesures ont été prises pour limiter les apports solaires et les charges internes.

Apports solaires

Sur la façade sud, les apports solaires sont limités grâce à des protections extérieures :

  • Des auvents : grilles métalliques horizontales fixes de 1.2 m qui protègent les baies du soleil haut.
  • Des stores extérieurs : lamelles de verre translucides de 40 cm de large, montées sur axe et orientables. Leur position est réglée par un système de gestion informatique central, auquel les occupants peuvent néanmoins déroger.

Photo stores - 01.   Photo stores - 02.

Auvents métalliques et volets extérieurs.

Photo stores - 03.   Photo stores - 04.

Volets extérieurs constitués de lamelles de verre translucides.

De plus, en façade nord comme en façade sud, des stores intérieurs déroulants permettent aux occupants d’éviter l’éblouissement.

Photo stores intérieurs.

Stores intérieurs déroulables en façade nord.

Apports internes

Afin de limiter autant que possible l’éclairage artificiel, la proportion de vitrage sur les façades est relativement importante (autour de 45 % en façade sud, un peu moins en façade nord). Le deuxième étage bénéficie aussi des fenêtres hautes de ventilation en toiture, orientée au nord.

 

Façades sud et nord fortement vitrées.

Quand l’ensoleillement direct n’est pas un problème, les stores extérieurs devaient également servir à réfléchir la lumière vers le plafond pour augmenter l’apport de lumière naturelle dans les parties des bureaux éloignées de la fenêtre (light-shelves), mais pratiquement, la saleté se déposant sur les lamelles empêche leur bon fonctionnement.

Photo light-shelves.  Schéma light-shelves.

Dans la salle de séminaire, contrairement à ce qui se fait habituellement, deux grandes vitres permettent de profiter de l’éclairage naturel dès que l’obscurité n’est pas nécessaire pour une projection.

L’éclairage artificiel installé est de faible puissance (350 lux max) (lampes type T5). Son niveau est réglé en fonction de la présence réelle dans les locaux grâce à des détecteurs de présence, et en fonction de l’éclairage naturel disponible grâce à des capteurs d’éclairement. De plus, les luminaires sont groupés selon un axe longitudinal, parallèlement à la façade sud. On peut donc par exemple éteindre les luminaires près de la fenêtre où l’éclairage naturel suffit et allumer plus en profondeur dans le bâtiment. Les occupants peuvent néanmoins déroger à cette gestion automatique ce qui limite l’efficacité de la gestion. Quelle solution trouver ? Faut-il imposer le niveau d’éclairement ? L’information des occupants est-elle suffisante pour les motiver et ainsi remédier au problème ? Faut-il utiliser un autre équipement pour la gestion de l’éclairage artificiel (réglage du niveau d’éclairement artificiel plutôt qu’un on/off par exemple) ? Des progrès sont encore à faire dans le domaine.

Un certain nombre d’ordinateurs sont regroupés dans un même espace, en façade nord. On peut donc ventiler cette partie du bâtiment de façon plus importante et éliminer directement ces apports internes.

Isolation

Les fenêtres ont un coefficient de transmission de 1.5 W/m².K, tandis que les murs ont un coefficient de transmission de 0.3 W/m².K.

Equipements techniques complémentaires

Chauffage

Le bâtiment est chauffé par le sol. Comme les tuyaux ne couvrent qu’un tiers de la surface, un complément périodique de chauffage est apporté par des radiateurs conventionnels périphériques. L’eau est chauffée par une chaudière à condensation.

Refroidissement complémentaire

Pour les journées de grande chaleur, de l’eau froide peut également circuler dans les planchers. Cette eau est refroidie, via un échangeur, par de l’eau pompée à 70 mètres de profondeur, dans un puits de forage noyé où elle reste à une température constante de 10°C. Il n’y a donc pas de production mécanique de froid.

Les canalisations pour le chauffage ou le refroidissement par le sol
sont situées sur les parties hautes de la sinusoïde.

Panneaux photovoltaïques

Des panneaux inclinés étaient prévus sur la toiture mais n’ont pas été placés à la construction pour une question de budget.

Néanmoins, une expérience limitée d’utilisation de panneaux photovoltaïques (cellules à film mince de silicone amorphe), non rentable économiquement, est en cours. 35  m² net de ces panneaux sont placés en façade sud, pour une puissance maximale de 1.5 kW, soit 25 % de la puissance d’éclairage. La moyenne d’énergie fournie est de 4 kWh par jour, le maximum est de 6 kWh par jour.

Panneaux de cellules photovoltaïques en façade sud.

Ventilateurs

Des ventilateurs ont été prévus dans les cheminées de la façade sud pour extraire l’air du bâtiment en cas de mauvaises conditions extérieure pour la ventilation naturelle, mais ils n’ont jamais servi.

Confort atteint

Températures

Les critères de confort de conception étaient :

  1. pas plus de 25°C plus de 5 % du temps,
  2. pas plus de 28°C plus de 1 % du temps.
Le bâtiment a respecté ces critères sans utilisation du refroidissement mécanique.
Par exemple, en 1998, les 25°C ont été dépassés pendant 40 heures (2 % du temps). Pour une journée typique de l’été 98, on a relevé 23°C pour les deux premiers niveaux et de 25°C pour le troisième niveau, et cela pour une température extérieure de 27°C. Ces valeurs sont à comparer avec une température de 31°C dans un ancien bâtiment du site pris comme référence.

Humidité

L’humidité relative mesurée se trouve généralement entre 55 et 65 % en été, et entre 30 et 45 % en hiver. On a malgré tout enregistré occasionnellement des valeurs d’humidité relative inférieures à 30 %.

Ventilation

Le taux de renouvellement d’air a été mesuré dans deux bureaux individuels en juillet 97 et en janvier 98. Les valeurs moyennes mesurées sont de 2 à 3 renouvellements par heure en été, et de 0.75 renouvellements par heure en hiver.

Confort acoustique

La proximité inhérente à l’aménagement de bureaux paysagers questionne la qualité du confort acoustique. Dans le cas présent, l’absence de faux plafond pour absorber le bruit pourrait renforcer le problème. Il semble néanmoins que les occupants ne se plaignent pas de cet aspect.

Impression de confort générale

Une étude a été réalisée pour comparer la satisfaction et la rentabilité des occupants d’un ancien bâtiment non climatisé et du nouveau bâtiment ventilé naturellement. L’évaluation s’est faite sur base de questions du type « vous sentez-vous bien ? », « aimez-vous votre patron ? », « avez-vous effectué un travail efficace aujourd’hui ? »,…
La satisfaction des occupants du nouveau bâtiment est meilleure, et la rentabilité estimée est identique dans les deux bâtiments en hiver, et améliorée de 20 % en été dans le nouveau bâtiment.

Coût et consommation

La consommation espérée était de 83 kWh/m² par an, dont 36 kWh/m² pour l’électricité et 47 kWh/m² pour le chauffage. La consommation mesurée est de 135 kWh/m² par an (46 en électricité / 89 en chauffage). Cette différence est attribuée à l’augmentation de l’équipement informatique par rapport au projet initial et au comportement des occupants.

En effet, les occupants ne respectent pas toujours le mode de fonctionnement optimal du bâtiment. Par exemple, ils utilisent les stores intérieurs en cas d’éblouissement sans essayer de régler au préalable l’orientation des stores extérieurs, ce qui entraîne l’allumage de l’éclairage artificiel. Ils dérogent également de façon importante à la gestion automatique des luminaires, ce qui entraîne des surconsommations inutiles. De même, il est difficile d’empêcher les utilisateurs d’ouvrir les fenêtres (surconsommation de chauffage en hiver). Les premiers occupants du bâtiment avaient été informés sur le fonctionnement du bâtiment, mais les nouveaux occupants reçoivent simplement un document écrit d’explication, qui se résume globalement au mode d’emploi des télécommandes de l’éclairage et des stores.
Ces résultats sont à comparer avec les données statistiques de consommation d’énergie de bâtiments de bureaux standarts de même catégorie en Angleterre, fournies par l’Office de l’Énergie :
 

Consommations en kWh/m2

Electricité

 

 Gaz Total

Typique

 224 176 400

Bonne pratique

 130 95 225

BRE

 46 89 135

Rapport entre BRE et bonne pratique

 35 % 94 % 60 %

Coût d’investissement : 1 187 £/m² (soit environ 1851,72 € au taux de 1,56 €/£ du 15 juillet 2002). Ce coût élevé est dû au recyclage d’éléments de l’ancien bâtiment et à l’innovation. Le coût estimé pour le même bâtiment s’il devait être reconstruit est de 1 000 £/m² soit environ 1 560 €.

Les éléments techniques nécessaires à la ventilation naturelle ont un coût qui compense sans doute l’économie d’équipements techniques mécanique. Néanmoins, ces éléments tels que la dalle sinusoïdale et les cheminées contribuent, en plus de leur rôle technique, à la forme architecturale du bâtiment.

Relativement à l’investissement, l’encombrement du système a également son importance. Sur ce point, la comparaison avec un bâtiment climatisé est difficile à faire :
le bâtiment ne comprend pas de gaine verticale pour la ventilation, et les gaines horizontales sont limitées; il n’a pas non plus d’encombrement pour une machine frigorifique et un caisson de traitement d’air. Néanmoins, les cheminées d’évacuation et la forme des dalles de plafond ont un encombrement certain.

Conclusion

Dans cet exemple, le remplacement de la ventilation et du refroidissement mécaniques par la ventilation naturelle permet de :

  1. respecter les critères de confort,
  2. diminuer la consommation du bâtiment de 40 % par rapport à un bâtiment de même catégorie et de bonne qualité énergétique.

Même si des améliorations peuvent être apportées, cette réalisation est très encourageante.

  • Architectes : Feilden Clegg Architects
  • Ingénieurs stabilité : Buro Happold
  • Ingénieurs techniques spéciales : Max Fordham and Partners
Date : page réalisée sous l’hégémonie Dreamweaver

Auteur : les anciens

Notes :

  • WinMerge ok.
  • 03-12-2008 : 1er passage de mise en page [liens internes, tdm, en bref !, rapide passage général sur la mise en page de la feuille] – Sylvie
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer les consommations d’un local de bureau

Évaluer les consommations d'un local de bureau

Note : la consommation d’un immeuble de bureaux est très variable, surtout selon son niveau d’équipement intérieur. Les chiffres donnés ci-dessous sont approximatifs mais donnent une vue moyenne de l’origine des consommations. Si les valeurs choisies sont discutables, la consommation totale par m² est conforme à la consommation moyenne des bâtiments construits récemment.

L’hiver s’arrête par 11°C extérieur

Le « volume-type » d’un occupant

Schéma "volume-type" d'un occupant - 01.

Un occupant dispose en moyenne de 10 m² dans un immeuble de bureaux.

Schéma "volume-type" d'un occupant - 02.

Suite à une hauteur moyenne sous plafond de 3 m, il vit dans un volume de 30 m³.

Schéma "volume-type" d'un occupant - 03.

Pour assurer la qualité hygiénique de l’air respiré par l’occupant, 30 m³ d’air neuf lui sont apportés chaque heure.

Le bilan thermique d’une journée par 11° extérieur

Partons d’une journée où il fait 11°C à l’extérieur, en moyenne jour-nuit. La température intérieure moyenne est de 20°C (21°C en journée et 19°C la nuit).

Quelles seront les déperditions du local ?

Schéma "volume-type" d'un occupant - 04.

Supposons le local situé sous la toiture. Il faut chauffer l’air de ventilation, et vaincre les pertes de chaleur par la fenêtre et par les parois (delta moyen de T° de 9 K) :

  • La puissance de chauffe liée à la ventilation sera de 92 W
  • Les déperditions de chaleur liées aux parois seront de 117 W

(On a supposé ici que les échanges avec les autres locaux adjacents sont nuls, parce qu’ils sont à même température que le local lui-même).
Soit une demande de chaleur totale de 209 Watts x 24 heures = 5 kWh.

Quels sont les apports thermiques ?

L’éclairage, l’ordinateur et l’occupant lui-même génèrent 350 W mais durant 8 heures, soit un apport journalier de 350 Watts x 8 heures = 2,8 kWh.

Un apport solaire moyen hivernal de 0,7 kWh/m².jour, ce sont 2,2 kWh de chaleur qui entreront par les vitrages.

On constate qu’il y a équilibre entre les apports et les pertes. Le système de chauffage pourra s’arrêter.

Schéma équilibre entre les apports et les pertes.

On en conclut :
  • La température d’équilibre du local sera de 11° extérieur.
  • Les 200 jours de l’année où il fait plus froid, du chauffage devra être apporté.
  • Les 165 jours de l’année où il fait plus chaud, un rafraîchissement devra être trouvé.

Mais des surchauffes peuvent apparaître dès 6°C extérieur

Dans le paragraphe précédent, l’équilibre est établi entre 8 heures d’apports et 24 heures de pertes de chaleur. Cela suppose une bonne inertie thermique du local, pour stocker les apports puis les redistribuer sur 24 heures, et lisser ainsi les pointes de chaleur.

En réalité, dès 6° extérieur, l’équilibre instantané des puissances apparaît : l’occupant apporte par son activité 350 Watts… qui compensent tout juste les 350 Watts de déperditions. Si le local dispose de tapis pleins, de faux-plafonds, de cloisons légères, … le moindre rayon de soleil entraînera une surchauffe intérieure.

Deux considérations peuvent encore diminuer la température d’équilibre :

  • Si la ventilation est coupée la nuit, le bâtiment ne pourra plus se décharger de ses apports de chaleur.
  • Pire, si l’air de ventilation est apporté par un réseau d’air pulsé, le groupe de traitement d’air l’aura préchauffé à 21°C pour le confort de pulsion dans l’ambiance. Mais il ne jouera plus son rôle de refroidisseur…

Quel est le bilan hivernal ?

Analysons les entrées et les sorties de chaleur durant les 200 jours où la température est inférieure à 11°C.

La température moyenne extérieure équivalente est alors de 5,4°C (sur base d’une année type moyenne à Uccle).

La consommation de chauffage du local (chauffage de l’air neuf compris) est donnée par :

23 W/K x 200 j x 24 h/j x (20 – 5,4) K / 1 000 Wh/kWh = 1 612 kWh

Durant cette période, les apports solaires moyens par les 4 m² de vitrages seront de 448 kWh.

Les apports internes liés à la présence et à l’activité de l’occupant seront de 400 kWh.

La demande finale de chauffage est donc estimée à :

1 612 – 440 – 400 = 772 kWh, soit 77 kWh/m²

En admettant un rendement d’exploitation de 80 % de l’installation de chauffage, on obtient une consommation annuelle de : 77 / 0,8 = 96 kWh/m², soit environ 10 litres de fuel au m².

Quel est le bilan estival ?

Hypothèses

Le bilan estival est plus complexe, parce qu’il est fortement dépendant de l’inertie du bâtiment et de sa capacité à se « décharger » la nuit de la chaleur accumulée pendant la journée. Nous allons prendre ici 2 options simplificatrices (rappelons que nous cherchons ici une vue d’ensemble globale) :

  • Les échanges thermiques par les parois opaques en été sont jugés négligeables dans une première approximation, vu la bonne isolation et le faible écart de température entre intérieur et extérieur. De plus, sur l’ensemble de l’été, les échanges positifs et négatifs se compensent partiellement, notamment suite à l’effet du soleil sur les parois opaques.
  • Le besoin de rafraîchissement de l’air de ventilation lorsque celui-ci dépasse 24°C est également jugé négligeable puisque la température extérieure dépasse 24°C uniquement durant 130 heures par an, et avec un très petit delta T°.

Résultats des estimations

Le système de refroidissement doit évacuer durant les 165 jours « d’été » :

  • 330 kWh de chaleur interne produite par l’occupant et son activité,
  • 581 kWh de chaleur apportée par le soleil.

Un léger rafraîchissement est apporté par l’air neuf lorsqu’il est pulsé dans le local et que celui-ci est en demande de refroidissement. L’air extérieur est donc rafraîchissant lorsqu’il est entre 11 et 23°C. Cela génère un apport de froid de 73 kWh/an.
Le bilan d’été total s’établit :

330 + 581 – 73 = 838 kWh/an

Ou encore une demande de refroidissement de 84 kWh/m².

Si une installation de réfrigération est installée, un COP de 3 peut être choisi (auxiliaires compris) et la consommation électrique liée au refroidissement est alors estimée à :

84 kWh/m² / 3 = 28 kWh/m²

Remarques.

  • Traditionnellement, on sait que la puissance frigorifique installée est de l’ordre de 100 W/m². À noter que la règle de bonne pratique se vérifie : consommation frigorifique = 800 heures x puissance installée.
  • Si des stores sont placés, la consommation liée aux apports solaires peut diminuer des 2/3. La consommation descend alors à 22 kWh/m² et la puissance installée descend à 80 W/m².
  • À noter enfin que l’air de ventilation hygiénique apporte peu de chose pour refroidir le local. Si l’air est 10 K plus froid que l’ambiance, on aura : 0,34 Wh/m³.K x 10 K x 30 m³/h / 10 m² = 10 W/m².

Quelle est la consommation de l’éclairage et de la bureautique ?

Éclairage

120 Watts x 8 h/j x 365 j/an x 5j / 7j / 1 000 Wh/kWh = 250 kWh, soit 25 kWh/m².an

L’éclairage est ici supposé allumé 8 heures par jour, été comme hiver.

Bureautique

150 Watts x 8 h/j x 365 j/an x 5j / 7j / 1 000 Wh/kWh = 313 kWh, soit 31 kWh/m²An

Ces deux consommations sont donc chacune du même ordre de grandeur que celle de la machine frigorifique !

Quelle est la consommation des pompes et ventilateurs ?

Pompes de transport d’eau de chauffage d’eau glacée

Une consommation forfaitaire de l’ordre de 4 kWh/m²an est généralement rencontrée.

Transport de l’air neuf de ventilation

On peut tabler sur 1,4 kWh par m³/h transporté durant les 2 500 heures d’une année.

Pour assurer les 30 m³/h à l’occupant, 42 kWh/an ou encore 4,2 kWh/m²an seront nécessaires.

Conditionnement d’air du type « tout air » à débit constant

Ce débit sera calculé sur base de la puissance maximale, donc sur base de la puissance frigorifique d’été de 100 W/m². L’occupant demande donc 1 000 Watts de refroidissement pour ses 10 m². Le débit d’air nécessaire pour refroidir son ambiance, partant de l’idée que l’on pulse un air 10 K plus froid que l’ambiance, est donné par :

1 000 W / (0,34 Wh/m³.K x 10 K) = 294 m³/h

À noter que le taux de brassage de l’air est alors de 294 m³/h / 30 m³ = 10 !

Tout le volume d’air de l’occupant est brassé 10 fois par heure. Les ventilateurs de pulsion et d’extraction (pour assurer le chaud et le froid) auront une consommation totale de :

294 m³/h x 1,8 kWh/(m³/h) = 529 kWh, soit 53 kWh/m² !!

(La valeur de 1,8 kWh par m³/h transporté durant les 2 500 heures d’une année est choisie plus élevée qu’en ventilation pour tenir compte des pertes de charge liées à la présence des batteries de chauffe et de refroidissement).

Une telle consommation est probablement ramenée de plus de moitié si l’on travaille « à débit variable ».

Conditionnement d’air par ventilo-convecteurs

Le ventilateur du ventilo-convecteur aura une puissance de l’ordre de 80 W, soit 0,08 kW. S’il fonctionne 80 % des 2 500 heures de travail annuelles, on obtient :

0,8 x 0,08 kW x 2 500 h/an = 160 kWh/an

Mais l’appareil est capable de gérer un volume double de celui de l’occupant. Dès lors, cette consommation doit être rapportée sur 20 m², soit 8 kWh/m²an

Conditionnement d’air par plafonds froids et radiateurs

La consommation des pompes qui transportent l’eau glacée est augmentée, probablement de 50 %.

La consommation des ventilo-convecteurs disparaît. mais une consommation plus insidieuse apparaît : celle liée à la déshumidification de l’air neuf pour éviter le risque de condensation, voire de son post-chauffage pour éviter de pulser un air trop froid dans les locaux. L’évaluation dépasse le cadre de la présente approximation.

Refroidissement par free cooling mécanique

De l’air extérieur frais est pulsé dans les locaux durant la nuit. On suppose que l’installation est enclenchée lorsque l’air extérieur est en moyenne 10°C plus froid que l’ambiance. Les 838 kWh d’apport de chaleur doivent être évacués par :

838 kWh / (0,34 Wh/m³.K x 10 K) x 1 000 Wh/kWh = 246 470 m³

Si l’installation est réalisée sur base de 4 renouvellements horaires, le débit d’air sera de 4 x 30 = 120 m³/h.

Le nombre d’heures de fonctionnement sera de :

246.470 m³ / 120 m³/h = 2 054 heures

L’installation devra fonctionner 2 054 heures sur 165 jours de fonctionnement en mode refroidissement, soit 12,5 h par jour en moyenne.

La consommation liée aux ventilateurs sera de

120 m³/h x 1.8 kWh/(m³/h) x 2 054 h / 2 500 h = 177 kWh, soit 18 kWh/m².

Si les 28 kWh/m² de la machine frigorifique ne sont plus nécessaires, une bonne part de l’économie est mangée par les ventilateurs eux-mêmes.

Remarque : il n’est pas certain qu’un tel écart de température soit disponible durant autant d’heures.

(Le coefficient 1.8 kWh/(m³/h) a été choisi parce qu’en pratique une batterie de refroidissement est souvent greffée sur le circuit de pulsion afin de vaincre les températures les plus élevées).

Quelle est la consommation de l’humidification de l’air neuf ?

Si l’on assure une humidification minimale pour atteindre 21° et 45 % HR en sortie de batterie de chauffage de l’air neuf hygiénique, la quantité d’eau à fournir est annuellement de 5 000 gramme /(m³/h) transporté. L’énergie de vaporisation de l’eau est de 0,694 Wh/gramme d’eau.

30 m³/h x 0,694 Wh/gr x 5 000 gr/(m³/h) x (5/7) / 1 000 Wh/kWh = 74 kWh/an, soit 7 kWh/m²an

Synthèse des consommations

Sur base des hypothèses suivantes

  • L’énergie thermique revient à 6,22 c€/kWh environ (sur base de 0,622 €/litre fuel).
  • L’énergie électrique génère une consommation primaire 2,8 fois plus élevée, suite au rendement moyen de 38 % des centrales électriques.
  • Son prix de revient est de l’ordre de 16 c€/kWh, pointe de puissance comprise.

On obtient le bilan suivant pour le poste de travail dans cette situation type :

Puissance [W/m²] Consommation [kWh/m²] Énergie primaire
[kWh/m²]		 Coût
[€/m²]

Chauffage
(local + air neuf)

 70 96 96 6,0

Refroidissement

 100 28 78 4,5

Humidification

 – 7 20 1,1

Transport des fluides

– (si « tout air »)
– si « air + eau »

 – (53)
12		 (148)
34		 (8,5)
2,0

Éclairage

 12 25 70 4,0

Bureautique

 15 31 87 5,0
– – – –

TOTAL

 – 201 [kWh/m²] 385 [kWh/m²] 22,6 [€/m²]

Note : la consommation de chauffage peut, en moyenne, être nettement inférieure. En effet, les 4 m² de vitrages associés à l’occupant génèrent des déperditions plus élevées que la moyenne. Un m² de couloir ne génère, par exemple, aucune consommation de chauffage !

Conclusions

Si l’on ajoute les consommations diverses (ascenseurs, cafétéria, eau chaude sanitaire, .), on obtient le bilan annuel simplifié suivant pour le gestionnaire :

  • 7 à 10 litres de fuel (ou 7 à 10 m³ de gaz) et 120 kWh électrique au m²
  • un coût global de 25 €/m²an

Dans un immeuble construit aujourd’hui, l’énergie représente donc 250 € par an et par occupant.

En première approximation, on peut retenir que ce coût se réparti en :

  • 1/5ème pour le chauffage des locaux et de l’air neuf hygiénique,
  • 1/5ème pour le refroidissement des locaux,
  • 1/5ème pour l’éclairage,
  • 1/5ème pour la bureautique,
  • 1/5ème pour les auxiliaires (pompes et ventilateurs) et équipements divers.

Et si l’on revenait au « bon vieux temps » ?

Et si l’on revenait au temps où les bâtiments n’étaient pas ou peu isolés et où la climatisation n’existait pas grâce à la fraîcheur des vieilles pierres ?

Il suffit de reprendre la consommation moyenne de chauffage des bâtiments administratifs en Wallonie (source – Institut de Conseils et d’Études en Développement Durable) :

chauffage : 173 kWh/m²

Le coût du chauffage est presque doublé, avec le confort en moins !! Le supplément de consommation en chauffage anéantit l’économie faite par l’absence de refroidissement.

De plus, le poste « refroidissement » du bâtiment, on peut facilement le réduire par une conception adéquate du bâtiment (protection solaire) et de l’installation de climatisation (refroidissement naturel intégré à la climatisation).

Quelle est la justification des chiffres utilisés ?

Déperditions de chaleur par les parois

Imaginons la portion de façade et la portion de toiture qui entourent l’espace (cette déperdition par la toiture est prise à titre d’exemple; une autre paroi mitoyenne aurait pu être prise).

Une isolation de 8 cm est placée dans les parois et un vitrage à basse émissivité est installé.

Les déperditions de chaleur liées aux parois seront de :

  • Pour le vitrage : 4 m² x 1,9 W/m².K = 7,6 W/K
  • Pour le mur : 3,5 m² x 0,4 W/m².K = 1,4 W/K
  • Pour la toiture : 10 m² x 0,4 W/m².K = 4 W/K

soit un total de 13 W/K.

Toutes les autres déperditions sont annulées puisque les locaux voisins sont supposés être chauffés à la même température.
On en déduit les valeurs utilisées plus haut :

  • Pour une température extérieure de 11°C et une température intérieure de 21°C, la déperdition totale sera de 13 W/K X (21 – 11) K = 130 Watts.
  • Pour une température extérieure de 6°C et une température intérieure de 21°C, la déperdition totale sera de 13 W/K X (21 – 6) K = 200 Watts.
  • Pour une température extérieure de – 10°C et une température intérieure de 21°C, la déperdition totale sera de 13 W/K X (21 – (- 10)) K = 400 Watts.

Déperditions de chaleur par ventilation

Pour assurer la qualité de l’air, 30 m³ d’air neuf hygiénique sont apportés chaque heure à l’occupant par le système de ventilation. Le volume d’air utile est donc renouvelé entièrement chaque heure.

La puissance de chauffe liée à la ventilation sera de :

0,34 Wh/m³.K x 30 m³/h = 10 Watts/K

Puisque la capacité thermique de l’air est de 0,34 Wh/m³.K.

Autrement dit, pour une température intérieure de 21°C, on déduit une puissance de chauffage par ventilation de 310 Watts par – 10°C de température extérieure, 150 Watts par + 6°C, et 100 Watts par + 11°C.

Par contre, un léger rafraîchissement est apporté par l’air neuf extérieur lorsqu’il est entre 11 et 23°C. Cela se produit 3 681 heures par an.

En tenant compte que si l’air est à une température inférieure à 15°C, il est d’abord réchauffé à 15°C (pour une question de confort), la température moyenne de l’air est de 16,5°C.

Cela génère un apport de froid de :

0,34 Wh/m³.K x 30 m³/h x (23° – 16,5°)  x 3 681 h x 10/24 x 5/7 = 73 kWh/an

Apports solaires par les vitrages

Les apports solaires hivernaux moyens (toutes façades confondues) traversant un double vitrage vertical sont de 0,7 kWh/jour.m².

soit un apport journalier moyen de :

0,7 kWh/jour.m² x 4 m² x 0,8 = 2,24 kWh/jour

Le coefficient 0,8 est un coefficient qui tient compte de la présence des châssis.

Le bilan des apports solaires pour l’hiver est donc de :

2,24 kWh/jour x 200 jours = 448 kWh/hiver

De même, la chaleur solaire moyenne estivale (toutes façades confondues) traversant un double vitrage vertical est de 1,1 kWh/jour.m², soit un total sur les 165 jours de l’été de :

1,1 kWh/j.m² x 165 j x 4 m² x 0,8 = 581 kWh/été

Apports internes du local

Établissons les apports internes du local :

  • L’occupant dégage de la chaleur sensible : 80 W.
  • Il est équipé d’un ordinateur : 150 W.
  • Il est éclairé : 12 W/m² x 10 m² = 120 W.

Soit un total de 350 Watts, ou 0,35 kW.

Le bilan des apports internes pour l’hiver est donc de :

0,35 kW x 8 h/jour x 200 jour x 5 j / 7 j = 400 kWh

De même, durant les 165 jours « d’été », la chaleur interne est donnée par :

165 j x 5j/7j x 8 h/j x 0,350 kW = 330 kWh/an

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Plaque de cuisson en fonte (électrique)

Plaque de cuisson en fonte (électrique)

Principe

Une résistance transmet la chaleur à la plaque métallique qui chauffe la casserole par contact et conduction.

Description

Schéma description plaque de cuisson en fonte (électrique).

L’élément chauffant est un fil de nickel-chromé noyé généralement dans une masse isolante (magnésie) qui transmet la chaleur à une plaque en fonte.

Les plaques peuvent comporter plusieurs résistances qui, selon le branchement réalisé, permettent d’obtenir plusieurs allures de chauffe par l’intermédiaire d’un commutateur.

Commande et régulation

Elle est réalisée le plus souvent par commutateur, doseur d’énergie, thermostat,…

Certaines plaques sont équipées d’un économiseur d’énergie (détecteur de casseroles).

Gamme

Plaques de 2 à 6 kW de diverses formes (ronde, carrée, rectangulaire) :

  • ronde : Ø 220 mm,
  • carrée : 300 x 300 mm, 400 x 400 mm,
  • rectangulaire : 300 x 600 mm, 400 x 600 mm, 660 x 600 mm.

En fonction de la puissance par unité de surface, on distingue souvent les plaques de mijotage et de cuisson (moins de 250 W/dm²), des plaques coup de feu (de 250 à 500 W/dm²).

Efficacité énergétique

Pour un bon rendement, il est nécessaire d’utiliser des casseroles au fond parfaitement plan, ayant un bon contact et d’adapter les dimensions des récipients à celles des plaques.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gérer la charge électrique

Gérer la charge électrique

Compensation du courant réactif consommé

Le courant consommé par les tubes fluorescents avec ballasts traditionnels, par les moteurs, … est un courant partiellement inductif. Il entraîne des pertes en lignes supplémentaires que le distributeur n’apprécie pas ! Il pénalise le consommateur fautif, du moins en régime Haute Tension.

Celui-ci peut compenser le courant inductif en installant des batteries de condensateurs. Le courant sera redressé et la facture allégée !…

Réduction de la pointe quart-horaire

Avant et après.

Pour réduire la puissance quart-horaire maximale prélevée au réseau (visible sur les diagrammes de charge ci-dessus), il est possible de :

En réalité, ces diverses techniques ne diminuent pas l’énergie consommée, mais elles en réduisent le coût facturé. Notamment parce que le distributeur encourage, par son tarif, la meilleure utilisation de ses équipements.

Globalement, ces mesures peuvent permettre d’éviter la construction de centrales destinées à couvrir un moment de pointe très limité dans le temps…, objectif écologique pour lequel utilisateur et distributeur sont partenaires.

Les responsables techniques et commerciaux du distributeur pourront d’ailleurs fournir une aide précieuse dans la recherche d’une meilleure gestion de la charge.

Études de cas

 La gestion de la pointe quart horaire aux Facultés Notre Dame de la Paix à Namur.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la fenêtre comme capteur de lumière naturelle [Esquisse du projet]

Favoriser l’éclairage naturel extérieur

Dans une démarche de construction ou de rénovation lourde, on privilégiera l’utilisation de la lumière naturelle à la place de l’éclairage artificiel. La qualité « spectrale » de la lumière naturelle ainsi que sa variabilité et ses nuances offrent une perception optimale des formes et des couleurs. L’éclairage artificiel devrait donc être considéré comme un complément à la lumière naturelle. Aussi, d’un point de vue énergétique, l’utilisation de l’éclairage naturel comme « source » lumineuse est gratuite ; ce qui signifie que la facture en électricité sera d’autant plus réduite que l’éclairage naturel exploité.

Dans bien des projets de conception ou de rénovation de bâtiments tertiaires, en confort lumineux, l’objectif premier est de privilégier l’ouverture des espaces de travail vers la lumière naturelle tout en sachant qu’une trop grande ouverture des façades est souvent synonyme d’éblouissement, de surchauffe et déperditions thermiques au travers des baies vitrées. Le compromis reste de rigueur !

Bien des paramètres viennent influencer de manière plus ou moins significative la pénétration de la lumière dans les espaces de travail :

  • L’orientation des façades ;
  • La présence d’ombres reportées (bâtiments ou autres façades du bâtiment étudié faisant de l’ombre) ;
  • La taille, la forme et la position des baies vitrées dans les façades ;
  • La forme et les dimensions des trumeaux ;
  • Les caractéristiques des vitrages ;
  • La présence de protection solaire (fixe, mobile, …) ;
  •  …

Vitrage clair.           Vitrage sélectif.           Auvent.           Lamelles.           Ombre reportée.

Pour un projet de taille importante, une étude par un bureau spécialisé est toujours intéressante sachant qu’il est possible d’optimiser conjointement les conforts lumineux et thermiques par des simulations dynamiques tenant compte de l’ensoleillement et du climat à tout moment de l’année disponible sous forme de bases de données type « météonorm » par exemple.

L’éclairage naturel extérieur n’est pas uniforme

L’intensité de la lumière naturelle varie fortement en fonction du type de ciel, du moment de l’année, de l’heure dans la journée, de l’orientation de l’ouverture, de son inclinaison et de son environnement.

Les études d’éclairage naturel des locaux sont basées, conventionnellement, sur un ciel couvert donnant un niveau d’éclairement de 5 000 lux sur une surface horizontale en site dégagé (Commission Internationale de l’Énergie).

Or, en Belgique, un tel éclairement est dépassé 80 % du temps entre 8h00 et 16h00, par ciel couvert. Et ce ciel couvert ne se présente que 36 % du temps de l’année.

À l’extrême, en juin, à midi et par ciel serein, l’éclairement dépasse 100 000 lux! (Franchement, de quoi se plaint-on ?!)

Lumière solaire directe ou lumière solaire diffuse ?

La lumière solaire directe dispense un flux considérable, facile à capter et à diriger. Elle présente une dynamique intéressante (création de reliefs dans le bâtiment) et peut être utilisée en tant qu’énergie thermique. Par contre, le rayonnement solaire direct est souvent une source d’éblouissement et parfois de surchauffe du bâtiment. De plus, sa disponibilité est épisodique et dépend de l’orientation des ouvertures.

La lumière diffuse du ciel est disponible dans toutes les directions. Elle suscite peu d’éblouissement, ne provoque pas de surchauffe, mais elle peut être insuffisante dans de nombreux cas. En outre, elle crée peu d’ombres et de très faibles contrastes. Une lumière diffuse est donc idéale pour des locaux de travail où il est important d’avoir un éclairage constant, sans source d’éblouissement. La lumière du nord est assurément une lumière diffuse (depuis toujours exploitée dans les ateliers d’artistes). Mais il est possible de valoriser également la lumière directe venant des autres orientations, pour autant qu’une protection masque le disque solaire ou qu’un rideau intérieur diffuse la lumière incidente.

L’influence de l’environnement

Lors de la conception d’un bâtiment, il est donc important de mesurer l’impact de l’environnement existant sur le nouvel édifice afin de profiter au mieux des possibilités offertes par le terrain pour capter la lumière.

Le relief du terrain, les constructions voisines, … peuvent modifier fortement l’apport.

L’effet de rue est caractérisé par le masque solaire que créent les bâtiments situés de l’autre côté de la rue. Il dépend de la hauteur de ces constructions et de la distance qui sépare les deux côtés de la rue.

Des surfaces réfléchissantes placées au sol telles qu’un dallage brillant ou un plan d’eau peuvent contribuer à capter davantage de lumière. Ainsi, l’eau, en réfléchissant le ciel et l’environnement, intensifie l’impression lumineuse d’un lieu.

Mais la présence d’un bâtiment voisin équipé de vitrages réfléchissants, précisément pour se protéger de l’ensoleillement, risque de provoquer un éblouissement excessif des occupants.

Des éléments liés au bâtiment lui-même, tel que des murs de refends, des surplombs, des light shelves, … peuvent aussi provoquer un ombrage en fonction de leur taille, de leur réflectivité et de leur orientation.

La végétation se distingue des autres écrans parce qu’elle peut être saisonnière, ce qui est le cas des arbres à feuilles caduques, et que par ailleurs elle ne possède qu’une opacité partielle. Elle se contente de filtrer la radiation lumineuse plutôt que de l’arrêter.

Sélectionner la fenêtre comme espace capteur de lumière

Pour quels locaux ?

A priori, tous les locaux devraient disposer d’un éclairage naturel (sauf archives et locaux techniques). On peut parler de nécessité pour les « locaux de vie » (où les occupants séjournent plusieurs heures par jour) et de souhait pour les sanitaires et les circulations (où les occupants ne font que passer).

Voici deux couloirs du même bâtiment, avec les mêmes orientations.
Dans le premier cas, l’architecte a introduit une dissymétrie dans la distribution des locaux, et des ouvertures vers l’extérieur pour introduire de la lumière naturelle.
Faut-il préciser que la première mise en œuvre est plus chère ?..
On parle ici de qualité de l’ambiance intérieure dans un lieu de travail.

Ouverture latérale ou zénithale ?

Ouverture latérale et ouverture zénithale.

Au niveau de l’apport de lumière naturelle, une ouverture zénithale s’ouvre sur la totalité de la voûte céleste. Elle induit une meilleure pénétration de lumière, particulièrement par temps nuageux. La distribution lumineuse obtenue par une ouverture zénithale est aussi beaucoup plus homogène que celle produite par une fenêtre latérale. De plus, la lumière entre dans les locaux par le plafond, ce qui limite a priori les phénomènes d’éblouissement. L’éclairage zénithal convient spécialement à la pénétration de la lumière naturelle dans les bâtiments bas et profonds.

Distribution de lumière très homogène,
mais défavorable à la perception du relief.

Mise en évidence du relief par l’éclairage latéral,
malgré un couloir rectiligne.

Par contre, la lumière latérale est favorable à la perception du relief. L’entretien est également plus facile que pour une ouverture zénithale. De plus, le bilan thermique est en faveur d’une ouverture verticale. En été, les apports peuvent être limités (particulièrement au sud, via une « casquette » architecturale).

Tandis que les apports d’été sont toujours excédentaires au niveau d’une ouverture en toiture.

Seule solution : la décapotable ! Si la coupole ou la verrière peut être largement ouverte en été, le problème peut être résolu. Reste la gestion de la pluie et du vent…

Quelle orientation de la fenêtre latérale ?

Les pièces orientées au nord bénéficient toute l’année d’une lumière égale et du rayonnement solaire diffus. Il est judicieux de placer des ouvertures vers le nord lorsque le local nécessite une lumière homogène, peu variable ou diffuse, et lorsque les apports internes sont élevés.

Les pièces orientées à l’est profitent du soleil le matin, mais le rayonnement solaire est alors difficile à maîtriser, car les rayons sont bas sur l’horizon. L’exposition solaire y est faible en hiver, mais elle permet d’apporter des gains solaires au moment où le bâtiment en a le plus besoin. Par contre, en été, l’orientation est présente une exposition solaire supérieure à l’orientation sud, ce qui est peu intéressant.

Une orientation ouest présente un risque réel d’éblouissement et les gains solaires ont tendance à induire des surchauffes. En effet, les vitrages tournés vers l’ouest apportent des gains solaires l’après-midi, au moment où le bâtiment est depuis longtemps en régime.

Une orientation sud entraîne un éclairement important. De plus, les pièces orientées au sud bénéficient d’une lumière plus facile à contrôler. En effet, en hiver, le soleil bas (environ 17°) pénètre profondément dans le bâtiment, tandis qu’en été, la hauteur solaire est plus élevée (60°) et la pénétration du soleil est donc moins profonde. En été, les apports solaires sur une surface verticale sont également nettement inférieurs au sud qu’à l’est ou à l’ouest, car ils sont diminués par un facteur égal au cosinus de l’angle d’incidence.

Les dimensions de l’ouverture

On peut quantifier l’apport de lumière naturelle dans un local par le facteur de lumière du jour (FLJ). Exprimé en %, il exprime le rapport entre l’éclairement intérieur sur le plan de travail dans le local, et l’éclairement extérieur sur le plan horizontal, en site dégagé, par ciel couvert.

Plus le facteur de lumière du jour est élevé, plus le temps d’utilisation des locaux avec la lumière naturelle est élevé, limitant ainsi la consommation d’éclairage artificiel.

Un objectif raisonnable est d’arriver à un temps d’utilisation de l’éclairage naturel d’au moins 60 %. Ceci entraîne un facteur de lumière du jour de 2,5 (exigence de 300 lux) à 4 % (exigence de 500 lux) dans les locaux de vie, et de 1,5 % dans les circulations et sanitaires (exigence de 100 lux).

Une méthode approchée permet d’évaluer le Facteur de Lumière du Jour moyen d’un local donné, en fonction de sa surface vitrée.

L’emplacement de l’ouverture

Bien sûr, plus la surface est importante, plus l’éclairage naturel est élevé. Mais on sait que les apports solaires augmenteront eux aussi et donc le risque de surchauffe du local. Il nous faut donc optimiser l’efficacité lumineuse de la fenêtre.

Pour évaluer l’influence de l’emplacement de la fenêtre sur la répartition de la lumière dans un local, nous comparons trois fenêtres identiques, situées à 3 hauteurs différentes.

Plus la fenêtre est élevée, mieux le fond du local est éclairé et plus la zone éclairée naturellement est profonde. Si le fond du local (situé à 7 m de la façade dans notre test) reçoit une valeur de référence 100 pour la fenêtre basse, il recevra 128 pour la fenêtre à mi-hauteur et 143 pour la fenêtre haute.

A surface égale, l’efficacité lumineuse d’une fenêtre est donc maximale au niveau d’un bandeau horizontal, situé en partie supérieure de la paroi.

Une telle fenêtre en hauteur procure les avantages suivants :

  • Une répartition très uniforme de la lumière dans l’espace ainsi qu’un bon éclairage du fond du local.

 

  • Une source de lumière au-dessus de la ligne de vision, ce qui réduit les risques d’éblouissement direct.

Cependant, le seuil se trouve au-dessus du niveau de l’oeil, la vue sur l’extérieur est impossible. La fenêtre ne peut jouer son rôle de lien entre un local et son environnement. De plus, une zone d’ombre est formée à proximité du mur de fenêtre. En général, il est préférable de coupler une telle fenêtre avec une fenêtre classique, équipée de protections solaires.

Pour maximiser les apports de lumière naturelle, on peut également interrompre un faux plafond à proximité de la fenêtre pour favoriser la pénétration de la lumière naturelle par cette ouverture. Ce procédé est connu sous le nom de « plafond biaisé ».

De cette étude, on peut déduire une autre conclusion très intéressante : c’est la zone inférieure d’une fenêtre qui est la moins 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).

La forme de la fenêtre

Analysons l’influence de la forme de la fenêtre en comparant la répartition lumineuse fournie par trois fenêtres de proportions différentes, pour une surface vitrée identique et une hauteur de l’allège constante.

Lorsque la largeur de la fenêtre diminue, la répartition devient moins uniforme, bien que l’éclairement moyen soit pratiquement le même dans les trois cas étudiés. Par contre, l’éclairement du fond du local augmente avec la hauteur de la fenêtre. Pour une même surface vitrée, une fenêtre haute éclaire davantage en profondeur. L’idéal réside donc dans une fenêtre horizontale, mais dont le linteau est élevé. En première approximation, une pièce est convenablement éclairée jusqu’à une profondeur de 2 à 2,5 fois la hauteur du linteau de la fenêtre par rapport au plancher.

Analysons l’influence de la répartition des ouvertures dans une façade : comparons la grande fenêtre centrée et deux fenêtres plus petites, placées symétriquement.

Dans les deux cas, les fenêtres ont une superficie vitrée totale identique et la même hauteur; leur allège est située au même niveau par rapport au sol. La moyenne des éclairements varie peu, mais la répartition de la lumière dans la partie du local avoisinant les fenêtres est différente. Dans le cas de deux fenêtres séparées, une zone d’ombre apparaît entre celles-ci, ce qui peut créer des problèmes de confort visuel pour les occupants.

Le type de châssis

Le type et la taille du châssis modifient la vue vers l’extérieur et la quantité de lumière admise dans un édifice.

Le châssis fixe sera sans conteste le plus mince mais il empêche le plaisir du contact direct avec l’air extérieur…

Le matériau utilisé pour le châssis détermine également son encombrement : en général, un châssis en bois est plus mince qu’un cadre en aluminium à coupure thermique. Les châssis en PVC sont les plus larges.

Mais les innovations récentes permettent de plus en plus de diminuer l’impact visuel des châssis et d’augmenter ainsi la quantité de lumière captée.

Cafétéria dans un lycée.

Valoriser l’éclairage naturel capté

Les dimensions du local

La profondeur du local ne devra pas dépasser le double de la hauteur du linteau de la fenêtre, puisque l’intensité de la lumière naturelle décroît très rapidement en fonction de l’éloignement de la fenêtre.

Ainsi, la profondeur des bureaux devrait être limitée à 6 mètres.

À noter qu’une variation de la hauteur sous plafond (pour une même baie vitrée et une surface de plancher identique) induit une très faible différence dans la répartition lumineuse du local. Le niveau d’éclairement est cependant un petit peu plus élevé dans les pièces ayant un plafond plus bas.

La réflexion sur les parois

La nature et la couleur des surfaces intérieures influencent directement l’éclairage naturel dû aux réflexions intérieures. Une bonne distribution de la lumière nécessite des parois et du mobilier de couleurs claires.

L’importance de la clarté des surfaces est due à un double effet

  • les facteurs de réflexion plus élevés permettent à la lumière d’être davantage réfléchie.

 

  • l’œil humain analyse des niveaux de luminance : sous les mêmes conditions d’éclairage, une surface claire est donc subjectivement perçue comme mieux éclairée qu’une surface foncée.

On peut dire que si le facteur de réflexion moyen des murs d’un volume quelconque est inférieur à 50 %, la lumière pénétrera difficilement en profondeur dans cet espace. Or la plupart des matériaux architecturaux ont de faibles facteurs de réflexion. Un plancher clair peut avoir un facteur de réflexion de 30 %, mais pas beaucoup plus, ce qui est nettement plus bas que les murs (~ 50 % ) et que les plafonds (~ 70 %).

Dès lors, pour favoriser la pénétration de la lumière dans un local, on adoptera un revêtement du sol et du mobilier relativement clair, possédant donc un facteur de réflexion élevé. De plus, la clarté des tables de travail s’avère un élément favorable au confort visuel dans la mesure où la réduction du contraste entre le papier et le support de la table induit une diminution des efforts d’accommodation que l’œil doit effectuer à chacun de ses mouvements.

En revanche, les sols sont souvent de couleur relativement sombre afin de faciliter leur entretien. Il faut donc envisager un compromis susceptible de satisfaire simultanément les exigences de confort et de maintenance.

Comme le plafond ne reçoit la lumière naturelle que de manière indirecte, son influence sur la répartition de la lumière est relativement faible. En revanche, lorsqu’un dispositif de distribution lumineuse dévie la lumière vers le haut, par exemple à l’aide d’un  light shelf, le plafond reçoit une grande quantité de lumière qu’il doit répartir dans toute la pièce; le facteur de réflexion de cette surface doit alors être élevé (> 70 %), valeur correspondant à celle du plâtre blanc propre.

Lorsque les matériaux de revêtement présentent une certaine brillance, la lumière arrive plus facilement en fond de pièce.

En contrepartie, les surfaces en question acquièrent une luminance élevée et peuvent donc devenir des sources d’éblouissement.

De manière générale, les surfaces brillantes sont donc à conseiller comme moyen de transmission de la lumière naturelle, mais elles sont à éviter dans les locaux de travail, dans la mesure où les activités (lecture, écriture,…) peuvent être perturbées lorsque l’environnement lumineux est fort contrasté.

Distribuer l’éclairage dans les locaux

L’inconvénient de la lumière naturelle par rapport à la lumière artificielle réside dans la grande inhomogénéité des éclairements qu’elle induit. La répartition de la lumière représente donc un facteur clef pour assurer un éclairage de qualité.

Un éclairage naturel direct engendre des risques importants d’éblouissement et entraîne une répartition des luminances très irrégulière dans le local.

L’éclairage naturel indirect utilise les réflexions des rayons lumineux sur une paroi pour obtenir une distribution lumineuse plus homogène. Cependant, le niveau d’éclairement assuré dépend fortement du coefficient de réflexion de la paroi et donc de sa maintenance régulière.

Le Kimbell Art Museum, conçu par L. Kahn, renferme un exemple d’éclairage naturel indirect fabuleux.

De longs plafonds cylindriques laissent pénétrer la lumière naturelle en leur centre grâce à un système filtrant et réfléchissant, qui redirige la lumière solaire éclatante du Texas sur les voûtes du musée.

L’aménagement des parois intérieures

La distribution de l’éclairage dépend aussi de l’organisation des espaces intérieurs. Utiliser des cloisons transparentes ou translucides permet à la lumière de se répandre dans les deux pièces séparées par la surface vitrée. À l’intérieur d’un bâtiment, l’architecte est tributaire des effets de lumière qui se créent : il dote les espaces intérieurs de l’atmosphère désirée par une disposition étudiée des ouvertures et des obstacles à la lumière. Par exemple, un local disposé à l’est peut, par le truchement des baies intérieures, recevoir un peu de lumière de l’ouest.

Dans un long couloir, la présence de fenêtres translucides donne un relief agréable et permet d’éviter l’éclairage artificiel (bandes verticales à côté des portes ou impostes au-dessus des portes).

Les meubles sont parfois de réels obstacles qui empêchent la transmission de la lumière vers certaines parties de la pièce. Il est donc essentiel de réfléchir au type de meubles, ainsi qu’à leur emplacement, de manière à favoriser la pénétration de la lumière naturelle.

Ces deux modes d’éclairage peuvent aussi être combinés pour créer un éclairage direct/indirect, alliant une ouverture directe à la lumière naturelle à un système d’éclairage indirect. Un exemple de ce type d’éclairage est une façade qui unit une fenêtre normale et un light shelf. Ce mode d’éclairage possède, en général, les avantages de l’éclairage indirect, mais la partie directe permet en plus de créer des ombres, qui mettent en valeur le relief des objets. D’autre part, la maintenance des coefficients de réflexion des parois est un peu moins critique vu qu’une partie de l’éclairage entre de manière directe dans l’espace.

Gérer l’éclairage artificiel en fonction de l’éclairage naturel

Force est de constater que les occupants d’un bâtiment tertiaire sont peu motivés à éteindre leurs luminaires, même si l’éclairage naturel est suffisant. De plus, la modulation ON-OFF n’est pas souple et provoque un choc psychologique lors de l’extinction.

      

Par exemple, il est possible aujourd’hui de placer une cellule sensible à l’intensité lumineuse en dessous du luminaire. Si, en présence de soleil, celle-ci dépasse les 500 Lux souhaités, l’alimentation électrique du luminaire est automatiquement réduite. Sans que l’occupant ne s’en rende compte, l’éclairage naturel est directement valorisé. C’est « la vanne thermostatique » du luminaire !

Concevoir

 Pour plus d’informations sur la mise en place d’une technique de gestion de l’éclairage artificiel.

Renforcer l’éclairage naturel à l’intérieur du bâtiment

Le puits de lumière

Certaines zones centrales dans un bâtiment n’ont pas d’accès direct à la lumière du jour. Dès lors, un conduit de lumière, passant à travers différentes pièces, permet de répandre la lumière naturelle captée en toiture ou en façade dans ces locaux aveugles.

Signalons toutefois que les puits de lumière risquent d’occuper un assez grand volume dans le bâtiment. Leur surface interne doit être d’autant plus réfléchissante que la lumière naturelle doit être amenée profondément dans le bâtiment. Pour limiter au maximum les pertes par absorption, il faut utiliser des matériaux très performants au niveau photométrique.

Architecte : M. Botta.

Utilisation du verre
dans des éléments de sol ou d’escalier.

Si le puits de lumière prend de plus larges dimensions, on parle d’atrium. Sa gestion thermique est souvent difficile (refroidissement par la surface vitrée en hiver, surchauffe par l’excès d’apports solaires en été). Un équilibre dans le degré d’ouverture doit donc être trouvé pour favoriser l’éclairage des pièces centrales, tout en évitant un déséquilibre thermique … coûteux en climatisation !

   

Exemple d’un atrium bien dimensionné.

Au Lycée Vinci de Calais, une dynamique est donnée par les 3 ouvertures : bandeau lumineux sur toute la longueur, coupole en toiture, pignons vitrés aux deux extrémités.

Si toute la toiture avait été ouverte, l’énergie incidente aurait entraîné des surchauffes en été.

Le conduit solaire

Un conduit solaire transmet la lumière solaire directe au cœur même du bâtiment. Le rayonnement solaire est capté au moyen d’un système de miroirs et de lentilles ou de capteurs paraboliques, éléments qui se meuvent en fonction de la trajectoire du soleil. La transmission du rayonnement solaire se fait par des systèmes de miroirs, de lentilles, de prismes réflecteurs, de fibres optiques, de baguettes acryliques, de fluides de cristaux liquides ou des conduits creux, dont les faces intérieures sont recouvertes de métaux polis. Les faisceaux lumineux ainsi obtenus peuvent alors être dirigés sur une surface précise ou diffusés dans l’espace.

Ce conduit, beaucoup moins volumineux qu’un puits de lumière, peut facilement atteindre une longueur de 15  mètres. Il est parfois associé à un puits de lumière.

Le conduit solaire apporte un flux lumineux nettement plus important et plus concentré que le puits de lumière. Cependant, tous ces systèmes de gestion du rayonnement solaire direct sont relativement chers à installer et s’appliquent donc plus particulièrement aux régions fortement ensoleillées.

Le « light shelf »

Un light shelf est un auvent, dont la surface supérieure est réfléchissante.

L’objectif est double

  1. Rediriger la lumière naturelle vers le plafond, ce qui permet de faire pénétrer la lumière profondément dans la pièce.
  2. Protéger l’occupant des pénétrations directes du soleil (éblouissement et rayonnement direct).

La surface du light shelf doit être aussi réfléchissante que possible, mais peut-être mate, brillante ou spéculaire. Une surface spéculaire renvoie théoriquement plus de lumière, mais il faut pour cela qu’elle soit nettoyée très régulièrement, ce qui n’est pas toujours aisé. En pratique, un light shelf brillant (semi-spéculaire) est sans doute le meilleur choix.

La couleur du plafond doit être aussi claire que possible, car il joue le rôle de distributeur de la lumière naturelle réfléchie par le light shelf. Sa pente a également de l’importance : un plafond incliné vers le fond du local ou de forme arrondie incurvée vers l’intérieur de l’espace augmentera fortement la profondeur de pénétration de la lumière dans le local.

Architecte : Michael Hopkins and Partners.

Dans nos régions, il est surtout applicable pour des locaux profonds d’orientation sud. Ses performances sont fortement réduites pour des orientations est et ouest, pour lesquelles le rayonnement solaire a un angle d’incidence plus faible.

De manière relative, plus le local est sombre, plus l’apport d’un light shelf peut être intéressant. Si la composante réfléchie interne est déjà grande dans un local, le même système sera proportionnellement moins efficace. L’emploi d’un light shelf en rénovation sera particulièrement profitable dans les pièces dont les murs ont des coefficients de réflexion faibles et un mobilier foncé (à noter qu’il sera moins cher de commencer par repeindre les murs !).

Le choix de la meilleure configuration de light shelf résulte d’un équilibre entre les demandes d’éclairage naturel et les besoins d’ombrage d’un local.

Un light shelf est habituellement situé à environ deux mètres de hauteur, divisant la fenêtre de façade en deux parties. Sa position dépend de la configuration de la pièce, du niveau des yeux et de la hauteur sous plafond pour permettre une vue vers l’extérieur et ne pas causer d’éblouissement. Une position basse augmente la quantité de lumière réfléchie vers le plafond … mais accroît les risques d’éblouissement.

L’augmentation de la profondeur du light shelf limite l’éblouissement, mais diminue aussi la pénétration de la lumière et la vue vers l’extérieur. Le light shelf, affectant la conception architecturale et structurelle d’un édifice, est de préférence introduit au début de la phase de conception puisqu’il nécessite un plafond relativement haut pour être efficace.

Les light shelves horizontaux sont un bon compromis entre une inclinaison du système vers le centre de la pièce ou vers l’extérieur. Tournée vers l’extérieur, le light shelf crée un plus grand ombrage, mais tournée vers l’intérieur il éclaire mieux le fond de la pièce.
On peut classer un light shelf selon sa position : intérieur, extérieur ou combiné.

Ainsi que le montre les simulations de l’éclairage d’un local, sans et avec light shelf,

  • Le light shelf extérieur donne les meilleurs résultats du point de vue du niveau d’éclairement en fond de pièce, tout en ombrant la grande fenêtre.

 

  • Placé à l’intérieur, il réduit le niveau d’éclairement moyen du local, mais offre toutefois un ombrage pour la partie supérieure du vitrage.

 

  • Enfin, le light shelf combiné assure la distribution lumineuse la plus uniforme dans le local; il se révèle également la meilleure protection solaire.
Comment poser correctement de l'isolant ?
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’isolant [Concevoir la toiture plate]

Comment poser correctement de l'isolant ?

Quelle matière choisir ?

Le choix du matériau isolant dépendra de plusieurs facteurs. C’est au concepteur de choisir ceux qui sont prioritaires.

  • L’efficacité isolante,
  • les sollicitations mécaniques externes,
  • la compatibilité avec le support,
  • la compatibilité avec la composition de toiture,
  • le comportement au feu,
  • le prix,
  • la compatibilité avec les autres matériaux mis en œuvre,
  • la perméabilité à la vapeur d’eau.

L’efficacité du matériau isolant

La valeur isolante du matériau dépend de son coefficient de conductivité thermique. Plus sa conductivité est faible, plus l’isolation sera efficace et donc plus l’épaisseur nécessaire à mettre en œuvre sera réduite. Le matériau doit également conserver une efficacité suffisante dans le temps. Celle-ci dépendra du comportement du matériau aux sollicitations mécaniques, à l’humidité, au vieillissement, …

Les matériaux isolants couramment utilisés pour les toitures plates sont les suivants (du plus isolant au moins isolant) :

Les valeurs reprises sur le schéma de droite sont celles fournies par les spécifications techniques européennes de l’EOTA (European Organisation for Technical Approvals), les déclarations volontaires de qualité ATG (agréments techniques de l’UBAtc – Union belge pour l’agrément technique dans la construction) ou les certificats Keymark du CEN (Comité européen de normalisation).

Exemple.

Pour obtenir une isolation équivalente à 10 cm de polystyrène expansé (EPS) dont vaut 0.040 W/mK il faut 12 cm de verre cellulaire (CG) dont vaut 0.048 W/mK

R = e(EPS) / λ(EPS) = e(CG) / λ(CG)

0.10 m / 0.040 W/mK = 0.12 m / 0.048 W/mK = 2.5 (m²K)/W

On utilise également des panneaux composites, dont le pouvoir isolant dépend des matériaux qui les composent.

La résistance à l’écrasement

Les sollicitations et l’utilisation de la toiture qui pourra être accessible ou non, limiteront le choix des matériaux isolants.

Chacun des matériaux disponibles sur le marché possède une résistance à l’écrasement spécifique.

Si on classe les matériaux isolants couramment utilisés pour les toitures plates, du plus résistant au moins résistant, on obtient :

  • Le verre cellulaire,
  • la perlite expansée,
  • le liège,
  • la mousse de polystyrène extrudé,
  • la mousse de polystyrène expansé,
  • la mousse résolique, la mousse de polyuréthane, la mousse de polyisocyanurate,
  • la laine de roche.

Les isolants rigides, comme le verre cellulaire, conviennent pour les toitures destinées à recevoir de lourdes charges (moyennant dans certains cas, l’interposition d’une plaque de répartition entre la charge et l’isolant).

Les isolants semi-rigides, comme les mousses synthétiques, conviennent pour les toitures sur lesquelles il faut circuler régulièrement pour accéder à des locaux techniques situés en toiture.

On n’utilise jamais la laine de verre comme isolant des toitures chaudes à cause de sa faible résistance à l’écrasement.

Les isolants souples, comme la laine de roche, ne conviennent que pour les toitures qui ne doivent être accessibles que pour l’entretien de la toiture elle-même.

Connaissant les contraintes d’utilisation, on choisira un isolant qui présente une résistance à la compression suffisante.

Exemple.

Ainsi si on souhaite placer sur une toiture une charge permanente de 200 kg (2kN) répartie sur une surface de 200 cm² (10 cm x 20 cm) la contrainte de compression sur l’isolant est de 10 N/cm².
Le verre cellulaire est capable de reprendre sans se déformer 28 N/cm² (minimum de la valeur moyenne de rupture : 70 N/cm² avec un coefficient de sécurité de 2.5) et donc convient largement. On prendra toutefois la précaution d’interposer un matelas de caoutchouc entre le socle et la membrane pour répartir correctement la charge et éviter un poinçonnement dû à un défaut ponctuel du socle.

Dans le cas des autres matériaux isolants que le verre cellulaire, toute charge amène un écrasement. Celui-ci augmente avec la charge et diffère suivant le matériau isolant. L’écrasement n’est pas directement proportionnel à la charge. Il convient d’interroger le fabricant de l’isolant pour connaître la déformation résultante de la charge. Il faut ensuite vérifier si cette déformation est compatible avec la membrane utilisée en interrogeant le fabricant des membranes.

Selon la norme SIA271 (Ch) l’écrasement de l’isolant ne peut dépasser 10 % sous une charge de 11 N/cm².

Compatibilité avec le support

Lorsque le support est relativement souple et exposé à des mouvements dus au vent, aux charges, etc. (tôles profilées), il y a intérêt à choisir un matériau isolant suffisamment souple comme la laine de roche, pour suivre le mouvement sans subir de contraintes internes importantes.

Les laines minérales et les mousses sont flexibles. Le verre cellulaire est raide et peut contribuer à rigidifier la toiture. Cette toiture n’est cependant circulable que pour l’entretien.

La compatibilité avec le système de toiture

Toiture inversée

Lorsque la toiture est du type « toiture inversée » le seul matériau isolant généralement utilisé est la mousse de polystyrène extrudé XPS, à cause de son caractère hermétique.

Il existe aussi, au stade expérimental, un système de toiture inversée non lestée utilisant de la laine de roche MW comme isolant. Ce système n’a jusqu’à présent pas été développé.

Toiture chaude

La mise en œuvre de panneaux de mousse de polystyrène extrudé XPS dans une toiture chaude n’est pas indiquée à cause de son coefficient de dilatation thermique élevé.

La mousse de polystyrène expansé EPS ne peut être utilisée dans une toiture chaude que moyennant certaines précautions prescrites par les fabricants. Elle doit être suffisamment stabilisée (retrait de naissance) et recouverte sur les deux faces d’un voile de verre bitumé avec recouvrement au droit des joints.
Il est conseillé de couvrir d’un lestage une toiture chaude isolée à l’aide de ce matériau, car celui-ci résiste mal à une température supérieure à 70°C.

Dans le cas de revêtements d’étanchéité posés sur de la mousse PUR ou PIR, le matériau isolant doit être revêtu d’un voile de verre bitumé sur les deux faces. La masse volumique de la mousse est de 32 kg/m³ au moins. (NIT 134 p 30).

En dehors des réserves qui précèdent, tous les autres matériaux peuvent être mis en œuvre dans les toitures chaudes moyennant le suivi des prescriptions du fabricant.

Le comportement au feu

Lorsque le support de la toiture résiste mal au feu (plancher en bois, tôles profilées métalliques), ou lorsque la mise en œuvre de l’étanchéité nécessite l’usage d’une flamme, l’inflammabilité de l’isolant joue un rôle important.

Suivant le degré de sécurité que l’on souhaite atteindre, en fonction de la valeur du bâtiment et de son contenu, de son usage, de sa fréquentation, etc., on déterminera le degré d’inflammabilité acceptable pour l’isolant.

Les mousses de polystyrène et de polyuréthane sont inflammables et résistent mal à la chaleur.

Les seuls isolants ininflammables pour toitures plates sont le verre cellulaire et la laine de roche.

Les panneaux à base de mousse résolique ou de polyisocyanurate ont un bon comportement au feu.

On veillera également à ce que ce matériau ne dégage pas de gaz toxique lorsqu’il est exposé à la chaleur d’un incendie. C’est notamment le cas de mousses auxquelles ont été rajoutés des moyens retardateurs de feu.

Pour diminuer la propagation du feu par l’isolant, il est possible de compartimenter celui-ci à l’aide de panneaux isolants ininflammables.

Compartimentage de la couche isolante à l’aide d’un isolant ininflammable.

Un lestage en gravier protège efficacement l’isolant du feu venant de l’extérieur (incendie d’un bâtiment voisin, par exemple).

Protection de l’étanchéité par le gravier du lestage.

L’isolant sera protégé du feu venant de l’intérieur par la résistance au feu du support lui-même.

Protection de la couverture par le caractère RF du support.

Le prix

« LE NERF DE LA GUERRE ».

À performance égale on choisira le matériau le moins cher.

Il faut cependant tenir compte dans la détermination de ce prix, de l’épaisseur nécessaire pour obtenir une résistance thermique égale, et du prix de la mise en œuvre.

Exemple.

Supposons deux isolants possible a et b.

Ils conviennent tous les deux pour l’usage prévu (résistance à la compression, résistance à la vapeur d’eau, comportement au feu, compatibilité avec les supports et avec l’étanchéité, etc.).

  • a coûte 300 €/m³, sa pose coûte 7 €/m², son coefficient de conductivité thermique λi vaut 0.028 W/mK
  • b coûte 200 €/m³, sa pose coûte 4 €/m², son coefficient de conductivité thermique λi vaut 0.054 W/mK

La résistance thermique à atteindre pour la couche isolante est de 2.5 m²K/W.

  • L’épaisseur d’isolant a à mettre en œuvre est de : 7 cm (épaisseur disponible).
  • L’épaisseur d’isolant b à mettre en œuvre est de : 13.5 cm -> 14 cm (épaisseur disponible).

Coût total fourniture et pose de a = 28 €/m²

Coût total fourniture et pose de b = 32 €/m²

D’où le choix de a pourtant plus cher au m³ et à la pose, mais thermiquement plus performant.

Attention ! Dans le souci d’une bonne gestion, il faut raisonner en coût global, et tenir compte, non seulement du coût de l’isolant et de sa mise en œuvre, mais aussi :

  • des coûts d’entretien;
  • des coûts de réfection prévisibles;
  • de la durée de vie moyenne de l’isolant;
  • de sa fragilité pouvant provoquer une rupture de l’étanchéité et une dégradation du bâtiment entraînant des coûts de réparation et des troubles de jouissance;
  • des frais de chauffages supplémentaires entraînés par une humidification anormale ou accidentelle de l’isolant.

La compatibilité avec les autres matériaux mis en œuvre

La compatibilité chimique entre les matériaux isolants (principalement les mousses synthétiques) et les solvants utilisés dans les colles et les membranes doit être vérifiée.

On sera attentif aux prescriptions des fabricants et aux agréments techniques relatifs aux produits.

La perméabilité à la vapeur d’eau

Dans le cas d’un climat intérieur très humide (Classe IV) il sera parfois intéressant d’utiliser le verre cellulaire comme isolant, surtout lorsque la pose correcte d’un pare-vapeur très performant est difficile.

Le verre cellulaire est en effet complètement étanche à la vapeur. On évite ainsi les condensations internes dans l’isolant qui conserve ses performances thermiques.

L’impact écologique

Les différents matériaux isolants n’ont pas tous le même impact sur l’environnement. Pour limiter cet impact, on choisira de préférence un isolant « écologique« .

Quelle épaisseur choisir ?

Les performances thermiques que l’on désire atteindre détermineront l’épaisseur minimale d’isolant nécessaire en fonction du coefficient de conductivité thermique λ de celui-ci.

Le choix de l’épaisseur de l’isolant doit se réaliser en fonction de la performance énergétique à atteindre.

Rem: On peut bien entendu choisir une valeur U plus contraignante que ce qu’impose la réglementation si on désire augmenter le confort et diminuer les consommations (temps de retour de l’investissement à calculer).

calculs

 Pour calculer le temps de retour de l’isolation d’une paroi.

Par exemple, si on veut obtenir une valeur U = 0.3 W/m²K, l’épaisseur ei de l’isolant se calcule par la formule suivante (pour des couches homogènes) :

ei = λi ( (1/U) – (1/he + 1/hi + e1/λ1 + e2/λ2 + e3/λ3 + … ) )

où,

  • λi est le coefficient de conductivité thermique de l’isolant,
  • U est le coefficient de transmission thermique U de la paroi à atteindre : 0.3 W/m²K,
  • he et hi les coefficients de transmission thermique entre le toit et les ambiances extérieures et intérieures valant respectivement 23 W/m²K et 8 W/m²K,
  • ex/λx la résistance thermique des autres couches de matériaux.

La valeur U d’une toiture est presque uniquement déterminée par la couche isolante. Pour simplifier le calcul, on pourrait négliger la résistance thermique des autres matériaux, tout en assurant à U une valeur inférieure à 0.3 W/m²K. La formule devient alors :

ei = λi ((1/ 0.3) – (1/23 + 1/8 )) m = λi x 3.16 m

L’épaisseur ne dépend plus que du choix de l’isolant et de son λi.

L’épaisseur ainsi calculée doit être adaptée aux épaisseurs commerciales existantes.

Exemple.

Si l’isolant choisi est la mousse de polyuréthane (PUR).

Son λi vaut 0.039 W/mK (suivant agrément technique du produit),

ei = 0.039 x 3.16 = 0.12324 m

L’épaisseur commerciale : 13 cm (par exemple : 6 + 7 cm).

Dans le cas de la toiture inversée, l’épaisseur doit être augmentée pour compenser la perte d’efficacité due à l’écoulement de la pluie ou de la neige fondue entre l’isolant et l’étanchéité.

calculs

 Pour estimer l’épaisseur suffisante d’un isolant.

Remarque.
La résistance thermique totale des couches situées sous le pare-vapeur ne peut excéder 30 % de la résistance thermique globale, sinon le point de rosée risque de se trouver sous le pare-vapeur avec comme conséquence, de la condensation interne.
La couche d’isolant apportée doit donc être suffisamment épaisse pour atteindre 70 % de la résistance thermique totale de la toiture.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Modèles d’isolation – plancher léger sans aire de foulée

Modèles d'isolation - plancher léger sans aire de foulée

L’isolation du plancher léger de combles non circulables peut se faire par divers systèmes :

Panneaux semi-rigides entre gîtes

L’isolant semi-rigide est généralement de la laine minérale.

Il est posé entre les gîtes, sur le plafond de l’étage inférieur.

La largeur de l’isolant est légèrement supérieure à l’espace disponible entre les gîtes (1 ou 2 cm). De cette façon l’isolant est bien maintenu hermétiquement contre les gîtes et les courants d’air accidentels sont évités.

Lorsqu’un pare-vapeur est nécessaire, celui-ci est fixé sous les gîtes avant la réalisation du plafond.

 Isolant semi-rigide entre gîtes d’un plancher non circulable.

  1. Gîte.
  2. Isolant semi-rigide.
  3. Pare-vapeur.
  4. Finition du plafond.

Matelas souples à languettes entre les gîtes

Le matelas souple muni d’un pare-vapeur est un matelas de laine minérale revêtu, par exemple, de papier kraft et de kraft-aluminium sur la face chaude (côté inférieur). Le kraft aluminium fait office de pare-vapeur. Il dépasse de quelques cm les bords du matelas isolant (languettes).

Le matelas isolant est placé par dessous. Les languettes sont agrafées à la face inférieure des gîtes en se recouvrant partiellement. Le recouvrement est fermé; au moyen d’une bande adhésive ou assuré par une latte en bois pour garantir l’étanchéité à l’air et à la vapeur. Le plafond est finalement mis en place.

Remarque : la largeur du matelas doit être adaptée à l’entre-axe des gîtes. Il faut choisir un matelas dont la largeur est 1 à 2 cm supérieure à l’écarts entre les gîtes. Il faut veiller à poser les matelas de manière tendue et jointive.

Matelas de laine minérale en rouleau à languettes.

  Matelas isolant avec languettes entre gîtes d’un plancher non circulable.

  1. Gîte.
  2. Isolant souple.
  3. Papier Kraft.
  4. Languettes superposées agrafées.
  5. Pare-vapeur en Kraft-Aluminium.
  6. Finition du plafond.

Panneaux rigides entre gîtes

L’isolant rigide est généralement de la mousse synthétique (PUR , PIR, XPS, EPS).

Il est posé entre les gîtes, sur le plafond de l’étage inférieur.

L’isolant étant rigide, il est difficile de l’ajuster exactement avec les gîtes. Pour cette raison, la largeur de l’isolant mis en œuvre est légèrement inférieure à l’espace disponible entre les gîtes (1 ou 2 cm). Ainsi, une mousse de polyuréthane peut être injectée facilement entre l’isolant et la gîte.

Cette mousse assure une continuité de l’isolant jusqu’à la gîte et une protection contre les courants d’air accidentels.

Lorsqu’un pare-vapeur est nécessaire, celui-ci est fixé sous les gîtes avant la réalisation du plafond.

Panneaux isolants rigides entre gîtes d’un plancher non circulable.

  1. Gîte.
  2. Isolant rigide.
  3. Pare-vapeur.
  4. Finition du plafond.
  5. Mousse injectée.

Flocons ou granulés d’isolant entre gîtes

Le matériau isolant utilisé est constitué de granulés de perlite ou de polystyrène expansé, ou de flocons de laine minérale posés en vrac entre les gîtes, sur le plafond de l’étage inférieur.

Lorsqu’un pare-vapeur est nécessaire, celui-ci est fixé sous les gîtes avant la réalisation du plafond.

Isolant posé en vrac entre les gîtes d’un plancher non circulable.

  1. Gîte.
  2. Isolant en vrac.
  3. Pare-vapeur.
  4. Finition du plafond.

Matelas souple qui enveloppe l’ensemble du plancher

Les matelas d’isolant souples (laine minérale) suivent la forme du support. De cette façon, il n’y a pas d’interruption dans la couche isolante.

Lorsqu’un pare-vapeur est nécessaire, celui-ci est fixé sous les gîtes avant la réalisation du plafond. Il est également possible de poser le pare-vapeur en contournant les gîtes par dessus, mais une réalisation correcte est délicate et plus difficile.

Isolation enveloppant l’ensemble du plancher non circulable.

  1. Gîte.
  2. Isolant souple.
  3. Pare-vapeur.
  4. Finition du plafond.

Isolant posé au-dessus du gîtage

L’isolant utilisé peut être souple, semi-rigide ou rigide.

Sur le gîtage est posé un plancher destiné à supporter l’isolant. Le pare-vapeur éventuel est déroulé soigneusement sur ce plancher.

L’isolant est ensuite déposé de façon continue, les panneaux ou rouleaux étant parfaitement jointifs.

L’étanchéité  à l’air sera assurée par le pare-vapeur s’il existe, sinon par le plafond ou la plaque de support de l’isolant.

Isolation continue au-dessus du gîtage d’un plancher non circulable.

  1. Gîte.
  2. Isolant.
  3. Pare-vapeur.
  4. Plancher.
  5. Finition du plafond.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Chaudières traditionnelles [Chauffage]

Chaudières traditionnelles [Chauffage]

On parle de « chaudière traditionnelle » en opposition aux « chaudières à condensation« . Les « chaudières traditionnelles » sont conçues et exploitées de manière à éviter la condensation des fumées.

La chaleur latente de celles-ci n’étant pas récupérée, les « chaudières traditionnelles » auront toujours un moins bon rendement que les « chaudières à condensation ».

Chaudières gaz ou fuel à brûleur pulsé

Les chaudières à brûleur pulsé sont des chaudières dont le brûleur est choisi indépendamment de la chaudière. Celui-ci peut fonctionner au gaz ou au fuel.

Les chaudières actuelles de ce type sont dites « à foyer pressurisé », c’est-à-dire que le trajet des fumées dans la chaudière est assuré grâce à la pression fournie par le ventilateur du brûleur.

   

Chaudière à foyer pressurisé sans et avec son brûleur.

Types de foyer

En gros, il existe actuellement deux types de chaudière (de puissance > 70 kW) :

  • les chaudières « à triple parcours »,
  • les chaudières « à inversion de flamme ».

Chaudière triple parcours en acier : les fumées quittent le foyer par l’arrière et parcourent à trois reprises la longueur de la chaudière avant d’être récoltées au dos de celle-ci.

Elément d’une chaudière triple parcours en fonte. Les chaudières performantes de ce type possèdent un premier et un dernier élement (refermant le foyer) entièrement parcourus par l’eau, ce qui augmente les surfaces d’échange et diminue les pertes par parois sèches.

Chaudière à inversion de flamme en acier. Dans ces chaudières, souvent de grosse puissance, le foyer est « borgne ». Les fumées ressortent de celui-ci par l’avant (le long de la flamme) avant de parcourir des tubes de fumée. Dans ceux-ci, des turbulateurs (spirales, lamelles métalliques, …) ralentissent les fumées pour augmenter l’échange avec l’eau et doser celui-ci pour éviter les condensations.

La principale différence entre ces deux configurations se situe au niveau des émissions de NOx. En effet, les chaudières à « triple parcours » permettent un court temps de séjour des fumées dans la zone de combustion, contrairement aux chaudières à inversion de flamme dans lesquelles les fumées doivent retransiter par la zone de combustion. Rappelons que un long temps de séjour des fumées dans la zone à plus haute température est favorable à la formation des NOx.

Rendement

Pertes à l’arrêt

Les pertes à l’arrêt des chaudières à brûleur pulsé modernes sont extrêmement faibles (de l’ordre 0,1 … 0,4 % de la puissance nominale de la chaudière).
Cela est la conséquence :

  • d’un degré d’isolation de la jaquette important, équivalent à une épaisseur de laine minérale de 10 cm enveloppant l’ensemble de la chaudière,
  • de la présence d’un clapet (motorisé, pneumatique, …) refermant l’aspiration d’air du brûleur lorsque celui-ci est à l’arrêt.

Isolation de la jaquette d’une chaudière à brûleur pulsé.

Rendement de combustion

Le rendement de combustion de ces chaudières est dépendant du choix du brûleur et de son réglage. Avec un brûleur finement réglé, un rendement de combustion de 93 .. 94 % est tout à fait possible dans les chaudières actuelles les plus performantes.

Rendement saisonnier

Les faibles pertes à l’arrêt et la possibilité d’obtenir des rendements de combustion les plus élevés (sans condenser), font des chaudières à brûleur pulsé les chaudières les plus performantes dans la catégorie des chaudières dites « traditionnelles »:

Exemple. Soit une chaudière correctement dimensionnée (facteur de charge (nB/nT) de 0,3) avec des pertes à l’arrêt (qE) de 0,2 % et un rendement utile (ηutile )de 93 %.

Le rendement saisonnier de cette chaudière est estimé à :

ηsais = ηutile / (1 + qE x (NT/NB – 1))

ηsais = 93 [%] / (1 + 0,002 x ((1/0,3) – 1)) = 92,6 [%]

Chaudières gaz atmosphériques

Les chaudières gaz atmosphériques sont des chaudières dont le brûleur ne possède pas de ventilateur.

Ces chaudières sont composées de rampes de brûleurs placés en dessous du foyer. L’aspiration d’air par le brûleur se fait naturellement par le gaz et les flammes. On parle de brûleur atmosphérique traditionnel quand une grande partie de l’air est aspirée au niveau de la flamme et on parle de brûleur à prémélange quand l’air est mélangé au gaz avant la flamme.

Chaudière gaz à brûleur gaz atmosphérique à prémélange.

Un coupe tirage (ouverture de la buse d’évacuation vers la chaufferie), placé à l’arrière de la chaudière annule l’influence du tirage de la cheminée sur la combustion en maintenant une pression constante à la sortie de la chaudière.

Chaudière atmosphérique :

  1. Corps de chauffe (en fonte)
  2. Échangeur à ailettes profilées
  3. Isolation
  4. Bouclier thermique
  5. Buse de fumée avec coupe-tirage intégré
  6. Tableau de commande
  7. Jaquette
  8. Porte d’accès (pivotante)
  9. Collecteur de départ
  10. Collecteur de retour
  11. Brûleur à prémélange (bas NOx)
  12. Rampe gaz
  13. Électrode d’allumage et sonde d’ionisation
  14. Transfo d’allumage
  15. Connecteurs électriques
  16. Vanne gaz à 2 allures
  17. Vanne de vidange

Avantages

  • Le prix moindre. Une chaudière atmosphérique de conception « bas de gamme » coûte moins cher qu’une chaudière équipée d’un brûleur gaz pulsé.
  • L’absence de bruit. Une chaudière atmosphérique ne comportant pas de ventilateur est nettement moins bruyante qu’un brûleur pulsé.
  • La facilité de montage et de réglage.

Inconvénients

  • Un rendement utile moindre. La gestion moins précise de l’excès d’air diminue le rendement utile des chaudières qui est voisin de 91 .. 92 % pour les nouvelles chaudières à prémélange et inférieur à 90 % pour les chaudières de conception plus ancienne (chaudières répondant juste aux exigences de l’AR du 18 mars 97 et encore vendues), alors que l’on peut espérer un rendement de 93 .. 94 % avec une chaudière moderne à brûleur pulsé bien réglée.
  • Une production importante de NOx. Les chaudières atmosphériques « bas de gamme » émettent généralement une quantité importante de NOx, à telle point que certains modèles ne peuvent plus être vendus qu’en Wallonie (émission de NOx > 150 mg/kWh) où il n’y a pas de réglementation en la matière. Les technologies du prémélange et le refroidissement de la flamme au moyen de barres métalliques diminuent fortement les émissions de NOx (< 60 .. 70 mg/kWh) pour les rendre compatibles avec la plupart des labels européens.

Brûleur à prémélange « LOW NOx« .

  • Des pertes à l’arrêt plus importantes. Les chaudières purement atmosphériques (c’est-à-dire sans ventilateur) sont généralement parcourues à l’arrêt par un flux d’air continu provoquant des pertes par balayage. Par rapport aux anciens modèles de chaudière atmosphérique, celles-ci sont maintenant limitées : limitation des ouvertures de passage d’air dans les brûleurs à prémélange, ajout sur certains modèles d’un clapet sur les fumées se fermant à l’arrêt. Quelques importants fabricants de chaudières annoncent ainsi (d’autres ne donnent pas de chiffre) des pertes à l’arrêt de leurs chaudières atmosphériques de l’ordre de 0,8 .. 1,3 % de la puissance de la chaudière, sans clapet sur les fumées et de l’ordre de 0,6 .. 0,7 % avec un clapet d’obturation des fumées (pour une température d’eau de 60°C). À titre de comparaison, les pertes à l’arrêt des chaudières à brûleur pulsé modernes sont de l’ordre de 0,1 .. 0,4 %.

Pertes à l’arrêt d’une chaudière atmosphérique à prémélange actuelle de la marque « x » en fonction de la température de l’eau de chaudière.

Exemple.

Il existe sur le marché des chaudières gaz atmosphériques composées de deux ensembles brûleur-échangeur séparés, ce sous une même jaquette. Cette chaudière intègre également la régulation lui permettant de réguler en cascade les deux brûleurs. Des vannes d’isolement permettent également l’isolation hydraulique de l’échangeur à l’arrêt. Cette technique de construction permet donc, dans une seule chaudière, d’offrir les avantages de deux chaudières séparées régulées en cascade : réduction des pertes à l’arrêt, augmentation du temps de fonctionnement des brûleurs.

Chaudières gaz à prémélange avec ventilateur

On associe aussi aux chaudières gaz atmosphériques les chaudières à prémélange total mais équipées d’un ventilateur qui pulse le mélange air/gaz vers le brûleur ou placé sur l’évacuation des fumées, qui aide à vaincre la perte de charge de la chaudière. Le brûleur intégré à ces chaudières peut être un brûleur à rampes comme pour les chaudières atmosphériques ou un brûleur radiant.

Par rapport aux chaudières gaz atmosphériques (sans ventilateur), les chaudières gaz à prémélange avec ventilateur présentent les avantages complémentaires suivants :

  • Les pertes à l’arrêt sont légèrement moindres (0,5 .. 0,7 %, pour une température d’eau de 60°C), soit parce qu’un clapet d’air supprime le tirage au travers du foyer à l’arrêt, soit parce que la configuration du brûleur et du foyer est telle que le balayage d’air est moindre.
  • La technologie du brûleur radiant permet une diminution importante des émissions de NOx.
  • En outre, les brûleurs de ces chaudières sont souvent modulants, (jusqu’à 25 % pour les chaudières qui ne sont pas à condensation) ce qui implique une diminution du nombre de démarrages, donc des émissions polluantes, une diminution des temps d’arrêt de la chaudière, donc des pertes à l’arrêt et une augmentation du rendement utile à charge partielle.
  • > Dans le cas d’atmosphère corrosive pour les chaudières, certaines de ces chaudières peuvent être équipées d’un système de combustion étanche (dites « à ventouse ») dont l’alimentation en air et l’évacuation des fumées se fait par deux conduits concentriques (l’air est aspiré par le conduit périphérique et les fumées rejetées par le conduit central). Une telle configuration est possible jusqu’à une puissance de 1 000 kW en conduit vertical.

Chaudières gaz reliées à un système de combustion étanche.

Il est ainsi possible d’atteindre, avec ces chaudières des rendements saisonniers proches de ceux des chaudières pressurisées à brûleur pulsé.

Les technologies « très basse température »

Actuellement, on retrouve sur le marché des chaudières traditionnelles 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 »).
  • « Très basse température », ne présentant aucune contrainte en ce qui concerne la température de l’eau.

La troisième catégorie de chaudières étant les chaudières à condensation conçues, elles, pour favoriser la condensation des fumées et fonctionnant avec les températures d’eau les plus basses.

Conception des chaudières « très basse température »

Pour éviter que les fumées ne condensent dans les chaudières « très basse température », les échangeurs de chaleur sont conçus pour qu’à aucun moment la température de paroi de l’échangeur du côté des fumées ne puisse descendre en dessous du point de rosée (.. 45°C .. pour le fuel et .. 55°C .. pour le gaz).

Exemple.

Pour certaines chaudières en fonte, le parcours de l’eau dans la chaudière est conçu pour que l’eau froide de retour n’entre pas en contact direct avec l’échangeur.

Thermographie infrarouge d’un élément en fonte d’une chaudière. l’eau de retour rentre dans l’élément par le dessus (rond bleu). Elle est dirigée vers l’extérieur de l’élément (couronne bleue, jaune et verte). Elle ne longe, ainsi, le foyer et les tubes de fumées qu’une fois réchauffée (zone rouge).

Dans les chaudières en acier, les fabricants utilisent, par exemple, des échangeurs « double parois ». Cela permet à la paroi de l’échangeur, côté fumée, d’être maintenue à une température supérieure à 60°C, même si la température de l’eau est très basse (l’échangeur se comporte comme un double vitrage).

Échangeur d’une chaudière très basse température : les fumées circulent dans les tubes doubles parois. L’absence partielle de contact entre le tube coté fumée et le tube coté eau permet aux fumées de ne pas condenser au contact de la paroi, quelle que soit la température de l’eau dans la chaudière. Sans la double paroi, la température du tube coté fumée serait presqu’égale à la température de l’eau,même si les fumées au centre du tube ont une température élevée, puisque le coefficient d’échange coté eau est nettement plus important que du coté des fumées. Les fumées condenseraient alors le long de la paroi si la température de l’eau descend sous 60°C.

Comparaison énergétique « basse température » et « très basse température »

Rendement de production

En théorie, les chaudières « très basse température » régulées en température glissante présentent un rendement saisonnier supérieur aux chaudières « basse température ». En effet, plus la température de l’eau est basse :

  • moins les pertes à l’arrêt vers la chaufferie (et éventuellement vers la cheminée pour les chaudières gaz atmosphériques) sont importantes.

En pratique, la différence n’est pas aussi tranchée. En effet, le rendement de production d’une chaudière « très basse température » ne se démarque pas toujours énormément de celui d’une chaudière « basse température ».

En effet, dans les chaudières « très basse température », pour éviter que les fumées ne condensent au contact de parois de la chaudière irriguées avec de l’eau à température inférieure à 60°C, les constructeurs conçoivent des échangeurs dans lesquels l’échange de chaleur entre l’eau et les fumées est ralenti (par exemple, les tubes doubles parois).

Il en résulte un moins bon échange qu’imaginé théoriquement puisque la température de surface de l’échangeur ne descend pas sous 60° même si la température de l’eau est plus basse. La température des fumées n’est donc pas forcément plus basse pour une chaudière « très basse température » que pour une chaudière « basse température ». Pour limiter cet impact, les constructeurs augmentent la surface d’échange, ce qui augmente la taille des chaudières et leur coût.

Dans les chaudières « basse température », si la température de l’eau ne descend pas en dessous de 60°C, il n’y a aucun risque de condensation côté fumée, et on peut optimiser les surfaces d’échanges et ainsi entraîner une température de fumée plus basse et donc le meilleur rendement de combustion possible.

Pertes à l’arrêt

De plus, il est vrai que la chaudière « basse température » présente des pertes à l’arrêt légèrement supérieures mais celles-ci fortement limitées du fait d’une isolation renforcée et de la suppression des pertes par balayage avec les brûleurs pulsés (pour autant que le clapet d’air se referme effectivement à l’arrêt !).

Attention, cette conclusion n’est plus valable si on choisit une chaudière atmosphérique d’une ancienne conception, et/ou si l’installation est fortement surdimensionnée.

Pertes de distribution et de régulation

La diminution de la température moyenne de l’eau dans la chaudière, en fonction de la saison, n’a pas un intérêt énergétique que sur le rendement de la 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 de distribution dans le cas des installations sans circuit secondaire,

Cela permet également de simplifier la conception des circuits hydrauliques, puisqu’il ne faut plus faire attention à la température de l’eau qui alimentera la chaudière.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Recommandations du RGTP en matière de qualité d’air des locaux

Recommandations du RGTP en matière de qualité d'air des locaux

Le RGPT précise :

Art 55 – Dispositions générales :

L’ambiance des locaux de travail ne peut être troublée par l’influence d’une humidité ou d’une sécheresse excessives.

Art 148 decies 2 4.5 :

Les vapeurs d’eau, buée, brouillard résultant des procédés de fabrication sont réduits par une ventilation artificielle répondant aux conditions prescrites par l’article 58.

Art 56. Locaux de travail

L’introduction d’air neuf ainsi que l’évacuation de l’air vicié sont assurées à raison de 30 m³ d’air par heure et par travailleur présent dans ces locaux. Dans les locaux de travail fermés, l’application des normes qui précèdent est assurée par une ventilation
naturelle ou par l’utilisation de tout dispositif adéquat.

Art. 57. Ventilation naturelle

Quand les circonstances le permettent, l’atmosphère des locaux de travail est ventilée naturellement et complètement renouvelée pendant les interruptions de travail en ouvrant largement les fenêtres. Sous réserve d’impératifs technologiques, des dispositions sont prévues pour assurer une humidité relative de l’air de 40 à 70 %, ou tout au moins pour approcher ces limites dans la mesure où les conditions climatiques le permettent.

Art. 58. Ventilation artificielle

Les dispositifs ou les installations assurant l’application dans les locaux de travail fermés des normes prescrites par l’article 56 du présent règlement doivent présenter les garanties ci-après :

  1. un captage d’air pur et dépoussiéré;
  2. une utilisation de gaines de ventilation dépourvues de revêtement friable;
  3. un brassage uniforme de l’air comportant une répartition, une diffusion de l’air et des fluctuations de température qui n’incommodent pas les travailleurs;
  4. une limitation à 0,5 m/s de la vitesse de circulation de l’air pour autant que cette limitation ne s’oppose pas à l’instauration de systèmes de lutte spécifique contre certaines nuisances du travail;
  5. [[Un système de contrôle doit signaler toute panne lorsque cela est nécessaire pour la santé des travailleurs.]]

Ces dispositifs ou ces installations doivent par ailleurs être conçus de manière à éviter qu’ils ne produisent du bruit ou des vibrations qui soient une source de gêne ou d’inconfort pour les travailleurs.
Dans les locaux de travail fermés pourvus de tels dispositifs ou installations, une humidité relative de l’air de 40 à 70 % doit en outre être maintenue, sous réserve d’impératifs technologiques.

Art. 52.10 Précaution contre les incendies, …

En cas d’incendie, les escaliers mécaniques et les installations de chauffage et de conditionnement d’air doivent être arrêtés.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les appareils de conservation

Type d’enceinte de conservation

Photo chambre froide. Il existe différents types d’enceintes de conservation :

  • l’armoire froide,
  • la chambre froide compacte,
  • la chambre froide modulable, démontable, et la chambre froide bâtie.

Elles se différencient par des volumes différents.
La réglementation prévoit d’affecter une enceinte :

  • à chaque famille de matières premières (c’est-à-dire « à risque différent ») : produits laitiers, viandes, volailles et charcuterie non stables, produits stables et semi-conserves,
  • aux plats plats cuisinés à l’avance,
  • à l’ensemble des produits surgelés.

Le choix du type d’enceinte se fait donc en fonction des différents volumes à entreposer.

Il est cependant à noter que pour les petites exploitation, la réglementation autorise cependant l’entreposage de matières premières « à risques différents » dans une même enceinte à condition que la séparation se fasse par un autre moyen : le zonage, l’emballage.

Les armoires froides sont utilisables le plus souvent comme chambre de jour.

La chambre froide modulable, démontable est préférable à la chambre froide bâtie. En effet, elle présente un certain nombre d’avantages par rapport à cette dernière :

  • Elle n’immobilise pas de surface de façon définitive ce qui est particulièrement intéressant dans l’optique d’aménagements futurs ou de modifications de l’activité.
  • Elle est moins onéreuse du point de vue investissement (le montage est très rapide).

Il faudrait en principe construire les chambres en envisageant leur possible démontage sans devoir casser tout le bâtiment environnant ! Un fameux défi pour les concepteurs et les constructeurs qui ne s’en préoccupent guère. C’est pourquoi cela devrait être demandé par le maître de l’ouvrage qui y a intérêt pour une bonne gestion à long terme.

La chambre froide bâtie permet, en revanche, de réaliser des enceintes plus facilement intégrables : les angles ne sont pas nécessairement droits, les dimensions ne sont plus tributaires du module standard.

Volume et puissance

Le volume nécessaire dépend du nombre de repas, du choix de la gamme des produits, du rythme de livraison.
Le calcul exact du volume de l’enceinte se fait à partir d’une quantité moyenne d’un type d’aliments par repas, des dimensions standards du matériel de livraison de cet aliment, des dimensions standards du matériel de stockage et du nombre de jours pendant lesquels l’enceinte doit assurer l’approvisionnement. Il s’agit d’un calcul de bureau d’études; nous ne l’aborderons pas ici.

Cependant, on choisit de préférence, et si c’est possible, une chambre de forme rectangulaire et compacte : rapport entre la largeur et la longueur proche de 0,8 par exemple. Ce choix permet de diminuer les pertes par conduction à travers les parois de l’enceinte.

L’évaporateur

Photo évaporateur.

(1) carrosserie; (2) batterie; (3) ventilateur; (4) dégivrage.

La puissance de l’évaporateur se calcule à partir du bilan frigorifique.

Mais attention le bilan frigorifique doit parfois être adapté en fonction de conditions particulières.
Exemples.

  • Une chambre froide peut se trouver à proximité d’une source chaude telle qu’un four, par exemple. Dans ce cas, le four transmet de la chaleur par conduction du sol, par convection et par rayonnement.
    Dans ce cas, un évaporateur calculé « normalement » ne suffit pas à satisfaire la consigne de température intérieure.
    Bien sûr, cette situation est à éviter absolument pour des raisons énergétiques.
  • Dans certaines chambres froides négatives sur terre-plein, un chauffage sous le sol doit être prévu pour éviter le gel du sol s’il y a présence d’eau à faible profondeur.
    Dans ce cas, la puissance du chauffage doit être ajoutée aux apports par le sol.
    Ce chauffage se fait par câbles électriques ou tuyaux de circulation d’eau. Ces tuyaux peuvent être connectés par un échangeur au condenseur de la machine.

Le bilan frigorifique est un calcul itératif. En effet, certains paramètres à introduire dans le calcul du bilan dépendent des résultats de ce calcul.
Exemple, la puissance frigorifique due au dégivrage :

  • Elle dépend de la masse de l’évaporateur. Or celle-ci dépend du résultat du calcul du bilan frigorifique.
  • Elle dépend également du nombre de dégivrages. Or, celui-ci dépend de la masse de givre piégée sur les ailettes des évaporateurs, de l’écartement de ces ailettes, de la surface d’échange des évaporateurs (qui conditionne l’épaisseur moyenne de givre collé sur les ailettes) et de la configuration de la machine qui dépend elle-même du résultat du calcul du bilan.

Il faut aussi se rappeler que le rendement d’un évaporateur baisse au fur et à mesure que du givre vient se placer dans les interstices entre les ailettes.

Cela veut dire que si on diminue artificiellement le nombre de dégivrages, on diminue évidemment l’énergie nécessaire pour les dégivrages parce qu’il faut moins souvent chauffer les masses métalliques, mais on diminue aussi le rendement des évaporateurs (et donc de la machine entière) avec le grand danger d’avoir des évaporateurs bourrés de glace, ce qui provoquera finalement l’arrêt de la machine.

Remarque : un isolant perd ses propriétés au cours du temps. Après 10 ans, le coefficient de conductivité thermique des isolants thermiques actuels augmente, selon certaines sources, de 20 à 25 %. Le bilan frigorifique doit en tenir compte. Il devrait, selon cette source, considérer une épaisseur d’isolant plus faible que celle qui est mise réellement en œuvre de manière à ce que l’évaporateur soit suffisant en fin de vie.

Il est fondamental de dimensionner largement l’évaporateur pour diminuer la consommation énergétique. Le sous-dimensionnement de l’évaporateur va réduire les coûts… mais l’évaporateur va, dans ce cas, travailler à très basse température pour donner le froid attendu. Non seulement le compresseur aura du mal mais en plus il va givrer fortement.. Et le coût d’exploitation en sera très pénalisant !

Le dimensionnement doit particulièrement être vérifié lorsqu’on achète une chambre préfabriquée avec groupe frigorifique incorporé où le risque d’avoir un évaporateur sous-dimensionné est réellement présent.

La chambre froide est munie d’un ventilateur au niveau de l’évaporateur. Celui-ci permet un meilleur échange (température constante et uniforme dans l’ensemble de l’enceinte) et donc une meilleure efficacité énergétique.

Régulation

Lorsqu’on n’a pas de régulation de puissance, la machine fait du ON-OFF, entre l’arrêt (en théorie la puissance zéro) et la marche (en théorie la puissance maximale, qui est la puissance moyenne multipliée par le coefficient 16/24, par exemple). L’ordre de la mise en marche-arrêt de la machine est donné par la régulation, dont le principal acteur est le thermostat d’ambiance dans la chambre. Tant que la température de consigne n’est pas atteinte, le thermostat commande la marche de la machine, qui travaille alors à plein régime (à pleine puissance). Lorsqu’on a une régulation de puissance, la puissance de la machine monte et descend par paliers. Cela permet de tenir compte des demandes réduites en dehors des périodes d’utilisation intensive, pour ne pas faire marcher la machine à pleine puissance avec des cycles ON courts et des cycles OFF longs.

Climatisation 

 Pour plus de détails concernant le choix de la machine frigorifique (évaporateur, compresseur, condenseur,…) et sa régulation, cliquez ici  !

Précautions à prendre au niveau de l’utilisation de l’enceinte

Une organisation rationnelle des interventions dans les chambres froides peut être source d’économies d’énergie. On peut regrouper les interventions et laisser les portes ouvertes pendant un temps qui sera le plus court possible.

Il y aura ainsi moins d’air humide qui entrera à l’intérieur de l’enceinte. Au niveau économies d’énergie, on gagne ainsi sur trois plans :

  • au niveau de l’énergie nécessaire pour dégivrer,
  • au niveau de l’énergie nécessaire au refroidissement et au séchage de l’air humide qui entre dans l’enceinte,
  • au niveau de l’énergie nécessaire pour éliminer les quantités de chaleur accumulées dans les évaporateurs au moment des dégivrages, dont le nombre et la durée peuvent diminuer.

Vous pouvez examiner un exemple qui quantifie ces gains en cliquant ici !

Caractéristiques techniques générales

L’enceinte de conservation pour les plats cuisinés à l’avance doit comporter un enregistrement permanent de la température (0 à 3°C). Les graphiques de température doivent être conservés durant un mois. Les plats y sont placés sur des chariots, paniers ou clayettes.

Les enceintes de congélation supérieure à 10 m³, doivent également comporter un système d’enregistrement automatique de la température. Les enregistrements doivent être datés et conservés pendant 1 an (A.M. belge du 28 01 1993). Les produits de même nature y sont regroupés par zone.

Les portes des chambres négatives doivent être équipées d’un cordon chauffant pour éviter qu’elles ne soient bloquées par la glace.

Les fluides frigorigènes CFC (Chlorofluorocarbone) sont interdits pour des raisons écologiques. Les HCFC (hydro chlorofluorocarbone) sont à éviter pour les mêmes raisons. Ils sont d’ailleurs en voie d’interdiction (interdiction prévue pour 2015).

Pour des raisons de coûts, de disponibilité, de compatibilité avec les installations et de respect de la réglementation, les fluides les plus utilisés sont le R134a (qui remplace le R12) pour les chambres positives (de 0 à 4 °C ) et le R507 (qui remplacent le R502) ou le R404a pour les chambres négatives (-10°C-> ~ -25°C). Ces fluides sont des HFC (hydrofluorocarbone).

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 Pour plus de détails concernant le choix du fluide frigorigène, cliquez ici  !

Lorsque l’humidité est préjudiciable (stockage de cartons, par exemple) on peut ajouter un circuit de traitement de l’air.

Pour limiter les pertes lors de l’ouverture des portes, on peut prévoir des languettes en plastic à l’entrée de la chambre froide.

Pour faciliter la maintenance, les compresseurs des différentes chambres froides sont regroupés dans un même local. Un local situé en façade facilite sa ventilation. D’après certaines sources, au-delà de 15 compresseurs, il est plus rentable de prévoir une centrale de froid.

Refroidissement du condenseur

Pour améliorer l’échange thermique au niveau du condenseur entre le fluide frigorigène et l’ambiance extérieure, on peut prévoir un ventilateur, ou mieux, on fait circuler de l’eau courante sur le condenseur. Le rendement du groupe est ainsi amélioré.

La puissance frigorifique pour une même quantité de frigories est de 10 à 15 % plus faible pour un groupe à eau.

Dans les coûts d’utilisation d’un groupe à eau, il faudra tenir compte de la consommation en eau.

La chaleur des condenseurs des installation frigorifiques peut être récupérée pour chauffer l’eau sanitaire.

L’échangeur du récupérateur est placé en série sur celui de la machine frigorifique.

D’après les fabricants, ce système peut être intéressant à partir d’une installation frigorifique dont la puissance installée des compresseur est de 3 500 W.

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 Pour plus de détails concernant la récupération de chaleur sur condenseur, cliquez ici  !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les scanners

Choisir les scanners

Suivant le type de scanner, les modes de fonctionnement disponibles et suivant le respect ou pas des critères de labellisation par le constructeur, les consommations énergétiques peuvent varier. Le tableau ci-dessus donne une idée des consommations électriques annuelles auxquelles il faut s’attendre :

Type de scanner Consommation moyenne [kWh/an]
(ouverture d'une nouvelle fenêtre ! 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

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 Pour plus de détail sur les puissances et les consommations mises en jeu au niveau des scanners, cliquez ici !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer la régulation de la production de vapeur

Pendant le cycle

En général, la régulation des étages de puissance des résistances chauffantes est assurée correctement par l’automate de gestion du générateur. Vu que le nombre d’étages est relativement important par générateur, la découpe de l’appel de puissance électrique peut être modulée efficacement au niveau énergétique.

   

Inutile, par exemple, d’enclencher toute la puissance pour corriger une petite variation de température ou de pression aux alentours des 134 °C 3 bar.

À ce stade de la régulation pas grand chose à apporter d’autant plus que c’est la qualité du process qui prime avant tout.

Néanmoins, on pourrait considérer que la réduction du temps de séchage sur le temps global du cycle est une économie sur la consommation d’eau adoucie de la pompe à vide.

Les constructeurs essayent de mettre au point divers systèmes permettant de refroidir plus rapidement la chambre de stérilisation :

  • Par brumisation. La pulvérisation d’eau osmosée dans la chambre de stérilisation permettrait de refroidir la chambre sous vide; l’eau étant directement vaporisée (prise de chaleur latente dans la chambre et, par conséquent, abaissement de la température) par la présence d’un vide poussé et évacuée par la pompe à vide.

 

  • Par refroidissement au contact de plaques situées dans la chambre de stérilisation et traversées par de l’eau froide.

Entre les cycles

Coupure de l’alimentation du générateur entre les cycles

Entre les cycles, par contre on se rend compte qu’il y a beaucoup de temps morts au niveau du fonctionnement même de la stérilisation:

  • le temps de préparation des charges à stériliser est important;
  • la quantité de matériel à stériliser est limitée (coûts énormes des instruments de chirurgie);
  • …

L’évaluation de ce temps correspond environ à la proportion suivante (cas où le temps de cycle moyen est de l’ordre de 45 minutes):

Si le temps de cycle passe de 45 à 75 minutes, comme c’est le cas dans certaines stérilisations centrales, les proportions sont modifiées comme suit :

Quel que soit le temps de cycle choisi, durant l’intercycle, on maintient toute l’installation sous pression avec une déperdition au travers des parois importante.

À ce stade, on est en droit de se demander s’il ne vaudrait pas mieux entre chaque cycle couper purement et simplement l’alimentation du générateur. On pourrait alors réduire les déperditions des parois du système sachant qu’elles sont proportionnelles à l’écart de température entre l’intérieur et l’extérieur de part et d’autre de la paroi. Pour une température externe ambiante dans la zone technique relativement constante, les déperditions diminuent car la température interne ou la température de la vapeur diminue au fur et à mesure qu’elle condense au contact des parois qui se refroidissent. La loi selon laquelle la température de la vapeur diminue est complexe puisqu’elle dépend :

  • du changement d’état de la vapeur à volume constant,
  • de l’inertie du système (parois d’acier, tuyauterie de cuivre, …).

   

Il est intéressant de connaître l’économie qui serait réalisée en considérant un système théorique à inertie très faible cédant rapidement sa chaleur à l’ambiance. Attention toutefois que les équipements de l’installation sont, en régime stable, déjà soumis à des contraintes de température et de pression importantes. Si, en plus, le système subit des régimes variables, on risque de provoquer des fatigues prématurées des matériaux et d’augmenter le risque de fuite au niveau des raccords. On considère donc un régime ou l’on maintient une certaine pression (1 bar par exemple) par un appoint de chaleur réduit mais maintenu au niveau du générateur :

Évaluer

 Pour aller plus loin dans la réflexion concernant l’évaluation des pertes.

On sait que :

  • par les données du constructeurs :
    • les pertes des parois du générateur, de la distribution et de la double enveloppe en régime établit (3 bar 134 °C) sont de l’ordre de 2,9  [kW];
    • les pertes des parois au travers des portes de la chambre sont de 0,5 [kW];
    • les pertes totales sont de Qdéperdition 3 bar = 2.9 + 0,5 = 3,4 [kW];
    • le volume occupé par la vapeur dans le système est de l’ordre de 0,6 [m³];
    • le volume de la chambre de stérilisation est de l’ordre de 0,6 [m³].
  • tambiante = 25 [°C];
  • tvapeur_av = 134 [°C];
  • tvapeur_ap = 100 [°C];

On fait l’hypothèse que :

  • en fin de cycle, dès que la charge est retirée du stérilisateur, on referme les portes directement;
  • la consigne de pression du générateur, en fin de cycle, est de 1 bar;
  • la pression chute rapidement dans le système de 3 à 1 bar (front raide sans inertie).

On a :

  • les déperditions au travers des parois sont de l’ordre :
Qdéperdition 1 bar = Qdéperdition 3 bar x (tvapeur_ap – tambiante) / (tvapeur_av – tambiante)

= 3,4 [kW] x (100 – 25) [°C] / (134 – 25) [°C]

= 2,35 [kW]

Soit une amélioration de l’ordre de 30 %.

L’amélioration de 30 % est purement théorique et tient compte d’une inertie nulle de l’acier; ce qui n’est pas le cas en pratique puisque un acier ordinaire est capable d’emmagasiner beaucoup d’énergie et de la restituer pendant l’intercycle à la fois à la vapeur et à l’ambiance extérieure en prolongeant le maintien dans la double enveloppe d’une vapeur saturée. Cette inertie contribue donc à garder la température de la vapeur assez haute, du moins au début de l’intercycle.

En fait, c’est encore plus complexe que de réduire le phénomène de stockage et de déstockage à l’inertie seule.

Au niveau de l’enveloppe, on assiste à la conjugaison :

  • Dans le même sens, de l’effusivité thermique qui caractérise un matériau par la quantité d’énergie qu’il lui faut pour se réchauffer. L’acier a une grande effusivité et donc un besoin important d’énergie pour s’échauffer (grand échange avec la vapeur). À l’inverse, il est capable de restituer beaucoup d’énergie.

 

  • À l’inverse, de sa diffusivité thermique qui caractérise un matériau par sa capacité à changer rapidement de température en stockage ou déstockage. Pour l’acier inoxydable, elle est importante et donc l’acier se refroidit assez vite en échangeant avec l’ambiance; c’est pour cette raison qu’en pratique, par exemple, on annonce des temps de remontée en pression et en température d’un quart d’heure.

Donc l’acier est capable d’emmagasiner et de restituer beaucoup d’énergie de part son effusivité tout en s’échauffant et se refroidissant rapidement de part sa diffusivité.

En tenant compte de l’inertie de la double enveloppe et de son isolation, le temps de refroidissement augmente et naturellement réduit l’économie par rapport à une cuve à inertie nulle et sans isolation.

Les graphes suivants donnent une idée des temps de refroidissement et de réchauffe pendant l’intercycle :

Refroidissement de la double enveloppe.

Il faut de l’ordre de 30 minutes pour refroidir l’acier de la double enveloppe de 134 à 100 °C. C’est à la fois dû à l’inertie de la double enveloppe et à son isolation.

Réchauffe de la double enveloppe.

Par contre, la remontée en température est assez rapide (de l’ordre de 1 à 2 minutes) puisque c’est le générateur qui fournit sa pleine puissance (40 kW par exemple) à la double enveloppe via la reformation de vapeur (l’isolation jouant dans ce cas le rôle d’un mur à faible déperdition contre lequel l’acier est acculé à se charger).
Dans ce cas, l’économie est plutôt de l’ordre de 15 à 20 %.

Théories

 Pour voir le détail concernant les temps de refroidissement et réchauffe durant l’intercycle.

Au niveau de la vapeur, il y a lieu de parler du phénomène de prise de vide dans le sens où lorsque la vapeur échange sa chaleur avec la paroi, elle se refroidit et condense. Mais, en plus, son volume diminue rapidement risquant de créer un vide dans la double enveloppe et d’aspirer l’eau présente dans le générateur de vapeur; d’où l’importance de placer un casse-vide.

Casse-vide.

Ce casse-vide agit simplement par la mise à l’atmosphère de la cuve en permettant à l’air de rentrer. Il s’ensuit un refroidissement accéléré de la cuve.

Conclusion

L’économie dépend donc de différents facteurs :

  • Une isolation importante joue en défaveur de la coupure du générateur durant les intercycles. Ceci dit, plus on isole moins de déperdition il y aura. Cependant, en amélioration, on tiendra compte de la difficulté de renforcer l’isolation de cuve. En effet, l’environnement immédiat des cuves est encombré de tuyauterie dans tous les sens.

 

  • Plus le temps d’intercycle est important plus la coupure augmente l’économie.

 

  • Plus le générateur est surdimensionné, plus la relance sera courte.

Pour faire le point à ce niveau, il est utile d’en parler au constructeur.

Le tableau suivant reprend les pertes énergétiques et économiques durant les intercycles et l’amélioration apportée par l’intermittence.

Consommation Unité Quantité total coût unitaire coût total [€/an]

Réduction

[€/an]
Entre les cycles
Eau osmosée (vapeur) m³/an 48 2,75 [€/m³] 132
Electricité kWhan 45 059 0,11 [€/kWh] 4 956
Intermittence (-15 %)
Eau osmosée (vapeur) m³/an 40 2,75 [€/m³] 110 – 22
Electricité kWhan 38 300 0,11 [€/kWh] 4 213 – 743

Si l’on met en place l’intermittence, on peut s’attendre, en réduisant les consommations de 15 %, à économiser de l’ordre de 765 [€/an]. Cette amélioration peut se réaliser par la mise en place au niveau de l’automate programmable de chaque stérilisateur d’une commande :

  • de coupure de l’alimentation du générateur à la fin d’un cycle de stérilisation;
  • du ré enclenchement de cette alimentation au moment du lancement du cycle suivant.

Évaluer

 Pour aller plus loin dans la réflexion concernant l’évaluation des pertes.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la liaison [cuisine collective]

Une ou plusieurs liaisons

On peut choisir une liaison chaude ou froide de manière globale ou de manière partielle. En effet, certaines cuisines fonctionnent selon plusieurs concepts de liaison à la fois :
Exemples.

  • Liaison froide pour les viandes en sauce, liaison chaude pour les frites.
  • Liaison chaude en semaine, liaison froide pour le WE.
  • Liaison chaude en général mais liaison froide pour assurer quelques plats pour les consommateurs végétariens.
  • etc.

Critères de choix de la liaison

Plusieurs critères permettent de choisir entre les différents types de liaisons :

  • Le type de repas que l’on souhaite servir et les qualités gustatives,
  • la distance entre le lieu de production et le lieu de consommation,
  • le besoin de séparer le moment de production par rapport à celui de consommation,
  • l’hygiène,
  • le souhait d’offrir une large carte.

Le type de repas que l’on souhaite servir et les qualités gustatives

La liaison froide ne permet pas de tout préparer. Exemples : frites, grillades, etc.

En outre, certaines personnes refusent de passer à la liaison froide pour des raisons de goûts. Celles-ci prétendent que le goût des repas en liaison froide est plus fade et préfèrent offrir une cuisine traditionnelle en liaison chaude.

La distance entre le lieu de production et le lieu de consommation

Si la distance entre le lieu de production et de consommation est trop grande ou si la distribution est d’une complexité telle que les repas risquent d’arriver à destination froids (cas des hôpitaux par exemple) une liaison froide s’impose. En effet, en liaison chaude, les plats doivent être consommés dans les deux heures.

Le besoin de séparer le moment de production par rapport à celui de consommation

La liaison froide peut se choisir lorsqu’on souhaite différer le moment de production par rapport à celui de consommation. Cela se passe, par exemple, dans des institutions où l’on sert des repas le week-end mais que l’on souhaite limiter au maximum le personnel de cuisine durant ces périodes.

L’hygiène

La liaison froide est un mode de préparation très hygiénique. Les qualités nutritives sont conservées. C’est pourquoi elle est très souvent choisie dans les hôpitaux.

Le souhait d’offrir une large carte

La liaison froide permet plus facilement de satisfaire cette exigence.

Consommation de la liaison

La consommation varie de :

  • 1,2 à 4,25 kWh/repas (moyenne de 2,5) en liaison chaude,
  • 0,7 à 1,5 kWh/repas (moyenne de 1) en liaison froide positive.

Les puissances appelées sont en moyenne de :

  • 420 W/repas en liaison chaude,
  • 120 W/repas en liaison froide positive.

L’origine de la différence entre la liaison chaude et la liaison froide positive est multiple :

La liaison froide demande une descente, puis une remontée rapide en température. Ces étapes consomment une énergie supplémentaire par rapport à la liaison chaude. La remontée en température en liaison froide engendre une puissance de pointe très élevée du fait que l’on ne peut étaler la remontée.

Néanmoins, les surconsommations dues aux deux étapes supplémentaires de la liaison froide sont compensées.

En effet, d’une part, la liaison froide permet d’utiliser les appareils à leur charge nominale, ce qui les rend beaucoup plus efficaces au niveau énergétique. Une marmite qui permet de cuire 100 kg. de pomme-de-terre est utilisée à sa pleine charge même si l’on en a besoin que de 50 kg.; le reste sera consommé plus tard.

De plus, l’eau chaude d’un bain-marie, par exemple, peut être récupérée pour la cuisson suivante. D’autre part, en liaison froide, il n’y a, en principe, pas de maintien en température nécessaire. Les repas sont remontés en température juste avant le service.

Ainsi, la consommation plus importante de la liaison chaude par rapport à la liaison froide n’est pas directement due au mode de liaison mais principalement à une différence dans le types d’aliments préparés : les cuissons à haute température telles que fritures, grillades, etc. ne concernent que la liaison chaude.

Ce type de cuisson est très énergivore. En effet, le rendement des grills, des sauteuses et des friteuses, … est faible. Il y beaucoup de pertes : la chaleur n’est pas confinée à l’intérieur des appareils vu qu’ils sont ouverts. L’évaporation très énergivore est importante. Le transfert de chaleur n’est pas favorisé comme dans des appareils tels que fours à convection forcée ou four combiné air-vapeur.

La consommation ne représente donc pas un critère de choix de la liaison. C’est le type d’aliment que l’on veut préparer qui va conditionner la consommation et non la liaison choisie.

Enfin, au niveau du prix de revient de l’énergie, la liaison froide permet de décaler la préparation par rapport au service et permet donc de décaler la consommation de la préparation en dehors de la période où a lieu la pointe quart-horaire et diminue ainsi la facture électrique. Dans certains cas, on peut même décaler la préparation vers les heures creuses. On bénéficie alors d’un prix plus avantageux pour le kWh.

Audit 

 Pour comprendre la logique tarifaire du distributeur – Haute Tension.

Audit 

 Pour comprendre la différence entre heures creuses et heures pleines.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation des ordinateurs

Évaluer la consommation des ordinateurs

Les modes de fonctionnement

Différents modes de fonctionnement sont disponibles au niveau des ordinateurs modernes. Suivant le mode configuré sur la machine, les consommations peuvent être totalement différentes :

Mode « actif »

Les valeurs de puissance dissipées par l’ordinateur sont déterminées en effectuant une moyenne entre la « pleine charge » et le mode « marche » normal de l’ordinateur (où le processeur fonctionne à peine). Quant à l’écran, on évalue la puissance par rapport à un écran fort lumineux et présentant une image blanche pour les écrans à tube cathodique (les écrans LCD ne modifient que très peu leur puissance en fonction de la couleur prédominante de l’image affichée).

Mode « attente »

Lorsqu’on utilise ce mode, l’ordinateur réduit sa consommation afin de respecter des puissances spécifiques (le label Energy Star par exemple). Par défaut, la plupart des ordinateurs entre en mode d’attente après 20-30 minutes; ce qui permet de réduire les consommations. Le mode « attente », lui, réduit le niveau de puissance en coupant l’alimentation de tout ce qui n’est pas utile, seule la RAM et certains périphériques restant « à l’écoute » (souris, carte réseau, …).

On coupe donc principalement l’alimentation :

  • du disque dur,
  • de l’écran,
  • …

La réactivation s’exécute soit en poussant sur le bouton marche-arrêt de l’ordinateur, soit en bougeant la souris.

Attention de ne pas confondre ce mode avec le mode « écran de veille » (qui n’économise pratiquement pas d’énergie) ou le mode « mise en veille prolongée » qui éteint l’ordinateur après avoir sauvegarder les données en cours sur le disque dur.

Mode « arrêt »

En mode arrêt, on peut constater que certains éléments de l’ordinateur restent sous tension et continuent à dissiper de la puissance comme la carte mère par exemple.

Les types d’ordinateur

Depuis la venue des ordinateurs type « personal computer PC », le monde de l’informatique, auparavant plutôt réservé à l’élite, est entré dans les ménages, le monde professionnel et plus particulièrement dans le secteur tertiaire (type bureautique).

À l’heure actuelle, sur l’échelle de temps, on peut considérer que nos vieux ordinateurs équipés d’un processeur 8088 sont les « vélociraptors » de l’informatique.

En plus de croissance exponentielle de la capacité de traitement des données, on est passé de vitesses, à l’époque considérées comme très rapides, de 8-16 MHz pour un processeur 286 XT à des valeurs de vitesses donnant le vertige (au-delà de 3 GHz).

Il s’ensuit que la consommation électrique des processeurs a augmenté également. Dans les mêmes proportions ? Heureusement non ! Mais la dérive de consommation est importante à analyser puisqu’elle influence notre quotidien au niveau :

  • Des consommations directes (facturation de l’électricité).
  • des consommations indirectes de climatisation pour dissiper les apports internes (également sur la facture électrique) qui peuvent perturber le niveau de confort au-delà d’une certaine valeur.

Puissance

Les processeurs étant de plus en plus puissants, ils consomment de plus en plus. 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 deux processeurs distincts, d’améliorer sensiblement les performances des ordinateurs.

De plus, on a tendance aujourd’hui à intégrer dans le même boîtier beaucoup plus de cartes, modem, réseau, CDRom, DVD etc… C’est donc un peu réducteur de parler uniquement de dissipations électriques et calorifiques des processeurs; il faut tenir compte de tous les périphériques.

Le marché étant tellement vaste, on se réfère à une étude menée par ouverture d'une nouvelle fenêtre ! Energy Star qui intègre sur son site un module de calcul des consommations de différents équipements de bureautique.

Le tableau ci-dessous montre des puissances moyennes pour des ordinateurs couramment rencontrés sur le marché en mode actif.

Type d’ordinateur Puissance moyenne [W]
PC portable 15
PC portable économique 25
PC portable grand format 35
Petit serveur 60
PC économique 100
PC multimédia 120
Station de travail 200

Source Energy Star.

On remarque tout de suite l’importance que pourrait prendre le marché des portables sachant qu’il peuvent répondre à un meilleur confort (écran plat) mais aussi à un profil de flexibilité de plus en plus présent dans les institutions du tertiaire.

Mode de fonctionnement

Suivant le mode de fonctionnement, les puissances moyennes dissipées ont été évaluées.

Type d’ordinateur Puissance moyenne [W]
(ouverture d'une nouvelle fenêtre ! source Energy Star)
Mode actif Mode attente Mode arrêt
PC portable 15 4 4
PC portable économique 25 11 7
PC portable grand format 35 15 7
Petit serveur 60 15 2
PC économique 100 20 10
PC multimédia 120 20 10
Station de travail 200 40 15

Source Energy Star.

La puissance dissipée en mode éteint :

  • Des portables est due au maintien sous tension du transformateur mais aussi de l’électronique de régulation de la batterie.
  • Des ordinateurs est due principalement à l’électronique de l’alimentation générale et de la carte mère pour un accès à distance.

Les types d’écran

À l’heure actuelle, on retrouve deux familles d’écran principales :

  • Les plus anciens, les écrans à tubes cathodiques (CRT) battus en terme d’efficacité énergétique et de confort par les écrans « plats ».
  • Les écrans à cristaux liquides (LCD) qui offrent un confort important (reposent la vue) et consomment nettement moins d’énergie.

Puissance

La taille et la qualité de l’écran ont un impact très important sur la puissance dissipée.

Voici la puissance moyenne absorbée pour différents types d’écran.

Sur base des résultats suivant, force est de constater que les écrans plats sont promis à un avenir énergétique certain.

Type d’écran Puissance moyenne [W]
(ouverture d'une nouvelle fenêtre ! source Energy Star)

*LCD 15″ économique

 15

LCD 17″ haut de gamme

 25

LCD 17″ économique

 30

LCD 17″

 35

**CRT 15″

 40

CRT 17  » économique

 60

CRT 21″ grand format

 115

*LCD : liquid crystal display (écran à cristaux liquides).
**CRT : cathod ray tube (tube cathodique).

Mode de fonctionnement

La faible perte constatée en mode arrêt correspond à la puissance dissipée à vide du transformateur. De nouveau, l’activation du mode attente permet de réduire de manière draconienne les puissances mises en jeu.

Type d’écran Puissance moyenne [W]
(ouverture d'une nouvelle fenêtre ! source Energy Star)
Mode actif Mode attente Mode arrêt

*LCD 15″ économique

 15 5 5

LCD 17″ haut de gamme

 25 5 5

LCD 17″ économique

 30 5 5

LCD 17″

 35 5 5

**CRT 15″

 40 10 5

CRT 17  » grand format

 60 3 3

CRT 21″ économique

 115 5 3

*LCD : liquid crystal display (écran à cristaux liquides).
**CRT : cathod ray tube (tube cathodique).

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Norme NBN D 50-001 : Dispositif de ventilation dans les bâtiments d’habitation

Norme NBN D 50-001 : Dispositif de ventilation dans les bâtiments d'habitation

Domaine d’application

Les bâtiments résidentiels doivent respecter l’annexe C2 qui se base sur la NBN D 50-001:1991 mais en modifie ou en précise certains articles. Cette norme s’applique aux constructions ou parties de constructions neuves, destinées au logement.

Elle s’applique aussi aux constructions ou parties de constructions neuves ou subissant une rénovation intérieure importante et servant d’habitation. Par parties de construction servant d’habitation, on entend par exemple les logements de service ou unités de logements dans les bâtiments spécifiques.

La norme peut également être déclarée d’application pour des parties de bâtiments d’hébergement (tels que les hôtels, les maisons de repos, les hôpitaux, les casernes, les prisons, les internats, les gites, les lieux de vacances et lieux de séminaires, etc.) pour autant que l’utilisation de ces locaux soit comparable à celle de locaux d’habitation.

Cette norme donne des indications générales et non des données spécifiques relatives aux ouvertures d’arrivée d’air frais et d’évacuation d’air vicié nécessaires pour les appareils à combustion non étanche (par ex. chaudière, appareils de production d’eau chaude, etc.). Ces spécifications sont traitées dans les normes spécifiques ou à leur défaut faisant l’objet d’un calcul distinct.

Objet

Cette norme définit les exigences relatives au renouvellement d’air dans les bâtiments d’habitations.

La norme donne des directives sur les dispositifs de ventilation dans les unités d’habitations susmentionnées supposant que

  • elles se situent dans les zones où l’air est suffisamment pur pour pouvoir être utilisé comme air de ventilation et, si pas, où l’air est suffisamment purifié;
  • il ne faille pas tenir compte de risques particuliers liés à l’émission de substances nocives par les matériaux mis en œuvre ou par le terrain et que cette ventilation vise, essentiellement à lutter contre la pollution due à l’occupation humaine.

Définitions

La norme NBN D50-001, définit 4 modes de ventilation de base possibles dans les immeubles d’hébergement. Ils sont tous basés sur : une amenée d’air frais dans les locaux dits « secs » (bureaux, salle de séjour, chambre, …), un transfert de cet air vers les locaux dits « humides » (sanitaires, cuisine, salle de bain, …) et une évacuation de l’air vicié et humides dans ces derniers locaux.

Système A
(ou ventilation naturelle)
 Amenée d’air naturelle

Évacuation d’air naturelle
Système B
(ou simple flux avec pulsion mécanique)

 Amenée d’air mécanique

Évacuation d’air naturelle
Système C
(ou simple flux avec extraction mécanique)
 Amenée d’air naturelle

Évacuation d’air mécanique
Système D
(ou double flux)
 Amenée d’air mécanique

Évacuation d’air mécanique

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Auditer son bâtiment – Généralités

A priori, sur quel poste consommateur est-il le plus intéressant d’agir : vitrages ? Toiture ?…

Proposition 1

D’une façon générale, pour diminuer la consommation en chauffage, il est possible de classer les interventions comme suit (chacune de ces évaluations peut être affinée en cliquant sur le bouton adéquat) :

Projet Économie annuelle Temps de retour
Évaluer
Améliorer
Remplacement d’une chaudière de plus de 20 ans 10 .. 20 % de la consommation de chauffage. 5 à 10 ans

Évaluer

Améliorer
Régulation en cascade de chaudières
(avec isolation hydraulique des chaudières à l’arrêt)		 1 .. 3 % de la consommation de chauffage. 2 à 4 ans

Évaluer

Améliorer
Intermittence du chauffage 10 .. 30% de la consommation de chauffage. 1 .. 3 ans

Évaluer

Améliorer
Meilleure gestion des consignes de température 8 % de la consommation de chauffage par °C de trop. 0 .. 3 ans

Évaluer

Améliorer
Isolation des tuyauteries dans les locaux non chauffés
(chauffage et boucle d’eau chaude sanitaire)		 4 €/m de tuyau (matériau)…
20 €/m (placé).		 1 .. 3 ans

Évaluer

Améliorer
Isolation des allèges derrière les radiateurs 3…20 €/m² 1 .. 6 ans

Évaluer

Améliorer
Isolation des murs extérieurs

 

 par l’extérieur :
50 à 75 €/m².		 15 à 25 ans

Évaluer

Améliorer
par l’intérieur :
15 à 30 €/m².		 5 à 10 ans

Évaluer

Améliorer
Remplacement des simples vitrages et des châssis 10 €/m². 25 ans

Évaluer

Améliorer
Isolation du plancher des combles
15 €/m².
2 à 5 ans

Évaluer

Améliorer
Gestion de la ventilation
(assurer 30 m³/h.pers)
Elevée
mais dépend de la situation initiale.
< 1 an
si action sur un groupe de pulsion ou d’extraction

Évaluer

Améliorer
Réalisation d’une campagne de sensibilisation (fermeture des portes, bon usage des vannes thermostatiques, …)
0 à 20 % de la consommation de chauffage.
0 an

Évaluer

Améliorer

Proposition 2

Nous vous proposons de parcourir les check-lists, quick scans, permettant d’auditer rapidement les différentes techniques présentes dans votre bâtiment.
Sur cette base, il vous est possible de détecter la majeure partie des améliorations potentielles dans votre bâtiment et ses équipements.

Évaluer

 Pour auditer rapidement son bâtiment sur base de la comptabilité énergétique, cliquez ici !

Évaluer

 Pour auditer rapidement l’enveloppe, cliquez ici !

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 Pour auditer rapidement le chauffage, cliquez ici !

Évaluer

 Pour auditer rapidement la climatisation, cliquez ici !

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 Pour auditer rapidement la ventilation, cliquez ici !

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 Pour auditer rapidement l’eau chaude sanitaire, cliquez ici !

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 Pour auditer rapidement l’éclairage, cliquez ici !

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 Pour auditer rapidement la bureautique, cliquez ici !

Proposition 3

Comment classer les différentes interventions ? Comment mettre en œuvre les différentes améliorations ? …
Un programme individualisé d’audit automatise ce travail.

Évaluer

 Pour auditer son bâtiment, cliquez ici !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Champignons parasites du bois

Champignons parasites du bois

Les champignons provoquent la pourriture du bois.
Leurs spores sont présentes en permanence dans l’air. Lorsqu’elles rencontrent des conditions favorables, elles germent et les champignons se développent.

Les conditions favorables au développent sont les suivantes :

  • Humidité environnante trop importante provenant :
    • d’infiltrations,
    • de condensation,
    • ou d’humidité ascensionnelle.
  • Ventilation trop faible,
  • Température favorable,
  • Hygiène générale défectueuse,
  • Vapeur ammoniacales (fosses, étables, …),
  • Absence de traitement du bois.

Les champignons détruisent le bois par transformation chimique.
Ses filaments microscopiques, invisibles à l’oeil nu, produisent des enzymes qui digèrent le bois.

L’attaque du bois n’apparaît que lorsque l’état de celui-ci est déjà fortement avancé.
À ce stade, les filaments se sont groupés en tissus pour former des masses bien visibles à la surface du bois. L’aspect du bois se modifie et la pourriture de celui-ci apparaît.

L’identification exacte du champignon présent n’est pas toujours possible. Elle n’est pas nécessaire, car les traitements à préconiser sont les mêmes dans tous les cas.

Les principaux champignons parasites du bois de construction dans nos régions sont

 

La mérule (Serpula lacrymans)

Photo mérule.

Symptômes de l’attaque :

  • fructifications visibles,
  • spores répandues,
  • paquets d’ouate,
  • forte odeur fétide,
  • débris et réseaux de fils accrochés aux maçonneries.

Aspect du bois :  pourriture cubique

  • Les bois attaqués prennent une coloration brun clair.
  • Des cassures nettes suivant trois directions perpendiculaires fractionnent le bois en une série de petits parallélépipèdes visibles.

Photo aspect bois attaqué par la mérule.

Description du champignon

Ce champignon dégage une forte odeur fétide.

Il peut se présenter sous différentes formes.

Sous sa forme la plus spectaculaire :

Il s’étale en paquets d’ouate blanche à la surface du bois et de la maçonnerie. En vieillissant ces paquets se parcheminent et prennent une couleur foncée. A la lumière le champignon développe des fructifications en forme de disques plus ou moins complets, avec bordure plissée blanche et partie centrale brune couverte de spores. Ces spores envahissent les locaux infectés avant de s’envoler et de contaminer l’atmosphère.

Sous sa forme la plus discrète :

Accroché à la maçonnerie, il ressemble à des débris de peau ou à des réseaux des fils qui peuvent être confondus avec des toiles d’araignée. De gros cordons s’insinuent dans les joints des maçonneries et amènent l’eau des zones humides jusqu’aux tissus du champignon qui se sont développés dans des endroits plus secs.

Le champignon des caves (Coniophora puteana)

Photo champignon des caves.

Symptômes de l’attaque

Présence du mycélium peu abondant en voile ténu sur la surface du bois ou de la maçonnerie. Fructification rare.

Aspect du bois :  pourriture cubique

  • Les bois attaqués prennent une coloration brun foncé.
  • La pourriture cubique est, dans ce cas, interne. A la dessiccation, le bois atteint est extérieurement légèrement déprimé. Sous cette pellicule de bois relativement intact, le bois est entièrement fissuré longitudinalement et transversalement. Il se réduit en poudre sous la pression.

Photo aspect bois attaqué par le champignon des caves..

Description du champignon

Fructifications rares dans le bâtiment sous forme de croûte membraneuse continue de forme irrégulière, épousant la forme du substrat, dont la surface est bosselée ou tuberculée, brun ocre à violacé à l’état frais, brun-tabac à l’état sec.

Marge étroite ou large suivant les conditions (1 à 15 mm) blanche ou jaunâtre.

Les cordons mycéliens se développent en éventail. Ils sont d’abord blancs, puis brunissent pour devenir noirs.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité d’une pompe à chaleur

Évaluer l'efficacité d'une pompe à chaleur

Par Kristoferb sur Wikipédia anglais, CC BY-SA 3.0, https://commons.wikimedia.org/w/index.php?curid=10795550

Distinguer les différents coefficients de performance

Il existe 4 ratios pour évaluer la performance d’une pompe à chaleur, résumée ci-dessous. Globalement, elles partent toutes du même principe : établir le rapport entre ce qui a été fourni comme chaleur au bâtiment et ce qu’il a fallu injecter dans l’appareil.

1. La performance instantanée

L’indice de performance, « ε », est le rapport entre l’énergie thermique utile délivrée au condenseur et l’énergie (souvent électrique) fournie au compresseur.

ε = chaleur au condenseur/travail du compresseur = Q2 / W.

Par exemple, si, à un moment de mesure donné, les températures des sources chaudes et froides d’une certaine PAC sont telles qu’elle transmet via son condenseur une puissance de 3 kW alors qu’au même moment son compresseur requiert une puissance de 1 kW, on pourra dire que son indice de performance vaut 3 kW / 1 kW = 3 pour ces conditions de température.

2. La performance instantanée, auxiliaires compris

Le « COP », ou coefficient de performance, est le rapport entre l’énergie thermique utile délivrée au condenseur et l’énergie fournie au compresseur additionnées des auxiliaires (dispositif antigel, commande/régulation et installations mécaniques (pompe, ventilateur)).

Reprenons l’exemple de PAC ci-dessus. Dans les conditions imposées par la norme EN 255, la puissance mise à disposition au condenseur ne sera peut-être pas de 3 kW mais de 3,2 kW pour une température de sortie du condenseur identique. De plus, la puissance absorbée par l’ensemble des équipements à prendre en compte ne sera peut-être pas de 1 kW mais de 1,1 kW. Le coefficient de performance vaudra alors 3,2 / 1,1 = 2,9.

3. La performance annuelle, auxiliaires compris

Le « COPA », ou coefficient de performance annuel est le rapport, mesuré sur site, entre la quantité totale d’énergie consommée et d’énergie utile fournie. C’est le coefficient de performance annuel qui donne vraiment idée du « rendement » et de l’efficacité de l’installation.

Imaginons que notre PAC exemple fasse maintenant partie de toute une installation de chauffage. Les variations de température des sources froides et chaudes, les pertes par émission du réseau de distribution, la consommation d’un chauffage d’appoint, etc… font que 13 000 kWh* de chaleur sont produits sur une année, tandis que les consommations globales s’élèvent à 6 200 kWh* d’énergie électrique. On dira alors que le COPA de cette installation vaut 13 000 kWh / 6 000 kWh =  2,17.

*Ces valeurs ne servent qu’à illustrer la définition du COPA. Il ne s’agit pas d’une quelconque moyenne d’installations existantes ou du résultat d’une étude de cas.

4. La performance annuelle théorique

Le Facteur de Performance Saisonnier (« SPF ») est le rapport de la quantité d’énergie fournie au bâtiment et apportée à la machine, en un an, calculée de façon théorique sur base du COP instantané à différentes températures.

Il s’agit donc bien d’une valeur théorique, mais prenant en compte les variations de température de la source froide et non pas d’une valeur mesurée en situation réelle comme le COPA. De plus, le SPF décrit une PAC tandis que le COPA décrit une installation complète.

Il est donc fondamental de bien analyser le type de performance indiqué par le fabricant ou l’installateur !!

Techniques

 Pour plus de précisions sur les coefficients de performance d’une PAC.

Évaluer l’indice de performance à partir du catalogue

L’indice de performance peut être déduit du catalogue du fournisseur, à partir de mesures qu’il aura effectuées dans des conditions standards.

Exemple.

Voici les spécifications techniques d’un climatiseur réversible présent sur le marché. En hiver, ce climatiseur peut fournir de la chaleur au local : il fonctionne alors en mode « pompe à chaleur ».

Unité intérieure FHYB35FJ
Unité extérieure RY35D7
Puissance frigorifique kcal/h 3 100
Btu/h 12 300

kW

3,60
Puissance calorifique kcal/h 3 500
Btu/h 14 000
kW 4,10
Puissance absorbée rafraîchissement kW 1,51
chauffage kW 1,33

On y repère :

  • L’efficacité frigorifique, E.F. :

puissance frigorifique / puissance absorbée =
3,6 kW / 1,5 kW = 2,4 

  • L’indice de performance au condenseur, e :

puissance calorifique (au condenseur) / puissance absorbée =
4,1 kW / 1,3 kW = 3,2

Attention ! Ce coefficient est obtenu dans des conditions très favorables ! En petits caractères, le fabricant précise qu’il s’agit de valeurs obtenues pour 7 °C à l’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.

Logo Eurovent.

EUROVENT ?

Comment comparer les rendements de 2 machines frigorifiques si les valeurs annoncées ont été mesurées dans des conditions différentes (température intérieure et extérieure, niveau acoustique, …) ?

Certains gros fabricants du secteur ventilation et climatisation, irrités de la concurrence exercée par des producteurs peu scrupuleux de la qualité du matériel, ont décidé de définir des références communes de comparaison.

Le logo « EUROVENT » n’est pas un label de qualité en soi. Il certifie que le matériel a été testé dans des conditions standards admises par les différents membres de l’association.

Mesurer le COP in situ

Pour calculer les différents coefficients de performance, et particulièrement le COPA, les valeurs suivantes doivent être prises en compte :

  • La quantité de chaleur délivrée (énergie utile), au moyen, par exemple, d’un compteur de chaleur installée sur la boucle d’eau chaude.
  • La quantité d’énergie de haute valeur introduite dans le système, généralement au moyen d’un compteur spécifique sur le matériel électrique.

Si la PAC est réversible, on souhaitera peut-être connaître également le bilan frigorifique de l’équipement.

Pour mesurer des débits, on peut prévoir des by-pass équipés d’appareils de mesure simples, en évitant les coûteuses unités permanentes de mesures, de conversion et d’affichage. Pour les mesures de température, il faudra prévoir des doigts de gants (il s’agit d’une matière conductrice de la chaleur permettant de séparer l’appareil de mesure du fluide à mesurer).

Exemple de doigts de gants.

Un enregistrement manuel des valeurs est en général suffisant pour les installations de pompes à chaleur standards dans les maisons familiales (monovalent et bivalent) et les immeubles locatifs (monovalent, peu de groupes et circuits de raccordements courts). Un enregistrement automatique supplémentaire s’avère en général utile pour des installations non standards, spécialement lorsqu’elles sont bivalentes ou multivalentes et qu’elles possèdent plusieurs groupes et de longs circuits de raccordement.

La mise en valeur et l’interprétation des données doit être confiée au responsable du projet. Les informations ainsi acquises lui permettront d’éliminer certains défauts par des corrections ciblées.

Quels COP rencontrés en pratique ?

Nous manquons cruellement de résultats de mesure annuelle sur des installations tertiaires existantes. Une étude est en cours par la Faculté Polytechnique de Mons.

Concevoir

Pour accéder à leurs résultats provisoires de 5 mois de mesure.

Le facilitateur pompe à chaleur de la Région Wallonne, EF4, donne les ordres de grandeurs suivantes concernant les coefficients de performances annuels (COPA) des différentes catégories de PAC. Les valeurs de COP typiquement obtenues en laboratoire sont aussi indiquées si bien qu’on se rend bien compte que COP et COPA sont deux concepts distincts :

Type de PAC COP (EN 14511) Essais (°C) COPA (EF4)
Air/Eau 3-4 A2/W35 2.5-3.5
Eau/Eau 5-6 W10/W35 3-4.5
Sol (eau glycolée)/Eau 4-5 B0/W35 3-4
Sol (fluide)/Eau F5/W35 3-4
Sol (fluide)/Sol (fluide) F5/F35 3-4
Production de l’ECS 2.5-3

Repérer un problème ?

Un contrôle régulier du fonctionnement de la pompe à chaleur est conseillé.

Des campagnes de mesures temporaires, effectuées pendant de brèves périodes, par exemple pour l’équilibrage hydraulique ou pour des mesures auxiliaires assurant l’optimalisation du fonctionnement peuvent être prévues.

Que peut-on mesurer ?

  • Le nombre d’ heures de fonctionnement et fréquence d’enclenchement pour chaque partie de l’installation, comme : compresseurs, pompes, ventilateurs et brûleurs.
  • Le signalement de pannes, par exemple : les pannes « Haute Pression » (se produisant dans la partie de la PAC où circule le fluide frigorigène sous forme de vapeur à haute pression et, par extension, les pannes survenant au niveau de la source chaude), les pannes « Basse Pression » (se produisant dans la partie de la PAC où circule le fluide frigorigène sous forme de liquide ou de vapeur à basse pression et par extension les pannes survenant au niveau de la source froide), les pannes de brûleur si installation bivalente.
  • La température extérieure.
  • Les températures importantes du système : départ, retour, pour l’évaporateur, le condenseur et l’accumulateur éventuel.
  • Les débits dans les points importants du système.

Pour les pompes à chaleur faites sur mesure pour des installations importantes, des défauts de construction peuvent apparaître. Dans ce cas, il faut être particulièrement attentif aux vibrations qui, à la longue, peuvent provoquer des ruptures de conduites.

Quel type de panne ?

Une détection précoce des pannes mineures permet souvent d’éviter des problèmes plus importants. Voici la liste des pannes les plus fréquentes rencontrées avec les pompes à chaleur :

Dérangements et causes

Identifiable rapidement ?
Panne basse pression

– manque de fluide frigorigène Oui
– puissance de la source de chaleur trop faible Oui
– manque de fluide caloporteur (eau glycolée) Partiellement
– dégivrage défectueux Non
– traitement incorrect de l’eau Non
Panne haute pression

– encrassement du condenseur Non
– traitement incorrect de l’eau Non
– dégivrage incorrect Non
– manque d’eau dans le système de chauffage Oui
Surcharge du compresseur

– approvisionnement électrique insuffisant Non
– raccordements électriques défectueux Non
– défaut dans le circuit du fluide frigorigène Non
Ventilateur

– raccordements électriques défectueux Non
– dégivrage incorrect Non
Pompes

– raccordements électriques défectueux Non
– blocage mécanique Oui

Source : Ravel.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer le confort thermique

Évaluer le confort thermique

Niveau de température : les valeurs recommandées

En hiver

La température de l’air est un des 6 paramètres qui influencent la sensation de confort thermique.

Le Règlement Général pour la Protection du Travail (RGPT), dans son article 64 du titre II, impose des températures de l’air minimum – maximum en fonction du travail effectué, c’est-à-dire du métabolisme, pour une humidité relative comprise entre 40 et 70 %.

Les valeurs de référence minimum admises pour les températures de l’air sont données dans le tableau ci-dessous. Celles-ci sont calculées pour une température moyenne de surface des parois inférieure de 2°C à la température de l’air. Ces valeurs peuvent être minorées si la différence est plus petite et doivent être majorées si la différence est plus grande.

Locaux

Temp. de l’air (°C)
Locaux où des gens habillés normalement sont au repos ou exercent une activité physique très légère.
Par ex : bureaux, salles de cours, salles d’attente, restaurants, salles de réunion ou de conférence.		 21
Locaux où des gens peu ou pas habillés sont au repos ou exercent une activité physique très légère.
Par ex : salles d’examens ou soins médicaux, vestiaires.		 23 – 25
Locaux où des gens habillés normalement exercent une activité physique légère.
Par ex : ateliers, laboratoires, cuisine.		 17
Locaux où des gens peu habillés exercent une grande activité physique.
par ex : salles de gymnastique, salles de sport.		 17
Locaux qui ne servent que de passage pour des gens habillés normalement.
Par ex : corridors, cages d’escalier, vestiaires, sanitaires.		 17
Locaux uniquement gardés à l’abri du gel.
Par ex : garages, archives. 		5

Si la température des parois est citée par le RGPT, c’est parce que celle-ci influence la sensation de confort thermique à parts égales avec la température de l’air (voir notion de « température opérative » ou « température de confort »). Il est normal de devoir rehausser la température de l’air si des parois froides sont présentes dans le bâtiment (simples vitrages, par exemple).

Il faut remarquer que les valeurs de référence données par le RGPT, bien qu’elles se trouvent dans la zone de confort, ne sont pas les températures d’ambiance optimales de confort. Elles sont plus basses que celles-ci et sont acceptées dans le cadre d’une politique d’Utilisation Rationnelle de l’Énergie.

C’est dans le cadre de celle-ci que fut prise la décision de limiter la température résultante sèche dans les bureaux des bâtiments public :

 trs = T°opérative = (T°air + T°parois) / 2 < 19°C

(décision du C.M.C.E.S. du 03-07-80 – circulaire 06-01 -81 du Ministre DEHOUSSE, Région Wallonne, MB du 21-01-81)

On remarque que ce n’est pas la température de l’air qui est limitée à 19°C. Celle-ci dépend des conditions d’isolation des parois et doit être définie au cas par cas.

La norme européenne NBN EN 13779 (2007) préconise une température de fonctionnement (ou température opérative) dans une plage de 19 à 24°C avec une valeur par défaut de 21°C.

En été

La réglementation concerne essentiellement les travailleurs soumis à des contraintes thermiques élevées en milieu industriel (norme ISO 7243 pour le calcul de l’indice WBGT et norme ISO 7933 pour le calcul de l’indice de Sudation Requise).

Pour plus d’information, on consultera la brochure Ambiances thermiques de travail – Stratégie d’évaluation et de prévention des risques disponible au Ministère fédéral de l’Emploi et du Travail.

Un bureau en été, même avec une température de 30°C, est encore largement en dessous des seuils de ces normes.

La motivation à limiter la température des locaux est liée au souhait de favoriser la qualité du travail. À ce sujet, certains constructeurs diffusent des courbes montrant l’évolution de la performance d’un homme au travail en fonction de la température ambiante. Généralement, celle-ci est optimale entre 20 et 24°, passe à 95 % à 26°, 90 % à 28°C, etc… Nous ne connaissons pas de courbe qui serait « officielle » en la matière.

La norme européenne NBN EN 13779 (2007) préconise une température de fonctionnement (ou température opérative) dans une plage de 23 à 26°C avec une valeur par défaut de 26°C.

Dans les salles propres et environnements maîtrisés apparentés (hôpitaux), la norme AFNOR NF S90-351 : 2003 propose des valeurs de température dans les zones à risque comprises entre 19 et 26 °C (zone en activité).

L’ADEME (Association De l’Environnement et de la Maîtrise de l’Énergie) dans son guide Bâtiments à haute performance énergétique (secteur de la SANTE) préconise aussi des valeurs de température et d’humidité en fonction de la typologie des locaux :

Locaux Hiver
Température [°C]
Administratif, logistique, …
Hospitalisation
Bloc opératoire
Bloc obstetrical
Radiologie
USI
Urgence
Laboratoire
Rééducation fonctionnelle
Consultations		 18 à 20
19 à 24
20 à 25
18 à 25
18 à 22
20 à 28
19 à 25
18 à 22
20 à 24
18 à 20

Améliorer

 adapter la consigne de température de l’air ambiant.

Taux d’humidité : les valeurs recommandées

L’humidité a relativement peu d’impact sur la sensation de confort d’un individu dans un bâtiment.

AR 2012-10-10/05 fixant les exigences de base générales auxquelles les lieux de travail doivent répondre

en matière d’humidité, il  précise que :

  • l’aération est conçue de façon à ce que l’humidité relative moyenne de l’air pour une journée de travail soit comprise entre 40 et 60 %, à moins que cela ne soit impossible pour des raisons techniques;
  • l’humidité relative de l’air peut se situer entre 35 et 70 % si l’employeur démontre que l’air ne contient aucun agent chimique ou biologique qui puisse constituer un risque pour la santé et la sécurité des personnes présentes sur le lieu de travail.

Norme européenne NBN EN 13779 (2007)

Dans la plage de température de 20-26°C, la norme préconise une plage d’humidité relative de 30-70 %.

Norme européenne NBN EN 15251 (2007)

Cette norme recommande de limiter l’humidité absolue à 12g/kg.

ASHRAE

La norme américaine ASHRAE 55 – 1992 définit les plages de confort hiver-été comme indiqué sur le schéma ci-dessous :

Schéma norme ASHRAE 55 - 1992.

Ainsi, par exemple :

pour une humidité relative de 30 %, les températures opératives recommandées pour l’hiver sont de 20°C à 24°C, et pour l’été de 23°C à 26°C (lorsque la vitesse de l’air est inférieure à 0,2 m/s, la température opérative est égale à la moyenne arithmétique de la température de l’air et de la température des parois).

Cas particulier des salles informatiques

Si les ordinateurs actuels libèrent moins d’énergie calorifique que les précédents, il semble qu’ils restent sensibles aux effets de l’électricité statique. Or celle-ci augmente fortement avec la sécheresse de l’air. Vu les conséquences financières que peut entraîner une perturbation de fonctionnement, certains auteurs recommandent de ne pas descendre en dessous de 50 % d’humidité relative.

Attention à la qualité de l’humidification

Dans le cas des humidificateurs à pulvérisation d’aérosols, une fois la goutte d’eau froide évaporée, les sels contenus dans l’eau se retrouvent pulvérisés dans l’atmosphère et forment des dépôts (calcium, sodium) sur les appareils (fine poussière). Dès lors, il est préférable d’utiliser soit un humidificateur à vapeur, soit un humidificateur à eau totalement déminéralisée.

Spécifiquement pour les salles propres et environnements maîtrisés apparentés  (secteurs des soins de santé) :

Les critères de confort tournent essentiellement autour du patient et au personnel hospitalier. Les grandeurs qui déterminent leur confort sont la température opératoire et l’importance de leur habillement.

AFNOR

NF S90-351 : 2003 Cette norme propose des valeurs de taux d’humidité dans les zones à risque comprises entre 45 et 65 % (pour les zones en activité).

ISO 7730

Cette norme recommande de réaliser une classification par zones climatiques :

  • Zones 1 : secteurs externes à l’hospitalisation (halls, couloirs, salle d’attente, bureaux, …) où les températures opératives recommandées en hiver sont comprises entre 20 et 24 °C, en été entre 23 et 26 °C. Dans cette zone, la norme insiste sur le respect des vitesses de l’air et des températures de rayonnement. Enfin, elle considère que l’humidification est inutile.
  • Zones 2 : secteurs d’hospitalisation courante (médecine interne, pédiatrie, …) où les températures opératives recommandées été sont comprises entre 23 et 26 °C avec une humidification tolérée si le risque de biocontamination est faible.
  • Zones 3 : secteurs des soins intensifs où les patients sont nu avec un métabolisme faible et où la température de neutralité thermique corporelle est de 28 °C. Il ne faut pas en déduire directement que la température d’ambiance doit être de 28 °C; ce serait impossible pour le personnel soignant de travailler de manière optimale dans ces conditions. En ce qui concerne le taux d’humidité, il risque d’être fortement variable suivant la thérapie. On peut interpréter qu’il serait nécessaire de contrôler l’humidité et par conséquent d’équiper le système de traitement d’air d’humidificateur.
  • Zones 4 : secteurs particuliers tels les grands brûlés et trouble grave de la thermorégulation où le patient nécessite une assistance contrôlée de la température et du taux d’humidité.

Vitesse de l’air : les valeurs recommandées

RGPT

Le Règlement Général pour la Protection du Travail (RGPT) impose une vitesse inférieure à 0,5 m/s.

DIN 1946

La norme DIN 1946 propose une variation des vitesses maximales en fonction de la température intérieure :

T° local 20 à 22°C 23°C 24°C 25°C 26°C 27°C
V [m/s] 0,18 0,20 0.22 0,24 0,27 0,32

En matière de sensation de confort thermique liée à la vitesse de l’air, un mouvement d’air n’est en moyenne ressenti par une personne que si sa vitesse est supérieure à 0,2 m/s en hiver et 0,25 m/s en été : à ce moment, il est considéré comme un courant d’air.
Exemple.

Température optimale de l’air nécessaire pour garantir le confort dans un bureau en fonction de la vitesse de l’air
(température des parois = 19°C)
0,15 m/s 21°C
0,4 m/s 23°C
1 m/s 25°C
Pourcentage probable de personnes ressentant un inconfort en fonction de la vitesse de l’air
(température de l’air = 19°C)
0,15 m/s 6 %
0,4 m/s 12 %
1 m/s 25 %

La norme européenne NBN EN 13779 (2007)

Cette norme propose une plage de variation de vitesse avec une valeur par défaut en fonction de la température intérieure.

Paramètres

Situation
Plage type
Valeur par défaut
Vitesse de l’air [m/s]

Température d’air locale = 20°C
0,1 à 0,16
< 0,13
Température d’air locale = 21°C
0,1 à 0,17
< 0,14
Température d’air locale = 22°C
0,11 à 0,18
< 0,15
Température d’air locale = 24°C
0,13 à 0,21
< 0,17

Température d’air locale = 26°C
0,15 à 0,25
< 0,20
Dans les salles propres et environnements maîtrisés apparentés (secteur des soins de santé) :
La norme AFNOR NF S90-351: 2003 introduit le principe de déplacement d’air (différence de pression faible, débit élevé). Une pression différentielle est nécessaire pour séparer des zones voisines propres et moins propres. Il en résulte un déplacement d’air au travers de grilles de transfert ou interstices calibrés avec un écoulement de faible turbulence dont la vitesse doit être supérieure à 0.2 m/s.

Comment évaluer sa situation ?

Méthode simplifiée

Une bonne image du confort thermique est donnée par la température de confort (ou T°opérative), moyenne arithmétique entre la température de l’air et la température des parois.

Tconfort = (Tair + Tparois) / 2

  • La mesure de la température de l’air se fait à l’aide d’un thermomètre protégé du rayonnement solaire et du rayonnement des parois du local.
  • La température de surface d’une paroi se fait à l’aide d’une sonde de contact ou sonde à rayonnement infrarouge.

Malheureusement, la température de rayonnement des parois est celle ressentie par l’occupant à l’endroit où il se trouve. Elle doit en principe être « individualisée » sur base de la position de l’occupant et de sa relation avec l’ensemble des parois. Ainsi, dans un même local, la personne qui est assise juste à côté de la surface vitrée n’aura pas la même température de rayonnement que celle qui est au fond du local. La température moyenne des parois est donc à adapter en fonction de l’angle solide sous lequel chaque paroi est « vue » par l’occupant…

De plus, en conditionnement d’air, le confort thermique est également influencé par l’humidité relative et la vitesse de l’air.

Mesure directe du confort

Aussi, existe-t-il sur le marché des instruments qui mesurent l’ensemble des facteurs simultanément : ce sont des analyseurs d’ambiances climatiques intérieures.

La surface du capteur est chauffée à une température similaire à celle d’un homme dont on a présélectionné l’habillement. Le niveau de chaleur nécessaire pour maintenir cette température est utilisé comme mesure des conditions environnementales.

Certains appareils peuvent, en tenant compte de l’habillement et de l’activité, calculer directement la température opérative, l’indice PMV, le pourcentage de personnes insatisfaites (PPD) ainsi que la température d’ambiance optimale.

Leur coût limite cependant l’usage de ces appareils aux laboratoires spécialisés.

Si nécessaire, une mesure peut être demandée au CSTC qui dispose de cet équipement.

Évaluation de sa situation par rapport à la température d’ambiance optimale

Si les mesures ci-dessus permettent de se situer par rapport aux exigences réglementaires, il est également possible de situer une ambiance par rapport à l’ambiance optimale telle que définie par la norme NBN X 10-005.

Cette méthode permet d’estimer le pourcentage de personnes insatisfaites par une ambiance donnée. En général, on se donne pour objectif de ne pas dépasser 10 % d’insatisfaits.

Remarque : les locaux ne sont-ils pas en dépression ?

Un facteur d’inconfort est parfois lié à la mise en dépression des locaux. Si le groupe d’extraction extrait davantage que celui de pulsion, il est possible que de l’air s’infiltre par les interstices, créant des courants d’air inconfortables pour les occupants.

Cas vécu : c’est le fait que le filtre était bouché au groupe de pulsion qui a entraîné la mise en dépression des locaux.

On s’assurera donc que le local est bien mis au contraire en légère surpression.

L’inconfort des bouches de pulsion d’air

Lorsque l’air pulsé entre dans la zone d’occupation du local et que la différence de température entre cet air et l’air ambiant dépasse encore 1,5°C en pulsion chaude et 1°C en pulsion froide, on risque de ressentir une sensation de « masse d’air » lorsque l’on se déplace dans le local.
La zone d’occupation est souvent représentée par la surface du local de laquelle on a soustrait une bande de 50 cm le long des murs intérieurs et de 1 m le long des murs extérieurs, ce sur une hauteur de 1,8 m. Cette hauteur peut être plus faible si de toute façon les occupants sont toujours assis (dans un auditoire, …).

Dans cette zone, la vitesse de l’air ne peut dépasser 0,2 m/s (0,28 dans les locaux de passage) et le long des murs, à 1,8 m, elle ne peut dépasser 0,4 m/s :

L’inconfort éventuel est lié au choix des bouches de pulsion ou à la température de pulsion :

  • diffuseurs trop proches l’un de l’autre entraînant une retombée rapide du jet d’air vers le sol, avant son brassage correct avec l’air ambiant,
  • diffuseurs ne présentant pas assez d’induction par rapport à la hauteur du local (pas assez de brassage avec l’air ambiant),
  • différence entre la température de consigne de l’air pulsé et la température ambiante trop grande.

Inconfort par effet Coanda rompu
Lorsque l’air est soufflé à proximité d’une surface (ex : soufflage horizontal à proximité du plafond), il se produit un effet d’adhérence du jet à la paroi : c’est l’effet « COANDA ».

L’effet Coanda est très utile quand on pulse de l’air froid car il facilite la bonne pénétration du jet dans le local (augmentation de 30 % de la portée).

> problème 1 : la présence d’un obstacle perpendiculaire au jet d’air (poutre, luminaire) peut faire dévier prématurément le jet vers la zone occupée et engendrer un courant d’air désagréable.

En conséquence :

  • il faut souffler soit à partir de l’obstacle, soit parallèlement à celui-ci et diviser le local en zones correspondantes,
  • l’éclairage au plafond doit être soit encastré, soit suspendu avec une longueur de suspension de 0,3 m minimum,
  • on tiendra compte de la présence éventuelle de colonnes qui ne pourront se situer dans la trajectoire du jet.

> problème 2 : lorsqu’une bouche plafonnière pulsant de l’air froid est surdimensionnée, la vitesse de sortie de l’air risque d’être trop faible (< 2 m/s) pour créer un effet Coanda. Le jet d’air tombera alors directement vers le sol, risquant de provoquer un courant d’air froid sous la bouche. Paradoxalement, pour éviter le courant d’air, il faudra augmenter la vitesse de l’air en réduisant la taille du diffuseur.

> Problème 3 : les diffuseurs utilisés dans les systèmes de climatisation à débit d’air variable (VAV ou climatiseurs à plusieurs vitesses) doivent être spécifiquement dimensionnés pour conserver l’effet Coanda même aux faibles débits.

Concevoir

 Pour plus d’infos : choix des bouches de pulsion et d’extraction.

L’inconfort lié aux parois trop froides ou trop chaudes

Schéma inconfort des parois trop froides ou trop chaudes.

On distingue 4 sources d’inconfort local :

  • une asymétrie dans la température de rayonnement,
  • une vitesse d’air trop importante,
  • une température du sol trop basse ou trop haute,
  • une stratification verticale des températures.

Voici dans ces domaines les critères à respecter suivant la norme NBN X 10-005/ISO 7730 :

  1. L’ asymétrie de température de rayonnement de fenêtres (ou d’autres surfaces verticales) doit être inférieure à 10°C (mesure à 0,6 m du sol).
    Cette mesure consiste donc à comparer comment la chaleur est échangée par rayonnement de chaque côté du corps vers l’environnement. Si le déséquilibre dépasse 10°C entre la T°moyenne des parois vers la fenêtre et la T°moyenne des parois vers le fond du local, la personne est en état d’inconfort.
  2. L’asymétrie de température de rayonnement d’un plafond tiède (chauffé) doit être inférieure à 5°C (mesure à 0,6 m du sol).
    Au delà de cette valeur, davantage de personnes sont insatisfaites par l’excédent de chaleur autour de leur tête.
  3. La température de surface du sol doit normalement être comprise entre 19 et 26°C, mais les systèmes de chauffage par le sol peuvent être conçus pour 29°C par période de grands froids.
  4. La stratification verticale des températures doit être limitée à 3°C entre 0,1 et 1,1 m au-dessus du sol.

Cas particulier des piscines

Dans une piscine, le baigneur qui sort de l’eau est dans une situation de « faiblesse thermique » : son corps est mouillé et l’eau qui s’évapore prend sa chaleur de vaporisation sur sa peau. Une sensation de refroidissement importante apparaît.
Le gestionnaire peut donc agir :
  • soit en augmentant la température de l’air, ce qui est coûteux,
  • soit en augmentant le taux d’humidité intérieur de la piscine : l’évaporation de l’eau sera ralentie et le confort du baigneur en sera augmenté.

Cette dernière solution est avantageuse mais elle a ses limites : le risque de condensation superficielle augmente sur les vitrages et le risque de condensation interne dans les parois (murs, toiture) également.

Pour le cas particulier des piscines, on recommande généralement les valeurs ci-dessous :

Température d’air

 28°C pour les halls des bassins
24°C pour les vestiaires et les douches
20°C pour les locaux administratifs

Humidité de l’air

 50 % en hiver (limite basse qui peut être augmentée si l’isolation des parois est protégée par un pare-vapeur efficace)
60 à 70 % en mi-saison ou en été

Température d’eau des bassins

 27°C pour les bassins d’initiation et d’apprentissage
24°C pour les bassins sportifs
22°C pour les bassins en plein air

Température d’eau des douches

 37°C

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.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Définir les éléments de contrôle [isolation de la toiture plate]

Définir les éléments de contrôle [toiture plate]

Il s’agit d’éléments tubulaires qui drainent la couche d’isolant et qui permettent de détecter la présence d’eau avant que celle-ci ne puisse provoquer des dégâts plus importants.

En outre, de tels points de contrôle permettent la vérification de la réalisation correcte de la toiture, par exemple lors de la réception des travaux.

Les dispositifs de contrôle se placent aux points bas du support.

Lorsque l’isolant est du verre cellulaire (CG) posé suivant la technique de la toiture compacte, ce dispositif est inutile, l’isolant étant imperméable.

Évaluer

 Le contrôle de l’humidité sous la membrane d’étanchéité peut également être réalisé à l’aide d’un scanner de plate-forme ou hygromètre électronique que possèdent certains fabricants d’isolant et de membranes d’étanchéité.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Placer l’isolant dans le versant ou dans le plancher des combles ? [Concevoir]

Placer l'isolant dans le versant ou dans le plancher des combles ?

Isolation dans le versant de toiture et dans le plancher des combles.

En bref !

L’isolant doit être placé à la limite de l’espace protégé.

Ce choix sera dicté par différents facteurs :

Si les combles doivent être habitables, il faut évidemment placer l’isolation dans les versants de toiture. Il ne faut pas oublier d’isoler les pignons jusqu’à la pointe.

Si les combles ne doivent pas être habitables, il est préférable d’isoler leur plancher. On réduit ainsi le volume chauffé mais surtout aussi la surface de déperdition thermique. Cela n’empêche pas l’utilisation des combles comme espace de rangement pour des objets insensibles au froid. On crée ainsi un espace adjacent non chauffé (EANC) qui protège thermiquement le bâtiment en servant de tampon entre le volume protégé et l’environnement extérieur.

Dans certains cas cependant,  pour simplifier la forme de l’enveloppe du volume protégé, on intégrera les combles non habitables au volume protégé. On diminue ainsi les nœuds constructifs  qui sont sources potentielles de ponts thermiques ou les raccords de la barrière d’étanchéité à l’air qui sont sources potentielles de fuites (infiltrations – exfiltration) d’air.

Pour être efficace, la barrière d’étanchéité à l’air d’une toiture légère (généralement le pare-vapeur )  doit être posée le plus près possible de la couche isolante. De plus, cette barrière d’étanchéité doit être la plus continue possible (le moins de raccords possible). On tiendra compte de cette contrainte pour choisir l’emplacement de l’isolant (plancher ou versant).

La présence de conduites de ventilation ou de chauffage dans les combles peut également influencer le choix. On se posera la question de savoir s’il est préférable d’isoler les conduites ou bien d’isoler les combles dans lesquels elles se trouvent. Cela dépendra notamment de la facilité de réaliser  la barrière d’étanchéité à l’air et du nombre de percement de celles-ci par les conduites.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mur rideau

Mur rideau

Le mur-rideau a modifié l’architecture des constructions à ossature : au remplissage traditionnel des vides laissés par l’ossature, s’est substitué un revêtement léger, fabriqué industriellement, posé sur le devant de l’ossature, entourant le bâtiment … comme un rideau.

Études de cas

 Pour mieux percevoir la technique du mur-rideau, découvrez la mise en place sur chantier d’un projet réel.

Définition

Le mur-rideau est un mur de façade légère, qui assure la fermeture mais ne participe pas à la stabilité du bâtiment. Il se caractérise comme suit :

  • Il est fixé sur la face externe de l’ossature porteuse du bâtiment (ou squelette).
  • Son poids propre et la pression du vent sont transmis à l’ossature par l’intermédiaire d’attaches.
  • Il est formé d’éléments raccordés entre eux par des joints. On réalise ainsi une surface murale continue, aussi grande qu’on le désire.

Il diffère du panneau de façade qui est utilisé pour remplir les vides laissés par l’ossature. Dans ce système, les panneaux sont appuyés, étage par étage, sur le squelette. La façade laisse apparaître toute l’ossature, les nez de plancher ou les poteaux.

Panneaux de façade.

Dans le mur-rideau au contraire, l’ossature est cachée derrière la paroi, elle n’intervient pas pour composer la façade.

Mur rideau.

Bien qu’elle ne porte pas l’édifice, cette façade légère doit remplir toutes les autres fonctions d’un mur extérieur, soit :

  • isoler thermiquement,
  • assurer ou interdire la barrière de vapeur,
  • isoler phoniquement,
  • résister au feu,
  • résister aux conditions extérieures, dont le climat, les agents chimiques, les vibrations, les chocs,…

Avantages techniques et économiques recherchés :

  • légèreté (50 à 80 kg/m²), soit 20 à 30 % du poids d’une construction traditionnelle ;
  • encombrement réduit (de 10 à 20 cm), soit un gain de 10 à 30 cm par rapport à la construction traditionnelle ;
  • préfabrication industrielle permettant une grande vitesse de mise en œuvre ;
  • performances d’étanchéité à l’eau, à l’air et au vent, supérieures à une construction traditionnelle ;
  • entretien réduit ;
  • larges possibilités d’adaptation au niveau du concept architectural.

Ces avantages expliquent le très fort développement de cette technique, principalement dans les bâtiments destinés au secteur tertiaire.

Les différents types de murs-rideaux se distinguent par leur degré de préfabrication en atelier ainsi que par leur mode de report de charge sur le support (structure de bâtiment).

Technologie du mur-rideau monté sur grille

Une grille est fixée au squelette du bâtiment. Elle formée soit de raidisseurs verticaux et de traverses horizontales assemblés sur chantier, soit de cadres complets préfabriqués en usine et juxtaposés sur chantier. Ce treillis est peut-être dissimulé dans le mur une fois achevé, ou gardé apparent pour articuler la façade et donner à ce type de construction son allure caractéristique.

Cadre.

Eléments linéaires.

      

Le quadrillage est ensuite obturé par des panneaux pleins et opaques (isolant, tôle, pierre, …) ou par des éléments transparents en glace.

Technologie du mur-rideau monté en panneau

Il est réalisé à l’aide de panneaux de grande dimension, hauts d’un étage ou d’un demi-étage et fixés à l’ossature du bâtiment ou à une ossature secondaire. Ils sont entièrement préfabriqués en usine, juxtaposés sur chantier et fixés généralement par une ou deux attaches par panneau.

Les seuls éléments de construction sont ici les panneaux, qui assurent simultanément la fermeture, la transmission de leur propre poids et de la pression du vent à l’ossature ; ils sont autoportants.

Les panneaux sont essentiellement caractérisés par le fait que leur surface extérieure est fermée et dépourvue de joints. Lorsque la façade est équipée de fenêtres, elles sont ménagées dans la surface des panneaux; les châssis des fenêtres sont solidaires des panneaux. Les panneaux sont assemblés directement entre eux sans pièce intermédiaire.

Sur le plan architectural, les murs à panneaux sont essentiellement marqués par des surfaces dégageant une impression d’unité, sans autre articulation que celle des joints entre panneaux. Ce système est plus rapide que le précédent et donne plus de facilités au point de vue de la réalisation des étanchéités.

  • L’assemblage par emboîtement est réalisé par le profil de cadre qui est mâle et femelle ou encore par un profil auxiliaire en H, dans lequel viennent s’insérer les profils mâles de deux cadres adjacents. Ce mode d’assemblage ne permet que difficilement le montage d’un élément sans déplacer les cadres adjacents.
  • L’assemblage par juxtaposition de cadre permet un démontage ultérieur simple, mais demande l’emploi d’un profil couvre-joint aussi bien à l’intérieur qu’à l’extérieur.

   

Technologie du mur-rideau en verre structurel

Dans ce cas, la paroi est entièrement constituée par des lames de verre.

La liaison entre les panneaux vitrés est assurée par un simple joint silicone. Les déplacements relatifs des panneaux les uns par rapport aux autres doivent être infimes, sous peine d’ouvrir les joints ou de créer des contraintes tendant à briser l’élément vitré. C’est pourquoi les pièces en suspension et les assemblages sont conçus pour absorber tous les mouvements et les efforts entre le mur vitré et la structure porteuse.

On distingue diverses techniques de fixation au vitrage :

Verre Extérieur Agrafé ou Attaché ou « VEA« 

Le verre extérieur attaché (VEA) est perforé et fixé directement sur une structure porteuse par l’intermédiaire d’attaches mécaniques métalliques ponctuelles, platine de serrage, boulons traversants ou non le verre, lesquels seront, ensuite, repris soit par des rotules, soit articulées, soit rigides. Ce dispositif doit permettre la reprise des efforts dus :

  • au vent et/ou à la neige,
  • au poids propre,
  • aux mouvements différentiels entre verre et structure

En fonction du choix architectural, la paroi peut être supportée par différents types de structure : charpentes métalliques, structures en câbles inoxydables, poutres en verre, structures intégrant des contreventements…

   

Verre Extérieur collé ou « VEC« 

La technique VEC permet, par l’effacement de la structure métallique derrière les produits verriers, d’obtenir un aspect de façade uni, mettant en valeur les vitrages. Les composants verriers sont collés à l’aide de mastics qui agissent avant tout comme élément de transfert des contraintes de ces composants vers leur support.

  1. Joint de structure.
  2. Vitrage.
  3. Joint d’étanchéité.
  4. Structure de collage.
  5. Espaceur.
  6. Fond de joint.
  7. Plans d’adhérence.

Ce sont les mastics qui doivent transférer les contraintes extérieures vers le support. Les mastics jouant le rôle de joint de structure doivent reprendre les efforts engendrés par le vent, éventuellement le poids propre et les dilatations différentielles entre verre et cadre support. En aucun cas, ils ne doivent reprendre les déformations prévisibles du bâtiment. Celles-ci doivent être reprises au niveau de la liaison « cadre/structure » porteuse du VEC.

Le VEC est un système de collage et non un système mécanique pur. La maîtrise des problèmes de vieillissement, de compatibilité, de propreté de surface, de définition de barrière d’étanchéité, est donc fondamentale.
Deux systèmes VEC peuvent être utilisés :

  • le système « deux côtés » pour lequel les volumes verriers sont pris en feuillure classique sur deux côtés, les autres côtés étant collés sur une structure de maintien,
  • le système « quatre côtés » ou système intégral, pour lequel les volumes verriers sont collés sur quatre côtés sur des châssis non apparents (cadre à coupure thermique), ce qui se traduit par un aspect extérieur uniforme et sans aspérité.

Les parties ouvrantes et les parties fixes sont fabriquées selon le même principe. Chaque remplissage est collé séparément sur un cadre en atelier.

Il y a lieu, de prévoir des moyens de réglage des cadres pour assurer une planéité, un aplomb, un équerrage et une rectitude des lignes optima de l’ensemble de la façade.

La juxtaposition des éléments vitrés laisse un joint extérieur ouvert de ± 12 mm qui est remplis à refus d’un silicone spécial inaltérable aux U.V. et 100 % compatible avec le silicone structurel.

Verre Extérieur Parclosé

Le remplissage n’est pas collé sur le cadre, mais maintenu par une parclose visible autour du verre ou du panneau vitré autour du verre ou du panneau vitré.

Cas particulier : la double peau

Le mur rideau peut être dédoublé par une deuxième façade vitrée. La distance entre les deux parois est généralement comprise entre 200 et 1 000 mm.

On crée ainsi une lame d’air qui peut-être utilisée de multiples façons selon le type de construction. La température de l’air dans la lame d’air peut être influencée par la modification des surfaces des entrées et sorties d’air.

Ces systèmes peuvent être conçus avec ou sans recoupements horizontaux ou verticaux de la lame d’air. Les recoupements empêchent les flux d’air sur plusieurs niveaux, appelés de court circuit, qui font que l’air se mélange avec l’air frais.

De plus, les recoupements permettent d’empêcher de façon efficace la transmission acoustique entre deux étages dont les fenêtres sont ouvertes.

Ces systèmes permettent par leur construction d’intégrer les avantages suivants :

  • Le store peut-être intégré dans la lame d’air. Il est ainsi protégé des intempéries et de la pollution.
    La protection solaire fonctionne même en cas de vent important, ce qui représente un avantage incontestable pour les immeubles de grande hauteur. Donc on renonce aux stores intérieurs peu efficaces.
  • La chaleur retenue par les stores entraîne une élévation de la température dans la lame d’air. Par un effet de poussée thermique, l’air chaud monte et s’échappe à l’extérieur ou il peut être conduit vers un accumulateur d’énergie.
  • La paroi complémentaire (si étanche) peut améliorer sensiblement l’isolation acoustique contre le bruit extérieur.
  • Les fenêtres de la façade intérieure peuvent être ouvertes. Même pour les immeubles de grande hauteur, une aération naturelle est possible.
  • La paroi vitrée extérieure, assure les aspects de sécurité en cas d’ouverture nocturne des fenêtres, permettant un rafraîchissement du bâtiment non occupé.
  • Les pertes par transmission thermique sont diminuées en hiver en raison de la vitesse d’air réduite et de la température plus élevée dans l’espace tampon.
  • Amélioration de la lumière dans les volumes intérieurs, par une ouverture accrue de la façade.

Mais des inconvénients apparaissent également dont tout particulièrement le surcoût du système. Par rapport aux économies d’énergie réalisées (à étudier finement car le bilan d’été n’est pas forcément positif…), il apparaît que d’autres techniques sont beaucoup plus efficaces, à budget égal.

Les éléments de remplissage

Ce sont des matériaux simples ou composites qui s’insèrent dans l’ossature de la façade légère pour en remplir les vides et former la façade.

Ces éléments peuvent être fixes ou mobiles, isolants ou non, opaques, transparents ou translucides; ils doivent, en tous cas, assurer leur propre stabilité. Les éléments de remplissage sont indépendants de la nature de l’ossature.

Des exigences élevées :

On doit sélectionner des matériaux en plaques ou en feuilles, incombustibles, résistants aux conditions atmosphériques et de belle apparence.

En plus des produits verriers rencontrés dans les fenêtres des façades traditionnelles, on rencontrera donc :

Les matériaux isolants

  1. Les laines minérales.
  2. Certains bois très légers comme le balsa.
  3. Le verre cellulaire.
  4. Les mousses de résines synthétiques :
    • le polystyrène,
    • le polyuréthane,
  5. Le liège aggloméré.
  6. Les panneaux isolants de fibres.

Les parois extérieures

Les parois rarement employées seules, constituent généralement les faces rigides des complexes isolants ou servent de parement à ces complexes, dont elles sont alors séparées par une lame d’air.

Certaines parois, outre leur résistance propre, possèdent les qualités d’aspect nécessaires à un parement décoratif. Il s’agit par exemple, de tôles d’acier inoxydable, de verre ou de glace trempées colorées dans la masse, de tôle d’aluminium teintées ou non ou encore de tôle de cuivre.

D’autres n’offrent pas un aspect suffisamment esthétique et sont alors revêtus sur la face visible d’un revêtement extérieur de décoration, dont :

  1. Les produits verriers qui sont utilisés dans ce but sont : le verre coulé coloré dans la masse (armé ou non), le verre opaque, le verre opalescent, le verre émaillé, le verre façonné.
  2. Les tôles d’acier :
    • inoxydable,
    • recouverte d’émail vitrifié à haute température,
    • galvanisée ou électrozinguée à peindre sur chantier,
    • laquée au four en usine sur support laminé à froid, électrozingué ou galvanisé,
    • prépeinte en continu en usine.
  3. Les tôles d’aluminium planes ou à dessins sont utilisées sous différents états.
  4. Le bois déroulé ou tranché.
  5. Le bois massif.
  6. Les plaques en asbeste-ciment.
  7. Les feuilles de matières plastiques les plus diverses collées sur le parement.
  8. Les peintures appliquées à froid.

Les parties transparentes et translucides en matières plastiques

  1. Les stratifiés en polyester renforcés à la fibre de verre : des éléments translucides de toutes formes et de toutes dimensions peuvent être obtenus par imprégnation de tissus de fibres de verre à l’aide de diverses résines polyesters.
    • nid d’abeilles
    • âme polyester
  2. Les plaques de chlorure de polyvinyle : les plaques translucides et transparentes en P.V.C sont utilisées principalement en bardage extérieur et pour la décoration intérieure.
  3. Les plaques en polymétacrylate de méthyle : ces plaques transparentes d’aspect lisse, sont obtenues par moulage. Elles sont utilisées en allège.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Systèmes de motorisation

Systèmes de motorisation

Généralités

On peut ranger les types d’ascenseurs électriques dans deux catégories principales :

  • les ascenseurs à traction à câbles;
  • les ascenseurs hydrauliques.

Les ascenseurs à tractions à câbles sont de loin ceux le plus répandu au niveau du parc machine. C’est une des raisons pour laquelle on détaillera plus la motorisation des ascenseurs à traction à câbles. De plus, énergétiquement parlant, la motorisation des ascenseurs hydrauliques a des rendements assez faibles (de l’ordre de 20 %) et, de par l’absence entre autres de contre-poids, les moteurs hydrauliques consomment plus et ont des appels de puissance au démarrage beaucoup plus importants.

Le tableau ci-dessous montre un comparatif des performances énergétiques de différents types de motorisation :

Type de motorisation Rendement Courant nominal Courant de démarrage
Moteur hydraulique de l’ordre de 20 % 3 In 12 à 18 In
Moteur-treuil à vis sans fin ancienne génération de l’ordre de 45 % In 2 à 3,5 In
nouvelle génération 60 à 65 %
Moteur sans treuil (« gearless ») de l’ordre de 78 % ** **
Moteur-treuil planétaire de l’ordre de 97 % ** **

Comme nous le verrons ci-dessous, l’efficacité énergétique des systèmes de motorisation des ascenseurs dépend surtout du type de moteur d’entraînement accouplé :

  • au treuil pour les ascenseurs à traction,
  • à la pompe pour les ascenseurs hydrauliques.

Un réducteur planétaire, par exemple, peut être accouplé à :

  • un moteur à courant continu à excitation indépendante ou shunt,
  • un groupe Ward Léonard,
  • un moteur à courant alternatif asynchrone à démarrage :
    • étoile-triangle,
    • à deux vitesses,
    • commandé par un variateur de fréquence,
    • …
  • un moteur à courant alternatif synchrone à démarrage par variateur de fréquence;
  • …

Suivant la combinaison du moteur et du réducteur planétaire, les consommations peuvent être sensiblement différentes. Dans un souci de trouver la meilleure adéquation, il sera nécessaire de prendre en compte :

  • le rendement mécanique de l’ensemble,
  • le rendement électrique du circuit puissance (alimentation et moteur).

Les moteurs-treuils ou moteur à traction

Les moteurs-treuils à vis sans fin à une ou deux vitesses

Photo moteurs-treuils à vis sans fin à une ou deux vitesses.

Moteur-treuil à vis sans fin.

À l’heure actuelle, les moteurs-treuils avec vis sans fin sont abandonnés au profit des moteurs à attaque directe (sans réducteur ou « gearless).

Dans ce type de motorisation, la vis sans fin entraîne beaucoup de pertes mécaniques et, par conséquent, des consommations électriques plus importantes.

Au début de l’utilisation des vis sans fin, les rendements énergétiques de l’ensemble moteur-treuil étaient de l’ordre de 20 %. Avec le perfectionnement des outils, des lubrifiants, …, les rendements se sont nettement améliorés pour atteindre les 45 % et, même plus récemment, 60 à 65 %.

Les moteurs électriques couplés au treuil à vis sans fin étaient généralement des moteurs à courant continu à excitation indépendante ou shunt avec la faculté bien connue de pouvoir faire varier très facilement la vitesse de rotation.

Les moteurs électriques à courant alternatif utilisés avec ce type de réducteur sont en principe des moteurs à deux vitesses. A l’heure actuelle, on peut encore remarquer ce type de moteur-treuil lorsqu’on se trouve dans la cabine :

  • au démarrage, la vitesse est plus lente (petite vitesse),
  • pour atteindre la vitesse de déplacement optimale, le moteur passe en seconde vitesse en provoquant un léger choc d’accélération (passage de petite en grande vitesse).

Les moteurs-treuils à vis sans fin ont les principaux avantages et inconvénients suivants :
(+)

  • couple élevé.
  • grande plage de variation de vitesse.
  • précision dans les déplacements et sur la régulation de vitesse.
  • …

(-)

  • entretien important.
  • efficacité énergétique faible.
  • consommation électrique non négligeable.
  • …

Les moteurs-treuils planétaires

Photo moteurs-treuils planétaires.

Moteur-treuil planétaire.

Les appareils à treuil planétaire utilisent le système de réduction de vitesse par engrenages planétaires. Accouplés à un moteur électrique, ils permettent d’avoir un rapport de réduction appréciable pour obtenir une plage de vitesse compatible avec le confort et l’efficacité de déplacement souhaitée.

Sans rentrer dans les détails, le treuil planétaire est composé d’un assemblage mécanique complexe d’engrenages. Il est basé sur le principe de gravitation des planètes autour du soleil où :

  • Le soleil est l’engrenage calé sur l’arbre de sortie du réducteur et couplé avec la roue à câble de l’ascenseur.
  • Les trois engrenages planétaires tourne sur eux-même et autour de l’engrenage soleil à la manière de notre système solaire.
  • L’engrenage couronne est celui qui, relié au moteur d’entraînement, fournit le couple moteur.

Réducteur planétaire.

Ce système a un rendement mécanique de l’ordre de 97 à 98 % permettant, pour autant que les moteurs d’entraînement soient performants, d’obtenir des rendements énergétiques globaux intéressants au niveau du moteur-treuil (de l’ordre de 80 %).

Les réducteurs planétaires peuvent être accouplés à des moteurs électriques :

  • à courant continu (grande plage de variation de vitesse),
  • à courant alternatif asynchrone à deux vitesses,
  • à courant alternatif asynchrone commandé par un variateur de fréquence.

Les moteurs-treuils planétaires ont les principaux avantages et inconvénients suivants :

Photo moteurs-treuils planétaires.
(+)

  • Couple important.
  • en fonction du type de moteur accouplé :
    • grande plage de variation de vitesse (courant continu ou alternatif à variation de fréquence).
    • rendement énergétique important entraînant une diminution des coûts à la conception (puissance installée plus faible) et des consommations moindres à l’exploitation.
  • précision dans les déplacements et sur la régulation de vitesse.
  • …

(-)

  • Entretien nécessitant une main d’œuvre qualifiée.
  • …

Les moteurs à attaque directe (« Gearless » ou sans treuil)

Photo moteurs à attaque directe.

Moteur gearless classique.

Les moteurs à attaque directe sans réducteur ont fait leur apparition avec la venue des variateurs de fréquence. Les installations deviennent tellement compactes qu’ils est possible à l’heure actuelle de se passer de local des machines sur le toit des immeubles.

Ce système est énergétiquement performant principalement de part la présence d’un variateur de fréquence qui optimise la consommation énergétique; la réduction des pertes mécaniques vu l’absence de réducteur contribuant aussi à l’optimisation de l’efficacité énergétique.

Certains constructeurs annoncent des rendements énergétiques de l’ordre de 80 %.

Les moteurs à attaque directe ont les principaux avantages et inconvénients suivants :
(+)

  • vitesse optimisée par le variateur de fréquence.
  • compacité du système.
  • pas de cabanon technique nécessaire pour les ascenseurs.
  • précision dans les déplacement et sur la régulation de vitesse.
  • pertes mécaniques réduites.
  • efficacité énergétique intéressante.
  • pas de lubricant.
  • faible niveau de bruit.
  • poids réduit.
  • …

(-)

  • la compacité peut entraîner des difficultés de maintenance.
  • difficulté d’intervention dans la cage d’ascenseur.
  • …

Les motopompes hydrauliques

Photo motopompes hydrauliques.

Les groupes motopompes utilisés dans les ascenseurs hydrauliques sont composés essentiellement :

  • d’une pompe hydraulique de mise en pression de l’huile dans le cylindre,
  • d’un moteur électrique d’entraînement de la pompe,
  • d’une vanne de réglage de débit pour la descente de l’ascenseur,
  • d’un réservoir à huile,
  • d’une régulation,
  • …

La consommation électrique du moteur d’entraînement est due en grande partie au fait que, dans le principe même d’un ascenseur hydraulique, il n’y a pas de contre-poids. De plus, dans une moindre mesure et pour une même charge, les consommations :

  • des motopompes centrifuges, par exemple, varient avec le cube de la vitesse,
  • des moteurs-treuils, par exemple, varient proportionnellement à la vitesse.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

NBN EN 13779 (2007) concernant la ventilation des bâtiments non résidentiels

NBN EN 13779 (2007) concernant la ventilation des bâtiments non résidentiels

Domaine d’application

Cette norme s’applique bien à la conception de systèmes de ventilation, de conditionnement d’air et de climatisation des locaux d’un bâtiment tertiaire, exclus les bâtiments à ventilation naturelle.

Les immeubles de bureaux et de services, les bâtiments destinés à l’enseignement ou ayant une autre destination spécifique doivent désormais respecter l’annexe C3 de la réglementation PEB qui se base essentiellement sur la NBN ISO « ventilation dans les bâtiments non-résidentiels ». Cette norme doit donc désormais être considérée comme un complément d’information à l’annexe C3.

Sommaire de la norme

INTRODUCTION

1 Domaine d’application
2 Références normatives
3 Termes et définitions
4 Symboles et unités
5 Accord sur les critères de conception
5.1 Généralités
5.2 Principes
5.3 Caractéristiques générales du bâtiment
5.4 Données relatives à la structure
5.5 Description géométrique
5.6 Utilisation des pièces
5.7 Exigences pour les pièces
5.8 Exigences relatives aux systèmes
5.9 Spécifications générales pour le système de commande et de suivi
5.10 Spécifications générales pour la maintenance et la sécurité de fonctionnement
5.11 Phase du projet : Du lancement à l’exploitation
6 Classification
6.1 Spécification des types d’air
6.2 Classification de l’air
6.3 Tâche du système et type de systèmes de base
6.4 Condition de pression dans la pièce
6.5 Puissance spécifique du ventilateur
6.6 Récupération de chaleur
7 Environnement intérieur
7.1 Généralités
7.2 Zone d’occupation
7.3 Environnement thermodynamique
7.4 Qualité d’air intérieur
7.5 Humidité de l’air intérieur
7.6 Environnement acoustique

ANNEXE A (informative) Lignes directrices de bonne pratique
ANNEXE B (informative) Aspects économiques
ANNEXE C (informative) Liste de vérification pour la conception et l’utilisation de systèmes avec une faible consommation d’énergie
ANNEXE D (informative) Calcul de l’efficacité énergétique des ventilateurs et des caissons de traitement d’air – Calcul et vérification de la SFP, SFPE et SFPV
ANNEXE E (informative) Efficacité de ventilation et de diffusion de l’air
BIBLIOGRAPHIE

Concentration de polluants dans l’air neuf

La qualité de l’air extérieur influence la conception d’un système de ventilation, de conditionnement d’air ou de climatisation. La norme donne à titre indicatif des exemples de niveaux de concentration de polluants dans l’air neuf :

Type de zones externes Concentrations
CO2 [ppm] CO [mg/m³]  

NO2 [µg/m³]

 

 SO2 [µg/m³] Total PM* [mg/m³] PM10** [µg/m³
Milieu rural 350 < 1 5 à 35 < 5 < 0,1 < 20
Milieu faiblement urbanisé 375 1 à 3 15 à 40 5 à 15 0,1 à 0,3 10 à 30
Milieu fortement urbanisé 400 2 à 6 30 à 80 10 à 50 0,2 à 1 20 à 50

Total PM*: total des particules présentes dans l’air (tous diamètres confondus).
PM10**: particules ayant un diamètre aérodynamique jusqu’à 10 µm.

Classification par le niveau de CO2

La concentration en CO2 est un bon indicateur du niveau d’activité humaine. Voici les différentes qualités d’air que l’on peut rencontrer dans des zones activité humaine :

Qualité de l’air

Niveau de CO2 au dessus de l’air extérieur dans les locaux en ppm

Plage type

Valeur par défaut
INT 1 Excellente qualité
< 400
350
INT 2 Qualité moyenne
400-600
500
INT 3 Qualité modérée
600-1000
800
INT 4 Qualité basse
>1000
1200

Classification indirecte par taux d’air neuf par personne

Cette méthode est pratique pour le dimensionnement rapide des taux d’air neuf dans les espaces. Voici les valeurs par rapport à la qualité d’air :

Qualité de l’air

 Débit d’air neuf par personne [l/s.pers]
Zone non-fumeurs Zone fumeurs
Plage type Valeur par défaut Plage type

 

 Valeur par défaut

 
INT 1

Excellente qualité

 > 15 20 > 30 40
INT 2

Qualité moyenne

 10-15 12,5 20-30 25
INT 3

Qualité modérée

 6-10 8 12-20 16
INT 4

Qualité basse

 < 6 5 < 12 10

Type de régulation de la qualité de l’air

Suivant la qualité de l’air, les systèmes de ventilation, de conditionnement d’air et de climatisation doivent être régulés. Sur cette base, une classification des systèmes est établie en fonction de leur aptitude à être régulé. On distingue différents types de régulation :

Type

 Description
Sans régulation Le système fonctionne constamment.
Régulation manuelle Le système fonctionne par commutation manuelle.
Régulation temporelle Le système fonctionne sur minuterie ou assimilé.
Régulation par l’occupation Le système fonctionne par détection de présence.
Régulation sur demande (nombre de personnes) Le système fonctionne suivant le nombre de personne dans la zone.
Régulation sur demande (détecteurs de gaz) Le système mesure directement les paramètres intérieurs par détecteur CO2, COV, …

Type de régulation des conditions thermodynamiques

Dans le local, la température et l’humidité doivent être régulées afin de répondre aux conditions de confort.

Elles peuvent être régulées par l’association d’éléments de chauffage, de refroidissement, d’humidification et/ou de déshumidification. Si ces éléments agissent directement sur la ventilation, on parle de système « tout air ». Par contre, si la ventilation est associée à des éléments indépendants (tels que radiateur, plafond froid, …) on parle de systèmes mixtes.

Condition de pression dans le ou les locaux

La norme donne des valeurs de pression dans les locaux afin de maîtriser le sens du flux par une différence entre les débits de pulsion et d’extraction. Dans certaines zones (comme dans les zones à risque de contamination contrôlé des hôpitaux par exemple) il est nécessaire que certains locaux soient inclus dans une cascade de pressions différentielles positives ou négatives selon le cas afin de s’assurer que la contamination ou les polluants soient confinés au bon endroit.

Description (situation sans vent et sans effet de tirage)

Condition de pression en débits
PC1 : Dépression

1,15 qfourni < qrepris

PC2 : Légère dépression

1,05 qfourni < qrepris < 1,15 qfourni

PC3 : Uniforme

0,95 qfourni < qrepris < 1,05 qfourni
PC4 : Légère surpression

0,85 qfourni < qrepris < 0,95 qfourni

PC5 : Surpression

 qrepris < 0,85 qfourni

Puissance spécifique des ventilateurs

La puissance spécifique du ventilateur SFP dépend de la perte de charge, de l’efficacité du système et de la conception du moteur et du système d’entraînement.

Classe

Puissance électrique par m3/s transporté
SFP1 … < 500 W par m³/s
SFP2 500  < … < 750 W par m³/s
SFP3 750  < … < 1250 W par m³/s
SFP4 1250 < … < 2000 W par m³/s
SFP5 2000< …  W par m³/s

La norme recommande des ordres de grandeur de puissances spécifiques énergétiquement intéressantes suivant le système installé :

Ventilateur Application Puissance spécifique des ventilateurs
Valeur par défaut
d’air fourni

système de climatisation

 SPF

système de ventilation sans récupérateur de chaleur

 SPF3
d’air repris

système de climatisation et système de ventilation avec récupération de chaleur

 SPF3

système de ventilation sans récupérateur de chaleur

 SPF2

Zone d’occupation

Les critères de confort doivent être respectés dans la zone d’occupation. Cette zone d’occupation définit le volume de base qui servira de base de dimensionnement.

Schéma zone d'occupation.

Distance des parois par rapport à la zone d’occupation

Valeur en [m]

Plage type

Valeur par défaut
A : sol 0 à 0,2 0,05
B : hauteur utile 1,3 à 2 1,8
C : devant les fenêtres et les portes extérieures 0,5 à 1,5 1
D : tient compte des techniques spéciales 0,5 à 1,5 1
E : mur extérieur 0,15 à 0,75 0,5
F : mur intérieur 0,15 à 0,75 0,5
G : devant les portes intérieures – –

Environnement thermique

Température

Les valeurs qui sont données dans la norme sont des ordres de grandeur sur base d’hypothèses prises avec des valeurs assimilées à une activité sédentaire (habillement, métabolisme type bureau). Il est vivement conseillé aux concepteurs de projet d’étudier au cas par cas les conditions d’occupation des locaux, le type d’activité intra muros, …

Paramètres

  Situation Plage type Valeur par défaut
Température de fonctionnement [°C] période hivernale avec chauffage 19-24 21
Période estivale avec refroidissement 23-26 26
Vitesse de l’air [m/s] Température d’air locale = 20°C 0,1 à 0,16 < 0,13
Température d’air locale = 21°C 0,1 à 0,17 < 0,14
Température d’air locale = 22°C 0,11 à 0,18 < 0,15
Température d’air locale = 24°C 0,13 à 0,21 < 0,17
Température d’air locale = 26°C 0,15 à 0,25 < 0,20

Débit d’air

Les valeurs qui sont données dans la norme sont des ordres de grandeur sur base d’hypothèses tenant compte de l’occupation humaine, l’autorisation ou pas de fumer et des sources de polluants autres que celles liées à l’activité humaine (détergent, désinfectant, polluant dans les matériaux, …). Il est vivement conseillé aux concepteurs de projet d’étudier au cas par cas les conditions d’occupation des locaux, le type d’activité intra muros, …

Pour déterminer les paramètres de qualité de l’air, la norme précise les surfaces par défaut nécessaires par personne en fonction de l’activité; c’est une autre façon de travailler par rapport à la méthode du taux d’air neuf par personne:

Type de local

Surface au sol par personne [m2/pers]
Bureau paysagé 12
Petit bureau 10
Salle de réunion 3
Grand magasin 4
Salle de classe 2,5
Salle d’hôpital 10
Chambre d’hôtel 10
Restaurant 1,5

Ces valeurs permettent d’évaluer par le calcul les débits d’air fournis et repris.

Humidité de l’air

La norme définis certains critères de conception (en tenant compte des aspects énergétiques, des conditions climatiques hiver/été, des risques de condensation et des options sur la manière de réguler l’humidité de l’air intérieur) :

  • humidité absolue, valeur minimale en hiver et/ou valeur maximale en été ;
  • humidité relative, nécessaire pour la définition des valeurs minimales et/ou maximales ;
  • risques de condensation et dommages dus à l’humidité dans les structures et les systèmes (prise en compte des températures de surfaces et/ou des conditions de pression) ;
  • régulation de l’humidité de l’air intérieur.

Acoustique

Le tableau ci-dessous définit les pressions acoustiques admissibles que le système de ventilation ou de climatisation peut transmettre aux locaux.

    Type de bâtiment Type de local  

Niveau de pression acoustique en dB(A)
Plage type
 Valeur par défaut
Résidentiel salle de séjour 25-40 32
chambre 20-35 26
Établissements dédiés aux enfants
 écoles maternelles, crèches 30-45 40
Lieux publics auditoriums 30-35 33
bibliothèques 28-35 30
cinémas 30-35 33
tribunaux 30-40 35
musées 28-35 30
Lieux commerciaux magasins de détail 35-50 40
grands magasins 40-50 45
supermarchés 40-50 45
grandes salles d’ordinateurs 40-60 50
petites salles d’ordinateurs 40-50 45
Hôpitaux couloirs 35-45 40
salles d’opération 30-48 40
salles de consultation 25-35 30
chambre de nuit 20-35 30
chambre de jour 25-40 30
Hôtels accueil 35-45 40
salles de réception 35-45 40
chambres (pendant la nuit) 25-35 30
chambres (pendant le jour) 30-40 35
Bureaux petits bureaux 30-40 35
salles de conférence 30-40 35
bureaux paysagés 35-45 40
bureaux compartimentés (cabines) 35-45 40
Restauration cafétéria 35-50 40
restaurants 35-50 45
cuisines 40-60 55
Écoles salles de classe 30-40 35
couloirs 35-50 40
gymnases 35-45 40
salle des professeurs 30-40 35
Sport stades couverts 35-50 45
piscines 40-50 45
Général toilettes 40-50 45
vestiaires 40-50 45

Apports de chaleur interne

Ils sont dus à l’activité humaine et au dégagement calorifique des équipements prévus dans le local (éclairage, bureautiques, monitoring, …).

Le tableau ci-dessous donne des valeurs de chaleur humaine en fonction de l’activité pour une température de 24°C.

Activité

Chaleur totale [W/pers]

Chaleur sensible [W/pers]
Se reposant

80

 55
Assis

100

 70
Sédentaire (bureau, école, …)

125

 75
Debout, activité légère

170

 85
Debout, activité moyenne

210

 105
Marche à la vitesse de 5 km/h 360 120

En ce qui concerne les dégagements calorifiques des équipements, la norme précise qu’il est nécessaire de les choisir avec une efficacité énergétique valable (2,5 W/m².100 lux pour un luminaire en éclairage direct par exemple).

Emplacement des prises d’air et des évents

Prise d’air

La norme définit certaines dispositions à respecter pour les prises d’air extérieures :

  • Le placement préférentiel de la prise d’air est face aux vents dominants.
  • Le dimensionnement de la prise d’air non protégée s’effectue sur base d’une vitesse d’air maximum de 2 m/s.
  • Les principales distances à respecter par rapport à la prise d’air sont reprises dans le tableau suivant :
Exigences ISO en [m]
Distance au sol. 1,5 x l’épaisseur de neige maximum
Distance min des sources polluantes (point de ramassage d’ordure, parking de plus de 3 voitures, … 8

Rejets d’air

La norme européenne ISO  définit certaines dispositions à respecter pour les rejets d’air vers l’extérieur.
Si une bouche de rejet d’air est disposée sur un mur, elle doit respecter les prescriptions suivantes :

  • Les rejets d’air doivent se trouver à plus de 8 m d’un immeuble voisin.
  • Les rejets d’air doivent se trouver à plus de 2 m d’une prise d’air neuf située sur le même mur et de préférence au-dessus de celle-ci.
  • Le débit d’air par bouche ne peut dépasser 0,5  m3/s et la vitesse de l’air au droit de la bouche doit dépasser 5 m/s.

Distance entre prise et rejet d’air

Si une de ces conditions n’est pas respectée, les rejets d’air doivent être installés en toiture.

Choix des filtres à air

Le choix et le dimensionnement des filtres sont fonction :

  • du temps de fonctionnement;
  • de la qualité de l’air à filtrer;
  • de la qualité de l’air extérieur.

Le tableau ci-dessous reprend la classe des filtres suivant les critères de choix précédents :

Qualité de l’air intérieur

Qualité de l’air neuf

air pur

poussière

Concentration très élevée
Élevée
F9
F7+F9
F5+GF*+F9
Moyenne
F8
F6+F8
F5+GF*+F9
Modérée
F7
F5+F7
F5+F7
Basse
F6
F5+F6
F5+F6
*GF : filtre à gaz.

Sans rentrer dans les détails, la chaîne de filtration se compose principalement d’un préfiltre destiné à protéger l’installation de préparation de l’air (batterie, ventilateur, …) et d’un filtre finisseur permettant, lui, de respecter la classe de filtration de la zone à ventiler. Idéalement, la norme propose de choisir pour le préfiltre la classe F7 et pour le filtre finisseur la classe F9.

Récupération de chaleur

Suivant le degré de pollution de l’air repris, la norme conseille de mettre en place une récupération de la chaleur extraite. Voici un tableau synthétisant le type de récupération possible si énergétiquement (dans le cas de grands débits et de longues périodes de fonctionnement) et économiquement cela peut se justifier :

Niveau de pollution de l’air repris

Type de récupération
Faible (bureau, couloir escalier, classes, …)
Recyclage de l’air repris.

Modéré (magasins, vestiaire, … )

Échangeur air/air à plaque.
Élevé (WC, laboratoire, fumoirs, …)

Échangeur air/air à plaque (étanchéité renforcée).
Très élevé (Cuisine, locaux à déchets, …)

Échangeur à eau glycolée.

Recyclage et transfert d’air repris

Niveau de pollution de l’air repris

Recyclage de l’air repris

Utilisation de l’air transféré
Faible (bureau, couloir escalier, classes, …) OUI OUI
Modéré (magasins, vestiaire, … )

NON

OUI*
Elevé (WC, laboratoire, fumoirs, …)

NON

NON
Très élevé (Cuisine, locaux à déchets, …)

NON

NON

(*) vers des locaux de moindre classe de qualité de l’air (WC, garage, …)

Étanchéité du système

Un niveau d’étanchéité du système correct permet de réduire les pertes énergétiques. De manière générale, on estime que le niveau de fuite du système ne doit pas dépasser 2% du débit d’air total de l’installation envisagée.

Étanchéité du bâtiment

Système de ventilation

Type de bâtiment

Taux de renouvellement [h-1]
Double flux (système D)

haut (>3 étages)

 < 1 pour pression entre deux façades de 50 Pa.

bas

< 2 pour pression entre deux façades de 50 Pa.

Ventilation régulée à la demande

D’expérience, on peut réduire énormément la consommation énergétique en adaptant la ventilation aux besoins réels.
La ventilation peut être commandée de manière simple selon un marche/arrêt :

  • par interrupteur manuel;
  • par combinaison avec un interrupteur d’éclairage ;
  • par une horloge;
  • par un contact de fenêtre.

Suivant une demande variable des besoins dans les pièces d’occupations, les débits de ventilation peuvent être adaptés par :

  • détecteurs de mouvement;
  • compteurs;
  • détecteurs de CO2;
  • détecteurs de gaz mélangés (COV);
  • détecteur infrarouge.

Faible consommation d’énergie

La puissance spécifique d’un ventilateur est fonction de la perte de charge, de l’efficacité du ventilateur et de la conception du moteur (transmission par courroie, accouplement direct…).

Afin de réduire au maximum les consommations d’énergie et les équilibres de pression d’un système de ventilation, les pertes de charge doivent être les plus faibles possible :

Sans rentrer dans les détails, la norme recommande de ne pas dépasser les pertes de charge suivantes pour les composants d’un caisson de traitement d’air:

Composant

 Pertes de charge totales du système [Pa]
basse

normale

 forte

Réseau de conduits d’air fourni

 200 300 600
Réseau de conduits d’air rejeté 100 200 300
Serpentin de chauffage 40 80 100
Serpentin de rafraîchissement 100 140 200
Appareil de récupérateur de chaleur H3* 100 150 250
Appareil de récupérateur de chaleur H2-H1* 200 300 400
Humidificateur 50 100 150
Laveur d’air 100 200 300
Filtre à air F5-F7 par section** 100 150 250
Filtre à air F8-F9 par section** 150 250 400
Filtre à air de particules à haute efficacité 400 500 700
Filtres à gaz 150 150 250
Silencieux 30 50 80
Dispositif terminal 30 50 100
Bouche de soufflage et d’extraction 20 50 70

 

Pour info la nouvelle EN 16798-2017 (annulant et remplaçant l’EN 13779) a repris la sémantique standardisée des flux d’air déjà présente dans EN 13779 notamment pour les CTA :

–   

–        ODA (OutDoor Air) = Air neuf

–        EHA (ExHaust Air) = Air rejeté

–        ETA (ExTract Ait) = Air extrait

–        SUP (Supply Air) = Air Soufflé (aussi dit Air Fourni par les mauvais traducteurs )

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Salles d’opération [éclairage]

Salles d'opération

Le niveau d’éclairement

Certaines caractéristiques de plaies et de tissus, bien que différentes par nature, ne se distinguent souvent, au niveau des contrastes de luminance, que par quelques points seulement, exprimés en pourcentage. Par conséquent, l’opérateur doit faire preuve d’une acuité visuelle particulièrement élevée, pour être sûr de reconnaître les infimes différences de luminosité.

Pour que l’œil puisse distinguer de très faibles nuances de luminosité, il faut d’une part un haut niveau de luminance d’environnement et un temps l’adaptation de l’œil assez long.

La figure montre l’évolution de l’acuité visuelle en fonction de la tâche visuelle et de la luminance des objets. La situation 3 représente la situation couramment rencontrée lors d’une opération. Une deuxième abscisse montre le niveau d’éclairement nécessaire pour atteindre ces luminances si le facteur de réflexion des objets est de 0,05 (tissus foncés). Ainsi pour que l’acuité visuelle puisse tendre vers un maximum, le niveau d’éclairement du champ opératoire doit souvent atteindre 100 000 lux.

Il n’est évidemment pas nécessaire de maintenir de tels niveaux d’éclairement dans l’ensemble de la salle d’opération. Cependant, on a vu que l’acuité visuelle maximum demande un temps d’adaptation assez long. C’est pourquoi, il est nécessaire de maintenir un éclairement suffisamment important sur les pourtours du champ pouvant être parcourus du regard par le chirurgien, pour éviter des troubles d’adaptation, dus à des différences de luminance trop marquées.

Les reliefs

La visualisation de la structure des tissus, des cavités étroites nécessite une lumière permettant de faire ressortir les reliefs peu prononcés. Cela sera possible grâce à un éclairage ayant à la fois une composante rasante et une composante perpendiculaire.

Le spectre et la couleur

L’interprétation de l’état du patient dépend fortement de la très bonne restitution des couleurs des plaies ou tissus.

Température de couleur de 4 500 K et  de 3 000 K.

La vision des couleurs dépend de la sensibilité de l’œil mais aussi d’une composition la plus homogène possible du spectre de la source lumineuse. La lumière idéale de ce point de vue est la lumière naturelle (IRC = 100, Température de couleur = 5 600 K). Les lampes émettant une lumière chaude (3 000 K env.) possède trop de jaune et de rouge, ce qui peut altérer la vision correcte en salle d’opération. Pour obtenir une lumière blanche, il faut une température de couleur supérieure à 4 500 K.

Les ombres

Les instruments, les mains ou la tête de l’opérateur peuvent masquer ou assombrir la lumière du champ opératoire. La manière la plus efficace pour supprimer de telles ombres portées consiste à doter l’éclairage opératoire d’une lumière inondant le champ selon un angle spatial le plus large.

Les rayonnements infrarouges

Pour empêcher le dessèchement des tissus, dû au rayonnement thermique émis par les lampes, il faut que la lumière émise comprenne le moins de rayonnement infrarouge possible. La suppression de ce rayonnement profite aussi à l’opérateur qui peut subir lors des longues interventions des contraintes thermiques au niveau de la tête.

Les reflets

Lorsque le diamètre du champ lumineux est trop important, il y a des risques d’éblouissement de l’opérateur par réflexion de la lumière sur des objets se trouvant en périphérie du champ opératoire. C’est pour cela qu’il faut limiter le diamètre du champ lumineux à 20 .. 35 cm.

Au sein de ce champ lumineux, la lumière sera considérée comme agréablement répartie si son intensité suit le profil suivant en fonction du rayon du faisceau lumineux.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Types d’ascenseurs

Types d'ascenseurs

Familles d’ascenseurs

On distingue essentiellement deux types de familles d’ascenseur :

  • les ascenseurs à traction à câble,
  • les ascenseurs hydrauliques.

En règle générale, ces deux types utilisent l’énergie électrique pour déplacer les cabines verticalement (moteur électrique continu ou alternatif).

Ascenseur à câbles.

Ascenseur hydraulique.

Les ascenseurs hydrauliques

Principe

Comme toute machine hydraulique la pompe met sous pression l’huile qui pousse le piston hors du cylindre vers le haut. Lorsque la commande de descente est programmée, le bypass (vanne) de la pompe permet de laisser sortie l’huile du cylindre vers le réservoir.

  

Description

Les ascenseurs hydrauliques sont utilisés en général pour satisfaire des déplacements relativement courts de l’ordre de 15 à 18 m maximum.

Plusieurs modèles existent sur le marché. On citera les ascenseurs hydrauliques :

  • à cylindre de surface,
  • à cylindre enterré,
  • télescopiques à cylindre de surface.

Ce type d’ascenseur n’est pas très présent sur le marché belge.

À cylindre enterré.

À cylindre de surface.

À cylindre de surface télescopique.

Les ascenseurs hydrauliques se composent principalement de :

  • d’une cabine,
  • de guides,
  • d’un ensemble pistons-cylindres hydrauliques placé sous la cabine de l’ascenseur,
  • d’un réservoir d’huile,
  • d’un moteur électrique accouplé à une pompe hydraulique,
  • d’un contrôleur,
  • …

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,
  • …

Énergie

Énergétiquement parlant les ascenseurs hydrauliques posent un problème dans le sens où il n’y a pas de contre-poids qui équilibre la cabine comme dans les systèmes à traction à câble par exemple.

Avantages et inconvénients

Ci-dessous, on trouvera les principaux avantages et inconvénients des ascenseurs hydrauliques :
(+)

  • Précision au niveau du déplacement (mise à niveau) ;
  • réglage facile de la vitesse de déplacement ;
  • ne nécessite pas de cabanon de machinerie ;
  • implantation facile dans un immeuble existant ;
  • …

(-)

  • Course verticale limitée à une hauteur entre 15 et 18 m ;
  • risque de pollution des sous-sol ;
  • consommation énergétique importante ;
  • nécessiter de renforcer la dalle de sol ;
  • …

Les ascenseurs à traction à câbles

Description

Les ascenseurs à traction à câbles sont les types d’ascenseurs que l’on rencontre le plus, notamment dans les bâtiments tertiaires.

Ils se différencient entre eux selon le type de motorisation :

  • à moteur-treuil à vis sans fin,
  • à moteur-treuil planétaire,
  • à moteur à attaque directe (couramment appelé « Gearless » ou sans treuil),
  • …

Ascenseur à moteur-treuil.

Ascenseur à moteur à attaque directe.

Quel que soit le type, les ascenseurs à traction à câbles comprennent généralement :

  • une cabine,
  • un contre-poids,
  • des câbles reliant la cabine au contre-poids,
  • des guides,
  • un système de traction au-dessus de la cage de l’ascenseur,
  • …

Énergie

Énergétiquement parlant les ascenseurs à traction à câbles sont plus intéressants que les ascenseurs hydrauliques dans le sens où le contre-poids réduit fortement la charge quelle que soit le type de motorisation.

Avantages et inconvénients

Ci-dessous, on trouvera les principaux avantages et inconvénients des ascenseurs hydrauliques :
(+)

  • Course verticale pas vraiment limitée ;
  • suivant le type de motorisation précision au niveau de la vitesse et du déplacement ;
  • rapidité de déplacement ;
  • efficacité énergétique importante ;
  • pas de souci de pollution ;
  • …

(-)

  • En version standard, nécessite un cabanon technique en toiture ;
  • exigence très importante sur l’entretien ;
  • …
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Repérer l’origine des consommations [Electrique]

Repérer l'origine des consommations

Simulation de sa propre consommation

Calculs

 Vous pouvez accéder à un programme conçu pour simuler la consommation électrique d’un bâtiment neuf ou existant.

Il s’applique particulièrement aux bâtiments de type bureaux ou écoles (un outil permettant de simuler la consommation électrique d’un hôpital est en cours de développement au sein de l’Ademe en France).

Sur base de caractéristiques propres au bâtiment (nombre d’occupants, nombre de repas cuisinés en interne, …), il estime la consommation énergétique annuelle (en kWh/an) et la pointe quart-horaire par grand poste consommateur et pour l’entièreté du bâtiment.

En modifiant directement certaines données du programme, il est déjà possible d’en estimer l’impact d’une amélioration.

Par exemple : que peut-on gagner en modifiant les horaires de fonctionnement ? Ou quel est l’impact sur la pointe quart-horaire si on arrête l’extraction sanitaire de 11 à 12 h ? …

Ratios moyens par secteur d’activité

Des ratios de consommation de diverses provenances sont disponibles dans la littérature.

Il faut être attentif au fait que certains comparent la consommation de chaque usage à la consommation électrique totale du bâtiment, d’autres se réfèrent à la consommation énergétique globale (électricité + combustible).

Source : Laborélec

Le plus gros consommateur électrique du secteur tertiaire est l’éclairage. Il représente environ 40 % de la consommation totale d’électricité de l’entièreté du secteur (tous types d’activité confondus), soit, pour la Belgique, environ 5 700 GWh/an.

Une amélioration de 1 % du rendement des installations d’éclairage signifierait une économie de 5,7 millions € et permettrait d’éviter, chaque année, 20 500 tonnes d’émissions de CO2, 62 tonnes de SO2, 46 tonnes de NOx et 5 tonnes de suie.

Source : AICVF

D’après l’AICVF (Association française des Ingénieurs en Climatique, Ventilation et Froid), les chiffres suivants sont rencontrés :

Pourcentage de la consommation énergétique totale [%]
– Chauffage et climatisation Eau chaude sanitaire Cuisson Éclairage Autres

Bureaux

 60 8 1 14 17

Écoles

 81 6 4 6 3

Établissements de soin

 65 11 5 10 9

Hôtels et restaurants

 48 13 25 7 7
– Eau chaude sanitaire
[kWh/chamb.an]		 Cuisson
[kWh/repas]		 Éclairage
[kWh/m².an]

Bureaux

 – – 40

Écoles

 – – 10

Établissements de soin

 – 1,5 30

Hôtels et restaurants

 1 500 1 .. 1,5
(en collectif)
2,5 .. 5
(à la carte)		 27

Source : STEM

Les ratios suivants sont issus d’une étude réalisée par le département STEM de l’Université USSIA d’Antwerpen : »De energievraag en de besparingmogelijkheen in de tertiaire sector in België 1992-2003″. Cette étude fut publié par l’Institut de Conseils et d’Études en Développement Durable dans le recueil « Consommation énergétique dans le secteur tertiaire en Belgique » pour le compte d’Eurostat (1998).

Répartition des consommations électriques par usage en Belgique [%]
Éclairage Traitement d’air Refrigération Pompes de circulation Chauffage
Eau chaude sanitaire 		Autres

Hôtels et restaurants

 40,7 11,2 16,9 5,5 3,4 22,2

Établissements de soin

 37,4 32,3 7,8 5,8 3,6 13,1

Écoles

 59,1 19,7 1 9,8 3,3 7,1

Services aux personnes

 68,5 4,5 6,5 3,4 3,7 13,4

Bureaux et administrations

 47,2 19,3 1 4,5 3,9 24,1

Commerces

 39,8 19,9 23,5 5,5 5,1 6,2

Total secteur tertiaire

 45,8 18,7 11 5,3 4,2 15,0

Source : ICEDD

Périodiquement, l’ICEDD réalise un bilan énergétique de la Wallonie pour le compte du SPW. Les ratios ci-dessous sont ceux de 2012 et présentent la répartition de la consommation d’électricité du secteur tertiaire par usage.

Répartition des consommations électriques par usage en Wallonie [%]
Éclairage Chauffage et eau chaude
 Conditionnement d’air Pompes et ventilateur de circulation Froid Autres

Commerce

 39 4 11 6 16 24

Transport communication

 24 4 10 9 0 53

Banques assurances services aux entreprises

 35 2 13 15 0 35

Enseignement

 61 2 9 9 4 15

Soins santé

 32 1 8 6 0 53

Culture et sport

 23 4 9 8 0 55
Autres services 23 4 9 8 0 55
Administration 35 2 13 15 0 35
Divers 54 0 0 0 0 46

Total secteur tertiaire

 40 3 9 7,5 6,5 34

Découvrez cet exemple de gestion des consommations électriques aux FUNDP de Namur.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Production de radio interférence [éclairage]

Production de radio interférence [éclairage]

Les ballasts ou encore les transformateurs pour lampes halogènes basse tension produisent des signaux haute fréquence qui peuvent affecter les autres consommateurs électriques.

Les luminaires choisis doivent donc être protégés pour éviter ce genre de désagrément. Tel est le cas des luminaires portant les marquages :

P2313-4.gif (1251 octets)  P2313-5.gif (1500 octets)  P2313-6.gif (1173 octets)  P2313-7.gif (1318 octets)

  • Pour les luminaires à ballast électromagnétique.
  • Pour les luminaires à ballast électronique.
  • Pour tout luminaire.

En principe, les luminaires marqués « CE » respectent toutes les exigences de qualité et de sécurité prescrites par les normes. Cependant, vu le caractère obligatoire de ce marquage depuis le 1er janvier 1997, les luminaires sont maintenant tous marqués « CE » par leur fabricant, qui ne sont pas tenu de faire vérifier leurs appareils par un organisme de contrôle. Seul un marquage européen « ENEC » garantit le contrôle des produits par un organisme tiers.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Interpréter la fiche d’entretien d’une chaudière

Interpréter la fiche d'entretien d'une chaudière

 

L’attestation de contrôle d’un générateur de chaleur et ses paramètres

La fiche d’entretien est un document qui, selon l’Arrêté wallon du 29/01/2009, doit être établi par un technicien agréé, au terme de l’entretien obligatoire des chaudières. Un modèle type à utiliser est disponible sur le site de l’AWAC.

Cette fiche contient le relevé des différents paramètres que l’on mesure pour calculer le rendement de combustion de la chaudière.

Caractéristiques de l’alimentation en fuel

La fiche d’entretien reprend les caractéristiques du gicleur installé sur le brûleur : calibre en [gal/h] ou [kg/h] et son angle de pulvérisation, ainsi que la pression d’alimentation en combustible en [bar].

Le calibre et la pression permettent de calculer la puissance du brûleur par les formules :

où,

  • qfuel = débit de fuel
  • qgicleur = calibre du gicleur
  • p = pression de la pompe fuel

Pbrûleur [kW] = qfuel [litres/h] x 10 [kWh/litre]

On peut comparer cette puissance à la puissance utile de la chaudière et se rendre ainsi compte de la charge de la chaudière. Par exemple, une puissance de brûleur inférieure à la puissance de la chaudière permet d’augmenter le temps de fonctionnement du brûleur, ce qui est favorable à une bonne combustion (moins de cycles de démarrage/arrêt). Diminuer la puissance du gicleur par rapport à la puissance de la chaudière permet également d’augmenter le rendement de combustion (la surface d’échange par kW de flamme est plus grande et les fumées ressortent plus froides). Une limite existe cependant : si la puissance du brûleur est trop faible (moins de 50 .. 60 %), les fumées se refroidissent tellement que des condensations risquent d’apparaître dans la chaudière.

Remarque : si on se trouve en présence d’un brûleur 2 allures, chacun des essais correspondant à la mesure des paramètres de combustion pour chaque allure.

Exemple.

Sur une attestation d’entretien, on retrouve :

  • Puissance chaudière : 465 000 [kCal/h] (ou 539 kW)
  • Gicleur : 5 [gal/h]
  • Pression pompe : 19 [bar]

Le débit du brûleur est donc de :

La puissance du brûleur est de :

31,1 [l/h] x 10 [kWh/l] = 311 kW

La chaudière est donc chargée à :

311 [kW] / 539 [kW] = 58 [%]

Remarquons que la fiche d’entretien ne reprend pas une troisième caractéristique du gicleur : le type de pulvérisation. Si, après entretien, les performances de l’installation ont diminué, sans explication, par rapport à l’entretien précédent, il peut être bon de vérifier auprès du technicien d’entretien si le type du gicleur n’a pas été modifié.

Caractéristiques de la cheminée

La dépression dans la buse de cheminée est l’image du tirage de cette dernière, quand le brûleur est en fonctionnement.

Chaudières en dépression

Pour les chaudières fonctionnant en dépression (les chaudières dont on peut ouvrir le regard), il faut que la dépression soit comprise entre 10 et 15 Pa pour permettre une combustion et une évacuation des fumées correctes.

Si « Pression de la cheminée » < 10 PA, le tirage n’est pas suffisant. Il y a alors un risque de surpression dans le foyer, d’introduction de gaz de combustion dans la chaufferie et de production d’imbrûlés (suies, CO).

Si « Pression de la cheminée » > 15 PA .. 20 PA, le tirage est trop important. Les fumées sont aspirées trop rapidement par la cheminée et se refroidissent moins. Il est résultera une baisse de rendement. Cela peut également nuire au démarrage en provoquant un « décrochement » de la flamme et l’arrêt du brûleur. L’installation du régulateur de tirage ou son meilleur réglage (s’il existe) s’impose.

Régulateur de tirage.

Chaudières en surpression

Il est plus difficile de définir des règles de bon fonctionnement. Celles-ci dépendent du type de brûleur et de chaudière. Il faut, en tout cas, être en dépression au niveau de la buse de cheminée. Faute de quoi, des fumées risquent de s’introduire dans la chaufferie.

Améliorer

 Améliorer le tirage de la cheminée.

Indice de noircissement des fumées

L’indice de noircissement des fumées « Indice fumée » ou indice de « Bacharach » est l’image de la production de suie du brûleur. Selon l’AGW du 29 janvier 2009, cet indice ne peut dépasser une valeur de 2.

L’indice de Bacharach est mesuré en aspirant les fumées au travers d’un papier filtre et en comparant à l’échelle de noircissement ci-dessus.

Cela est évidemment trop élevé. Il suffit pour s’en convaincre de voir la mesure la quantité de suie produite pour atteindre un tel indice.

L’objectif est un indice 0. Le label « OPTIMAZ » est obtenu pour un indice maximum de 1. 0 ..1 sont donc des valeurs acceptables. Une amélioration (meilleur réglage ou changement du brûleur) s’impose au-delà de 1.

La formation de suie et de CO (qui composent les d’imbrûlés) sont liés. Une teneur en CO des fumées mesurée de 75 ppm équivaut à un indice de Bacharach de 1.

La production de CO et de suie est le résultat d’un manque d’air comburant :

  • Réglage de l’excès d’air trop faible (s’accompagne alors d’un déficit de CO2 dans les fumées).
  • Manque de ventilation de la chaufferie. Attention, cette ventilation peut être correcte au moment de la mesure et ne plus l’être au quotidien car on avait enlevé le capot du brûleur, car on avait laissé la porte de la chaufferie ouverte, car couramment un séchoir en fonctionnement crée une dépression, …
  • Mauvais choix du couple gicleur, pression de pompe.
  • Inadéquation entre la puissance du brûleur et la puissance de la chaudière. Ces deux derniers éléments perturbent le mélange intime entre le combustible et l’air comburant, au niveau de l’accroche-flamme et du foyer.
  • Tirage incorrect de la cheminée (trop grand, trop faible, inconstant) qui perturbe le développement de la flamme et qui risque de provoquer des retombées dangereuses de CO vers la chaufferie.

Remarquons que si on dispose d’un appareil permettant de mesurer la teneur en CO des fumées (analyseur de combustion électronique), on peut estimer l’émission de CO au démarrage du brûleur (introduire l’analyseur de combustion dans le conduit de fumée, avant d’enclencher le brûleur). Plus celle-ci est élevée (> 120 ppm), plus le brûleur produit de la suie à ce moment et plus vite la chaudière va s’encrasser.

Idéalement, cette mesure de CO devrait être complétée par une mesure manuelle de l’indice de Bacharach pour éviter toute erreur liée à l’interprétation de la mesure de CO de l’appareil électronique.

Teneur en CO2 des fumées

La teneur en CO2 des fumées est une image de la transformation complète du combustible. Plus la teneur en CO2 des fumées est grande, meilleur est le rendement de combustion.

Ordre de grandeur

La teneur maximale en CO2 que l’on peut atteindre dans les gaz de combustion est de 15,2 % pour le fuel (en fonction de la teneur en carbone du combustible) et de 11,9 % pour le gaz naturel. D’un point de vue pratique, il est impossible de régler le brûleur à ces valeurs sans produire d’imbrûlés (suie, CO).
La valeur cible est de

  • 12,5 % pour les chaudières fuel de moins de 400 kW
  • 13 % pour les chaudières fuel de plus de 400 kW (ces deux valeurs sont, en fait les exigences pour l’attribution du label « OPTIMAZ »)
  • 10 % pour les chaudières gaz.

Une teneur de 14 % pour le fuel (pour les brûleurs à flamme bleue) ou 11 % pour le gaz n’est toutefois pas impensable.

Influence du réglage de la combustion et de l’excès d’air

Évolution du contenu des fumées avec l’excès d’air [%].

Une trop faible teneur en CO2, entraînant un mauvais rendement de combustion, peut avoir deux origines :

  • Un excès d’air trop important qui dilue les gaz de combustion. C’est comme si on prenait simplement de l’air à 20°C, qu’on le chauffait à environ 160°C (ou plus) et qu’on le rejetait directement dehors. À titre d’exemple, un excès d’air de 50 % conduit à une perte calorifique d’environ 2 %.
  • Un excès d’air trop faible (c’est plus rare) et donc un manque d’oxygène pour assurer une combustion complète du combustible.

Il vaut donc toujours mieux contrôler aussi par mesure l’excès d’air de combustion. Une valeur de référence est un excès d’air de 17 .. 24 % (valeur qui dépend du tandem brûleur/chaudière). En dessous, il y aura production d’imbrûlés et de monoxyde de carbone (CO) et au dessus, le rendement de combustion diminue.

Réglage d’un brûleur avec analyse en direct des fumées.

Exemple.

en connaissant le % CO2 repris sur la fiche d’entretien, il est possible de connaître l’excès d’air de la combustion :

Excès d’air (calculé) = % CO2 théorique max / % CO2 mesuré

Si le % CO2 mesuré est de 10 % :

Excès d’air = 15,2 % / 10 % = 1,52 ou 52 % d’excès d’air

ce qui est excessif.

Si le % CO2 mesuré est de 14,5 % :

Excès d’air = 15,2 % / 14,5 % = 1,05 ou 5 % d’excès d’air

ce qui est vraisemblablement trop peu pour éviter les imbrûlés.

Un excès d’air de 17 % équivaut à un % CO2 de 13 % et un excès d’air de 20 % équivaut à un % CO2 de 12,5 %.

En résumé

En résumé, on peut dire qu’il faut régler le brûleur pour atteindre le % CO2 maximal tout en évitant :

  • La production de suie dans les chaudières fuel. L’objectif à atteindre est un indice de Bacharach compris entre 0 et 1,
  • La production de CO dans les chaudières gaz. L’objectif à atteindre est de moins de 75 ppm de CO maximum (une pointe de 120 ppm maximum au démarrage est admissible). En Allemagne, une valeur de 30 ppm maximum est imposée.

Notons qu’un réglage trop élevé de la teneur en CO2 peut causer des problèmes. Lors de basse température (hiver), la teneur en oxygène dans l’air est plus importante qu’à température élevée (été). Lorsque la température de l’air ambiant, aspiré par le brûleur augmente, la quantité d’oxygène, pour assurer une combustion correcte, diminue inévitablement. Ceci peut entraîner la formation de suie qui se déposera sur les parois du foyer. Par conséquent :

  • L’échange diminuera dans la chaudière et la température des fumées augmentera.
  • la résistance du foyer augmentera et la quantité d’air de combustion aspirée va diminuer. La production de suie s’accentuera avec comme suite la panne du brûleur.

Dans les anciennes chaudières, la présence d’inétanchéités au niveau du foyer (fentes, portes non étanches, …) peut rendre difficile la réduction de l’excès d’air dans les fumées sans conduire à la production d’imbrûlés. Il est donc impératif de supprimer au maximum les entrées d’air parasites pour garantir un rendement correct.

 Chaudières très anciennes présentant d’importants défauts d’étanchéité au niveau des portes : une carrosserie de chaudière rouille très rapidement si elle est contact avec des fumées. Cette rouille est donc un signe d’inétanchéité de la chaudière.

Améliorer

 Améliorer le réglage du brûleur ou même remplacer le brûleur.

Température des fumées

Moins l’échange de chaleur entre la flamme et l’eau est bon, plus la température des fumées à la sortie de la chaudière (« T°gaz ») est élevée, et plus grandes sont les pertes.

Ordre de grandeur

Les chaudières modernes performantes peuvent fonctionner avec une température de fumée de l’ordre de 120°C, encore moins pour les chaudières à condensation.

Une température de fumée de l’ordre de 160°C (pour le gaz) à 180°C (pour le fuel) peut être considérée comme performante pour une chaudière ancienne.

À titre de comparaison, il n’est pas rare de mesurer, sur d’anciennes chaudières, des températures de fumée de plus de 300°C. Il en résulte une perte et une consommation supérieure d’une dizaine de pour cent par rapport aux chaudières modernes performantes.

Une augmentation de 15°C de la température des fumées entraîne une surconsommation de l’ordre de 1 .. 1,5 %.

Diagnostic

Une température de fumée élevée peut être le résultat

  • d’une mauvaise conception du corps de la chaudière (ancienne chaudière),
  • d’une puissance de brûleur trop importante par rapport à la chaudière,
  • d’un passage trop rapide des fumées dans la chaudière. Cela peut s’expliquer par un tirage trop important de la cheminée,
  • d’un mauvais échange dû à la présence de suie dans la chaudière (1 mm de suie sur la surface de l’échangeur équivaut à une perte de rendement de combustion de 4 à 8 %),
  • d’un brûleur inadapté à la chaudière (puissance trop importante, mauvaise forme de flamme).

Notons que les fabricants de chaudières indiquent dans leur documentation, la température nominale des fumées (à pleine charge et à charge partielle) à laquelle doit théoriquement fonctionner leur matériel.

Extrait de fiche technique d’une chaudière.

On peut considérer qu’un dépassement de plus de 15 % de la valeur constructeur constitue une anormalité. De même, une température de fumée supérieure de 15°C à la valeur mesurée lors du dernier entretien indique souvent un encrassement excessif de la chaudière.

Améliorer

 Placer un régulateur de tirage, diminuer la puissance du brûleur, remplacer le brûleur.

Améliorer

 Remplacer la chaudière.

Améliorer

 Améliorer la maintenance.

Température ambiante

La température ambiante est la température de la chaufferie mesurée à l’entrée du brûleur.

Lorsque la mesure du rendement est effectuée manuellement, la plupart des chauffagistes indiquent par défaut une valeur de 20°C. La température réelle de la chaufferie est bien souvent différente, parfois de plus de 30°C dans d’anciennes chaufferies. Cela change un peu le résultat dans le calcul du rendement.

Exemple.

Valeurs reprises sur la fiche d’entretien :

Teneur en CO2 : 12 %
Temp.cheminée : 223°C
Temp.ambiante : 20°C
Temp.nette : 203°C
Rendement : 90,3 %

Si la température ambiante réelle est de 35°C, le calcul du rendement de combustion donnerait comme résultat : 91,1 %

Rendement

Il s’agit ici du rendement de combustion, c’est-à-dire un rendement instantané lorsque le brûleur est en fonctionnement. Il ne représente donc pas le rendement global de la chaudière durant toute la saison de chauffe, qui est évidemment inférieur puisqu’il prend également en compte les pertes de la chaudière lorsque le brûleur est à l’arrêt.

En dessous de 88 %, le rendement de combustion doit être considéré comme inacceptable et une amélioration doit être apportée.

Si celle-ci s’avère impossible, parce qu’elle entraîne par exemple la production de suie, parce qu’il n’est plus possible de diminuer l’excès d’air du fait de l’usure mécanique de l’alimentation d’air du brûleur, parce que la chaudière présente des inétanchéités trop importantes, il faudra envisager le remplacement du brûleur et éventuellement de la chaudière.

Améliorer

 Améliorer la chaudière.

Améliorer

 Remplacer la chaudière.

En résumé : contrôle des paramètres de la combustion

Contrôle des paramètres de la combustion
Contrôle Causes Conséquences Amélioration
Température de fumée trop élevée Encrassement de la chaudière Perte de rendement Nettoyer la chaudière
Tirage de la cheminée trop important Placer un régulateur de tirage sur la cheminée Régler le régulateur de tirage
Conduit de fumée trop court ou de section trop grande (diminution de résistance de la cheminée à l’écoulement des fumées) Vérifier et diminuer la section de la cheminée
Température de fumée trop faible (< 160°C pour les anciennes chaudières) Excès d’air trop important Risque de condensation Régler le registre d’air
% CO2 trop faible
% CO2 < 12 % (fuel) ou 9 % (gaz)		 Excès d’air trop important Perte de rendement Régler le registre d’air
Mauvais mélange air/combustible au niveau de la tête de combustion Régler la tête de combustion
Si volet d’air presque fermé, entrées d’air parasites dans la chaudière Colmater les inétanchéités de la chaudière (portes, entre éléments en fonte)
Production d’imbrûlés (suies, CO)
Indice de Bacharach > 2, CO > 75 ppm		 Excès d’air insuffisant ou extrêmement important Pollution atmosphérique

Encrassement de la chaudière

Perte de rendement

 Régler le registre d’air
Mauvais mélange air/combustible au niveau de la tête de combustion (accroche flamme déformé ou déplacé) Régler la tête de combustion ou la remplacer
Registre d’air bloqué en position intermédiaire Nettoyer le registre et régler
Ouïe d’aspiration du brûleur obturée par des déchets (poussières, pluches, …) Nettoyer le brûleur
Roue du ventilateur encrassée Nettoyer le brûleur
Gicleur non adapté (angle trop grand ou trop petit) (fuel) Vérifier l’adéquation du gicleur (angle/débit) et changer
Gicleur défectueux (rayure ou obstruction) (fuel) Changer le gicleur ou le nettoyer
Arrivée irrégulière de combustible Vérifier le filtre à combustible et le bon fonctionnement de la pompe (fuel) et du régulateur de pression (vis de réglage desserrée, désétallonage du ressort, piston coincé, … )
Température du fuel trop basse Vérifier l’état et le réglage du réchauffeur
Tirage de la cheminée insuffisant Colmater les inétanchétités de la chaudière (portes, entre éléments en fonte)

Vérifier si la buse de la chaudière n’est pas trop enfoncée dans la cheminée

Nettoyer la cheminée

Modifier le tracé de la cheminée si trop sinueux

Écarter la dalle de couverture de la cheminée

Vérifier le bon positionnement du débouché de cheminée

Placer un aspirateur statique sur la cheminée

Améliorer

 Améliorer la chaudière.

Concevoir

 Concevoir un conduit de cheminée.
Exemple : mesure des paramètres de la combustion avant et après réglage d’un brûleur gaz pulsé.

Exemple 1 :

Mesure

Avant réglage

Interprétation et amélioration

Après réglage

Dépression cheminée

 – 34 [PA] tirage trop important :
réglage du régulateur de tirage		 -19 [PA]

Teneur en CO2

 7 [%] excès d’air calculé de 71 % :
refermer le registre d’air 		9,8 [%]

Teneur en CO

 200 [ppm] excès d’air beaucoup trop important 25 [ppm]

Température cheminée

 260 [°C] tirage trop important 230 [°C]

Température ambiante

 20 [°C] – 20 [°C]

Rendement

 84,0 [%] teneur en CO2 basse et température des fumées élevée 89,3 [%]

Régulateur de tirage.

Exemple 2 :

Mesure

Avant réglage

Interprétation et amélioration

Après réglage

Dépression cheminée

 – 19 [PA] tirage correct -19 [PA]

Teneur en CO2

 11 [%] excès d’air calculé de 9 % (légèrement trop faible pour éviter les imbrûlés) :
ouvrir le registre d’air 		9,7 [%]

Teneur en CO

 800 [ppm] manque d’air 30 [ppm]

Température cheminée

 170 [°C] bon échange de chaleur 185 [°C]

Température ambiante

 20 [°C] – 20 [°C]

Rendement

 93,0 [%] rendement bon mais importante production de CO 91,5 [%]
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique de la production d’eau chaude sanitaire

Évaluer l'efficacité énergétique de la production d'eau chaude sanitaire

Estimer le rendement global saisonnier

Ce rendement est difficile à évaluer. Beaucoup de facteurs interviennent et les hypothèses d’exploitation modifient fortement le bilan.

Prenons l’exemple simple d’un ballon électrique de 1 000 litres :

  • son rendement est performant… si le puisage est de 850 litres chaque jour,
  • son rendement est catastrophique … si le ballon alimente 3 lavabos, situés deux étages plus haut, avec des utilisateurs qui, en pratique, n’attendent même pas que l’eau soit chaude pour se rincer les mains !

Il n’est donc pas possible de parler « du rendement d’un ballon électrique » en soi.

Pour avoir malgré tout une idée des performances moyennes des différents systèmes présents sur le marché, voici les chiffres de rendement saisonnier que propose le VITO (Vlaamse Technologisch Onderzoek) dans le cadre d’un diagnostic d’une installation domestique (programme SAVE BELAS).

Rendement
exprimé en énergie locale

Rendement
exprimé en énergie primaire
Épaisseur d’isolant du ballon éventuel 2,5 cm 5 cm 10 cm 2,5 cm 5 cm 10 cm
Ballon combiné à une chaudière
(1 enveloppe commune)		 ancienne chaudière à T°constante 0,46 0,52 0,56 0,46 0,52 0,56
nouvelle chaudière à T°constante 0,61 0,69 0,74 0,61 0,69 0,74
nouvelle chaudière à T°glissante 0,69 0,78 0,83 0,69 0,78 0,83
Ballon combiné à une chaudière
(2 enveloppes distinctes)		 ancienne chaudière à T°constante 0,41 0,48 0,54 0,41 0,48 0,54
nouvelle chaudière à T°constante 0,54 0,64 0,72 0,54 0,64 0,72
nouvelle chaudière à T°glissante 0,61 0,72 0,81 0,61 0,72 0,81
Instantané gaz
(combiné ou non avec le chauffage)		 0,90 0,90 0,90 0,90 0,90 0,90
Accumulateur gaz 0,69 0,78 0,83 0,69 0,78 0,83
Accumulateur électrique 0,76 0,87 0,93 0,29 0,33 0,35

Les hypothèses de calcul sont les suivantes :

  • demande annuelle d’ECS : 43 litres/pers.jour à 40°C pour une famille de 4 personnes.
  • volume de stockage éventuel de 150 litres
  • rendement moyen de la production d’électricité en Belgique : 0,38

Conclusion de ce tableau : même si quelques imprécisions subsistent (le rendement du préparateur de gaz instantané paraît fort élevé, de même que celui de l’accumulateur de gaz), la production instantanée de gaz sort clairement du lot et est donc à conseiller dans le secteur domestique.

L’évaluation du rendement saisonnier d’une installation existante

Même s’il est difficile d’estimer le rendement d’un installation existante, un petit logiciel est à disposition. Il tente d’évaluer les différentes pertes et d’en déduire un rendement annuel.

Calculs

 Pour accéder à un logiciel d’évaluation du rendement saisonnier de l’eau chaude sanitaire.

Le cas particulier du chauffage par boiler électrique à accumulation

Il peut être relativement aisé de faire l’évaluation globale de la performance d’une telle installation … pour autant que l’on dispose d’un compteur d’eau chaude et d’un compteur électrique sur le préparateur. S’il s’agit d’un petit ballon avec une prise individuelle, il est même possible d’insérer un compteur entre la prise et le câble de raccordement (un peu comme une allonge).

En théorie, chauffer 1 m³ d’eau à la température moyenne d’utilisation de 50°C, requiert :

1,163 [kWh/m³.K] x (50 – 10) [K] = 47 [kWh]

En pratique cependant, l’EDF a constaté que « pour une installation électrique à accumulation de nuit, un ratio de 75 kWh par m³ chauffé et distribué jusqu’au point de puisage est une bonne performance. Les diverses dérives de fonctionnement peuvent malheureusement porter ce chiffre à plus de 100 kWh » (source CVC – avril 2001).

Autrement dit, le rendement évolue de 63 à 47 %… On aperçoit là l’effet négatif de la boucle de circulation souvent présente dans les installations tertiaires.

Évaluer la production

Un surdimensionnement du stockage de l’eau chaude ?

Il n’est pas rare de constater un surdimensionnement des réservoirs. Idéalement, c’est un compteur placé sur le départ d’eau chaude qui devra permettre de comparer la consommation journalière et le besoin de stockage. À défaut, on pourra procéder à un redimensionnement théorique de l’installation en fonction des données réelles d’exploitation et comparer avec l’installation en place.

Si une telle situation se rencontre systématiquement en fin de journée,
il y a intérêt à couper l’alimentation du 3ème ballon.

La mise hors service d’un ballon est alors justifiée pour limiter les pertes par les parois

Calculs

 Pour évaluer les pertes énergétiques d’un ballon non utilisé.

Concevoir

 Pour dimensionner l’installation nécessaire.

Situation critique en été ?

La question est souvent posée de l’intérêt d’une production d’eau chaude au moyen d’un système combiné au chauffage du bâtiment puisque celui-ci est mis à l’arrêt.

  • Si la chaudière est ancienne et est maintenue en température, elle présente des pertes à l’arrêt importantes par rapport à l’énergie utile nécessaire à la production d’eau chaude, surtout pour les chaudières gaz atmosphériques.
  • En outre, les démarrages de brûleurs fréquents et de courte durée (suite à des petits puisages) sont préjudiciables au rendement de combustion.

L’association CEDICOL a réalisé une mesure sur site dont il ressort un rendement saisonnier annuel de 71 % et un rendement d’été de 49 %.

Le détail de cette campagne de mesures

La production de cette installation domestique est, en été, de 186 litres d’eau chaude par jour.

L’installation comprend une chaudière au fuel de 27 kW alimentant un ballon de stockage de 160 litres. La chaudière est régulée en température glissante avec une priorité sanitaire. Cela signifie qu’entre les demandes du ballon, la chaudière redescend en température.

Durant l’été 88, la chaudière à consommé 189 litres de fuel (soit 1 880 kWh) pour produire 24  180 litres d’eau chaude (soit 939 kWh). Le rendement de production en été est donc de 939 / 1 880 kWh = 49  %.

Pour l’ensemble de l’année, le système produit 42 150 litres d’eau chaude avec un rendement saisonnier de 71 %.

(Source : magazine « L’entreprise », mars 90).

À noter que l’on se trouve dans la situation la plus favorable de production combinée, avec une chaudière fonctionnant en température glissante. Dans le cas d’une ancienne chaudière restant à température constante tout l’été (de 70°C, par exemple), il n’est pas rare d’avoir des rendements de production inférieurs à 20 % en été !

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 Pour plus d’informations sur la désolidarisation du chauffage de l’eau chaude sanitaire et du chauffage du bâtiment.

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 Pour plus d’informations sur la régulation avec « priorité eau chaude sanitaire », cliquez ici !

Mauvaise stratification des températures dans les ballons ?

Si un ballon de 1 000 litres à 50°C est vidé pour moitié, on peut y trouver :

  • soit 500 litres d’eau à 50°C (encore exploitables) et 500 litres à 10°C,
  • soit 1 000 litres à 30°C, inutilisables…

En soi, il n’y a pas de perte d’énergie lors du mélange des eaux chaude et froide. Simplement, le volume utile d’eau chaude est diminué, ce qui entraînera soit un surdimensionnement du ballon, soit une augmentation de la température de consigne. Dans les 2 cas, les pertes par l’enveloppe seront augmentées.

Les facteurs qui favorisent le mélange des températures dans le ballon sont :

  • une vitesse d’arrivée de l’eau froide trop élevée au bas du ballon,
  • une faible isolation des parois qui favorise la circulation interne,
  • une boucle de distribution non isolée qui génère un retour d’eau trop froide qui « tombe » dans le réservoir et crée des turbulences,
  • une absence d’isolation de la tubulure de sortie de l’accumulateur,
  • une position horizontale du ballon de stockage.

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 Pour plus d’information sur l’amélioration de la stratification des ballons accumulateurs.

Insuffisance de l’isolation des ballons ?

Pour des ballons existants, une intervention se justifie si l’épaisseur d’isolation est inférieure à 5 cm, sans hésitation.

Et ce critère est renforcé si, suite à des mesures anti-légionelles, justifiées ou non, la température du ballon dépasse les 60°C.

Si aucune isolation n’est présente, passer de 5 à 10 cm est amorti généralement en 3 ans.

Pour les autres cas, on devra donc juger de la rentabilité de la rénovation en fonction de l’âge du ballon.

Pour évaluer sa situation dans un cas précis, il est possible :

Photo ballon de stockage.

  • de mesurer T°ballon, la température de surface du ballon,
  • de se baser sur une puissance d’échange en surface de l’ordre de 10 Watts par m² et par degré d’écart entre le ballon et l’ambiance,
  • de calculer la surface du ballon en fonction du diamètre D et de la hauteur H  :Surface totale d’un cylindre = 3,14 x D x H + 3,14 x D²/2

Il est alors possible de connaître la perte énergétique du ballon.

Puissance = 10 [W/m².K] x S [m²] x (T°ballon – T°ambiance) [K]

Par exemple dans une ambiance à 15°, si les 8 m² de surface du ballon sont à une température de 30°C, les pertes seront de :

Puissance = 10 [W/m².K] x 8 [m²] x (30 – 15) [K] = 1 200 [Watts]

En multipliant par les 8 760 heures de l’année, on obtient les kWh perdus :

Pertes d’énergie = 1 200 [W] x 8 760 [h] / 1 000 = 10 512 [kWh]

Une évaluation du prix du kWh comprise entre 0,0625 € (si chauffage combustible) et 0,16 € (si chauffage électrique), rendement compris, permet d’évaluer la perte financière annuelle.

Calculs

 Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’un ballon.

A noter que la mesure sur site des pertes dépasse, souvent, le double de la valeur par calcul théorique, en raison de la mise en œuvre pas toujours aisée de l’isolation en jaquette souple (source : EDF). Et les pertes augmentent avec le vieillissement de l’isolant.

Voici les critères proposés par l’Ordonnance sur la procédure d’expertise énergétique des réservoirs d’eau chaude en Suisse (22/01/92) :

Capacité Pertes maximum admissibles
[kWh/24h] 		Capacité Pertes maximum admissibles
[kWh/24h]
30 0,75 1 000 4,70
50 0,90 1 100 4,80
100 1,30 1 200 4,90
200 2,10 1 300 5,00
300 2,60 1 400 5,05
400 3,10 1 500 5,10
500 3,50 1 600 5,12
600 3,80 1 700 5,14
700 4,10 1 800 5,16
800 4,30 1 900 5,18
900 4,50 2 000 5,20

A noter que les pertes réelles sont probablement inférieures puisque les conditions d’essai imposent une température moyenne de l’eau de 65°C sans soutirage d’eau. Dans la pratique, le soutirage diminue la température moyenne du ballon.

Améliorer

 Pour plus d’information sur l’isolation des ballons accumulateurs.

Évaluer la distribution

Un mètre de tuyau en acier, de 1 pouce de diamètre, non isolé, dans lequel circule de l’eau chaude à 70°C et qui parcourt une ambiance à 20°C a une perte équivalente à la consommation d’une ampoule de 60 W.

Or cette ampoule, si elle restait allumée toute l’année dans la chaufferie, il est fort probable que quelqu’un l’éteindrait, parce qu’elle est bien visible …

Isoler les tuyauteries

Par exemple, 20 m de tuyauteries DN 20 non isolées, véhiculant une eau à 55°C ont des pertes de l’ordre de :

36 W/m x 20 m x 24 h/j x 365 j/an =
6 300 kWh/an ou l’équivalent de 630 litres de fuel ou m³ de gaz !

Pour seulement 20 m…

Or une isolation des conduites est très rentable. Il suffit de constater que l’isolation fera chuter la consommation à 20 % de sa valeur. L’économie est donc de l’ordre de 395 € par an pour les 20 mètres. L’investissement est amorti en 1 an. Toutes les années qui suivent, ce n’est que bénéfice, financier et écologique.

Calculs

 Pour calculer la rentabilité de l’isolation de la tuyauterie.

Boucle de distribution d’eau chaude sanitaire non isolée,
parcourant un vide ventilé de plus de 100 m de long.

Réduire les fuites

S’il est plus courant de rencontrer des fuites sur le réseau d’eau froide (tout particulièrement aux chasses de WC), il peut être utile de vérifier s’il n’existe pas de pertes sur le réseau d’eau chaude : le joint déficient d’un pommeau de douche, un robinet d’arrêt entartré sur un lavabo, un groupe de sécurité sur un ballon électrique (qui doit lâcher un peu d’eau suite à la dilatation lors du chauffage de l’eau mais qui serait bloqué en position ouverte), …

D’autant qu’une technique simple est généralement disponible : la mesure de la consommation durant la nuit ou le weekend.

Évaluer l’émission

De nos jours, le rendement d’émission peut être fortement amélioré. Par exemple, moyennant une pomme de douche appropriée, le débit peut être fortement réduit par un bon mélange, émulsion d’air et d’eau.

Exemple : si, autrefois, la pomme de douche déversait joyeusement 30 litres/minute d’eau chaude, aujourd’hui une pomme de 8 à 12 litres/minute est tout aussi confortable.

Il est assez facile d’évaluer la performance d’une douche en mesurant le temps mis pour remplir un seau de 10 litres, par exemple.

Il en est de même pour l’ensemble de points de puisage, où réducteurs de pression et mousseurs permettent de sérieuses économies sans inconfort.

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 Pour plus d’informations sur les techniques de réduction des débits.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isoler un mur par l’extérieur

Isoler un mur par l'extérieur

Mesures préliminaires

Si le mur présente des problèmes d’humidité ascensionnelle, ceux-ci doivent d’abord être supprimés. Une barrière étanche perpendiculaire au mur doit exister juste au-dessus du niveau des terres. Si cette barrière est inexistante ou mal positionnée, il faut la créer. Pour ce faire une membrane étanche peut être placée en démontant la maçonnerie par petits tronçons. Cette méthode est la plus efficace, mais difficile et délicate à réaliser. Aussi, on peut créer cette barrière en injectant des produits hydrofuges dans la masse du mur.

On doit ensuite laisser au mur le temps de sécher.

La maçonnerie sur laquelle va être posé l’isolant ne peut être perforée, ce qui permettrait une pénétration directe d’air intérieur (humide) dans l’isolant.

Choix du système

> Le choix du système d‘isolation par l’extérieur se fait en fonction des critères suivants :

  • les performances à atteindre
  • l’esthétique recherchée
  • les performances énergétiques
  • la complexité de la façade
  • le prix

Les performances d’étanchéité à atteindre

Le système le plus performant est le panneau isolant protégé par un bardage. Celui-ci assure une excellente étanchéité à l’eau. De plus si de l’eau pénètre malgré tout accidentellement, celle-ci est drainée par la coulisse et évacuée par le bas du mur. Ainsi isolant et mur sont parfaitement protégés des pluies.

Il est en outre facile à démonter pour vérifier l’état de l’isolant.

L’esthétique recherchée et contraintes urbanistiques

Bien qu’actuellement très varié au niveau de l’aspect extérieur (ardoises naturelles, synthétiques, bois, feuilles métalliques, …) le bardage ne correspond pas toujours à l’esthétique recherchée ou aux contraintes urbanistiques imposées. L’enduit de finition est généralement plus largement accepté.

Si l’on souhaite un parement extérieur classique en briques, on choisit soit une isolation par l’extérieur par éléments isolants préfabriqués (recouvert de plaquettes de briques), soit on crée un mur creux à partir de la maçonnerie existante.

Les performances énergétiques

L’enduit isolant nécessite des épaisseurs excessives pour atteindre le coefficient de transmission thermique U recommandé.

Les systèmes tels que panneaux isolants plus enduit ou les éléments isolants préfabriqués présentent une très bonne continuité de l’isolation.

Un système avec structure (bardage ou enduit supporté par une structure) présente une isolation discontinue et donc moins efficace pour une même épaisseur d’isolant.

Une structure métallique est déconseillée car elle engendre des ponts thermiques.

La complexité de la façade

Le tandem panneaux isolants + enduit est plus approprié dans les cas d’une façade complexe très découpée. Un bardage est plus approprié dans le cas d’une façade sans ou avec peu de découpes.

Le prix

« Le nerf de la guerre…! »

Les prix peuvent être très variables en fonction du type de finition (différents types de bardages, différents revêtements pour les éléments isolants préfabriqués, ….), de la complexité de la surface à isoler, de la préparation du support, et du coût des installations de chantier (distances, échafaudages, hauteur, protections, …).

La création d’un mur creux revient nettement plus cher.

> Les systèmes d’isolation par l’extérieur qui comportent une finition sous forme d’enduit doivent disposer d’un agrément technique ATG.

Les composants doivent faire partie d’un même système (colle, isolant, mortier, armature et finition). L’exécution nécessite un savoir-faire particulier, surtout pour ce système et est donc, de préférence, confiée à un entrepreneur spécialisé.
Il en va de même pour le système des panneaux isolants couverts de plaquettes en briques.

Choix de l’isolant

Type d’isolant

L’isolant est placé directement contre le mur. Si l’isolant est souple, il épouse parfaitement la forme de son support même si celui-ci est un peu irrégulier. Si l’isolant est rigide, il est nécessaire de régler le support avant de poser l’isolant.

Un isolant perméable à l’air (laine minérale, par exemple) ne peut être choisi que si le mur-support sur lequel il est posé est lui-même étanche à l’air (maçonnerie plafonnée, …). Si la maçonnerie doit rester apparente à l’intérieur du bâtiment, pour rendre le mur étanche à l’air, la face extérieure du mur plein doit être enduite avant pose de ce type d’isolant.

Les produits minces réfléchissants (PMR), dont l’efficacité est beaucoup moins élevée que celle annoncée par les fabricants, sont à proscrire dans une isolation par l’extérieur puisqu’ils constituent un film pare-vapeur placé « du côté froid » du mur, susceptibles de provoquer une forte condensation sur la face interne (entre le mur et l’isolant).

Épaisseur de l’isolant

Les épaisseurs d’isolant sont calculées à partir des performances à atteindre.

Conseils de mise en œuvre

> Les panneaux isolants doivent être posés de manière parfaitement jointive et appliqués contre le mur-support afin d’éviter les interruptions dans la couche isolante (= pont thermique) et les courants de convection.

Courants de convection.

Remarque : le risque de courants de convection est encore plus important lorsqu’il y a une lame d’air ventilée entre l’isolant et le parement extérieur.

> Afin d’éviter les ponts thermiques, l’isolation de l’enveloppe doit être continue. Elle doit être dans le prolongement et en contact avec le dormant du châssis muni d’un vitrage isolant. La couche isolante du mur doit être raccordée aux couches isolantes des autres parois du volume protégé.

> Il faut protéger et manipuler les panneaux isolants avec précautions pour éviter les écrasements, les déchirures, l’eau, la boue.

Choix de l’enduit éventuel

Lorsque le mur est isolé par l’extérieur, mur et isolant doivent rester parfaitement secs.

Lorsque le système d’isolation par l’extérieur choisi comporte un enduit, c’est celui-ci qui assure l’étanchéité à l’eau.

Les enduits disponibles sur le marché – qu’ils soient minéraux ou synthétiques – présentent une absorption d’eau faible et assure ainsi l’étanchéité à l’eau pour autant qu’ils soient appliqués en suivant les recommandations et qu’ils ne présentent pas de fissurations importantes (> 1 à 2 mm).

Outre l’étanchéité à l’eau, les enduits doivent également :

  • Être perméable à la vapeur afin de permettre le séchage de la maçonnerie et de laisser sortir l’humidité qui aurait pénétré sous forme de vapeur. La plupart des enduits disponibles sur le marché – qu’ils soient minéraux ou synthétiques – présentent cette perméabilité à la vapeur élevée.
  • Présenter une bonne résistance mécanique : ils doivent pouvoir résister à des chocs modérés principalement au rez-de-chaussée, adhérer suffisamment à leur support, disposer d’une cohésion adéquate et résister à la fissuration. Les enduits – qu’ils soient minéraux ou synthétiques – présentent, en général, ces qualités pour autant qu’ils soient appliqués en suivant les recommandations et sur un support bien préparé. Lorsque l’enduit est appliqué directement sur l’isolant thermique, une armature est généralement prévue pour limiter le risque de fissuration.
  • Donner l’aspect décoratif recherché. Cette variété décorative est donnée par la grande variété de composition, de teinte et d’état de surface : lisse, gratté, tyrolien, ….).

Les enduits, aussi bien minéraux que synthétiques, sont préparés en usine afin d’obtenir une meilleure constance dans les mélanges et limiter de ce fait les variations de teinte et d’état de surface.

Vu les sollicitations importantes dues aux variations thermiques que peuvent subir les enduits, on choisit, de préférence, un enduit de couleur claire. Il sera suffisamment déformable pour limiter le risque de fissuration.

L’enduit nécessite un entretien tous les 10 à 15 ans pour des raisons esthétiques (encrassement).

Détails d’exécution

L’isolation par l’extérieur est un système qui permet d’isoler un mur existant de manière continue pour autant que les détails aux nœuds constructifs (interruptions dans le mur et raccords avec les parois adjacentes  tels que ceux montrés ci-dessous) soient réalisés avec soin. Seul le pont thermique au droit d’un balcon reste difficile à éviter.

La baie de fenêtre

Seuil et linteau – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Schéma isolation seuil et linteau - 01.

  1. Mur existant + enduit intérieur.
  2. Arrêt d’enduit + mastic.
  3. Panneau isolant collé.
  4. Armature et mortier d’enrobage.
  5. Enduit de finition.
  6. Armature d’angle.
  7. Retour d’isolation au niveau du linteau (panneau collé revêtu des mêmes couches que le mur).
  8. Profilé d’interruption fixé mécaniquement à la maçonnerie.
  9. Retour d’isolation au niveau du seuil.

Retour d’isolation au niveau du seuil – étapes :

  1. Le seuil en pierre existant est démonté.
  2. Un support de forme adéquate pour laisser de la place à l’isolant sous le châssis (un profilé en acier en « U » par exemple) est placé sous le châssis pour le soutenir.
  3. Une couche isolante (isolant compressible) est placée sous le châssis jusqu’au panneau isolant extérieur.
  4. Un nouveau seuil plus fin (métallique par exemple) est placé en garantissant l’écoulement vers l’extérieur de l’eau évacuée par le châssis (le conduit de drainage doit se trouver en avant du « talon » du seuil).

Ébrasement de baie – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Schéma isolation ébrasement de baie.

  1. Mur existant + enduit intérieur.
  2. Arrêt d’enduit + mastic.
  3. Panneau isolant collé.
  4. Armature et mortier d’enrobage.
  5. Enduit de finition.
  6. Armature d’angle.
  7. Retour d’isolation au niveau de l’ébrasement (panneau collé revêtu des mêmes couches que le mur).

Seuil et linteau – cas de l’ isolant protégé par un bardage

Schéma isolation seuil et linteau - 02.

  1. Retour d’isolation au niveau du linteau.
  2. Retour d’isolation au niveau du seuil de fenêtre.
  3. Retour au niveau de l’ébrasement de fenêtre.
  4. Feuille métallique.

Retour d’isolation au niveau du linteau et au niveau de l’ébrasement : des lattes sont fixées sur le linteau et sur l’ébrasement de fenêtre. L’isolant est posé entre les lattes. Le tout est recouvert d’une finition ( feuille métallique par exemple).

Retour d’isolation au niveau du seuil – étapes (idem que seuil de l’isolant revêtu d’un enduit).

Seuil et linteau – cas de la création d’un mur creux

Schéma isolation seuil et linteau - 03.

  1. Mur existant + enduit intérieur.
  2. Isolant thermique (cas d’une coulisse intégralement remplie).
  3. Mur de parement neuf.
  4. Remplissage de l’espace qui était réservé au seuil d’origine par de la maçonnerie.
  5. Nouveau seuil de fenêtre.
  6. Isolant thermique assurant la continuité entre l’isolant du mur et le châssis.
  7. Support de fenêtre sans appui sur le seuil (patte en acier galvanisé fixée mécaniquement au mur porteur).
  8. Cornière.
  9. Linteau extérieur.
  10. Membrane d’étanchéité (avec bords latéraux relevés) et joints verticaux ouverts au-dessus du linteau afin d’évacuer l’eau infiltrée dans la coulisse.
  11. Nouvelle fenêtre.
  12. Joint d’étanchéité (Mastic).
  13. Mousse isolante injectée.
  14. Nouvelle tablette (bois par exemple).
  15. Joint d’étanchéité (fond de joint + mastic).
  16. Calfeutrement.
  17. Nouvelle finition de l’encadrement intérieur.

concevoir

  Les principes à respecter sont les mêmes que ceux pour un seuil et un linteau d’un nouveau mur creux !

Cas particulier

Lorsque les dimensions du dormant du châssis que l’on souhaite conserver, ne sont pas suffisantes pour permettre un retour de l’isolant contre celui-ci, il faut casser la maçonnerie des battées.

Linteau – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Ébrasement de baie – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

De même, si l’on souhaite conserver un seuil en pierre, il faut également casser la maçonnerie pour gagner de la place.

S’il n’est pas possible de casser la maçonnerie (linteau en béton, par exemple), il faut remplacer le châssis par un châssis plus petit.

Remarque : de par son épaisseur, l’isolant posé à l’extérieur fait apparaître les châssis plus enfoncés dans la façade. De même, suivant la pose au niveau du linteau et du retour de baie, les dimensions du dormant du châssis peuvent paraître moins important.

Joints de mouvement – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Les joints de dilatation ou de tassement doivent être répercutés dans l’isolation et dans l’enduit. Les rives libres des panneaux, ainsi que les bords des joints de mouvement sont protégés par des profilés « ad hoc » faisant partie du système.

Joint de mouvement en partie courante

Schéma isolation joint de mouvement en partie courante.

Joint de mouvement dans un angle

Schéma isolation joint de mouvement dans un angle.

Raccord avec une paroi adjacente

Schéma isolation raccord avec une paroi adjacente.

  1. Mur existant.
  2. Panneau isolant collé.
  3. Armature et mortier d’enrobage.
  4. Enduit de finition.
  5. Profil protecteur.
  6. Joint élastique d’étanchéité.
  7. Fond de joint.
  8. Joint mécanique.

Construction en encorbellement – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

  1. Enduit.
  2. Revêtement de sol.
  3. Chape.
  4. Isolant acoustique.
  5. Dalle de plancher.
  6. Mur plein.
  7. Panneau isolant.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer un risque de condensation superficielle au droit d’une terrasse en béton

Évaluer un risque de condensation superficielle au droit d'une terrasse en béton

Description de la situation

Un immeuble de bureaux possède des terrasses en béton en encorbellement sans coupure thermique. On améliore la situation en ajoutant une isolation d’une résistance thermique de 1 m²xK/W au droit du linteau et entre la dalle et le plancher.

Schéma de principe de la terrasse en encorbellement.

L’immeuble de bureaux est équipé d’un conditionnement d’air contrôlant la qualité de l’air intérieur.
La température de jour (ηi) est maintenue à 21°C et l’humidité relative (φi) à 50 %.
La nuit et le weekend, nous avons imaginé deux possibilités :

  1. le chauffage est coupé et la ventilation continue,
  2. la ventilation et le chauffage sont coupés.

La température descend alors jusqu’à 18°C la nuit et jusqu’à 16°C le week-end.

On voudrait évaluer le risque de condensation à l’intérieur des locaux au droit des terrasses en encorbellement.

Calcul du pont thermique : facteur τ

Tout point intérieur d’un détail constructif ou d’un pont thermique est caractérisé par un facteur de température τ. τmin est la valeur minimale de ces différents τ.
Au droit d’éléments de construction ou de ponts thermiques complexes, il est difficile de calculer les facteurs de température manuellement. Ces calculs se font par programmes informatiques (basés, par exemple, sur la méthode des éléments finis ou des différences finies). Les facteurs de température du pont thermique de la terrasse en encorbellement de l’immeuble de bureau ont été calculés à l’aide du programme KOBRU 82. En voici les résultats :

τ1 = 0,705;
τ2 = 0,905;
τ3 = 0,955;
τ4 = 0,785;
τ5 = 0,98;
τ6 = 0,885;
τ7 = 0,545;
τ8 = 0,77.
τmin = τ7 = 0,545
Remarque : les résultats de nombreux ponts thermiques sont repris dans la NIT 153.

Évaluation du risque de condensation

Il ne se formera pas de condensation superficielle si :

Avec,

  • θi : la température intérieure,
  • θe : la température extérieure,
  • θd : la température de rosée correspondant à l’ambiance intérieure.

Le jour

Température extérieure (°C) Température intérieure (°C)

φi = 50 %

 θd (°C)

La journée – 10 21 10 0,65
– 5 21 10 0,58
0 21 10 0,48
5 21 10 0,29
8 21 10 0,15
10 21 10 0

0,65 < τmin = 0,545 ? : non !

Il y a donc risque de condensation… !!!

Néanmoins, on peut calculer à partir de quelle température extérieure il y a risque de condensation sur le pont thermique ayant un τmin de 0,545 :

τmin = (θd – θe) / (θi – θe)

où,

  • τmin = 0,545
  • θi = 21°C
  • φi = 50 %
  • ssi θd = 10°C

0,545 = (10 – θe) / (21°C – θe)

θe = – 3,2°C

Occurrence des températures extérieures.

Vu que la température de – 3°C n’est atteinte que 150 heures par an, la période durant laquelle de la condensation superficielle se forme est négligeable.

La nuit

1° hypothèse : le chauffage est coupé et l’humidité relative intérieure (φi) est maintenue à 50 %

Dans ce cas, la température intérieure descend jusqu’à 18°C. La température de rosée descend à 7,4°C.

Température extérieure (°C) Température intérieure minimale (°C)

φi = 50 %

 θd (°C)
-10 18 7,4 0,62
-5 18 7,4 0,54
0 18 7,4 0,41
…. … … ….

Température extérieure en dessous de laquelle il y a risque de condensation sur le pont thermique (τmin de 0,545) ? :

τmin = (θd – θe) / (θi – θe)

0,545 = (7,4 – θe) / (18°C – θe)

θe = -5,3°C

Cette température extérieure n’est atteinte que 57 heures par an; le risque de rencontrer de réels problèmes est encore moins élevé que le jour !

2° hypothèse : le chauffage et le traitement de l’air sont coupés

Dans ce cas, la température intérieure se refroidit jusque 18°C. Le point de rosée reste à 10°C mais l’humidité relative intérieure augmente.

Diagramme de l’air humide.

Température extérieure (°C) Température intérieure minimale (°C)

 

 Humidité relative intérieure (φi) θd (°C)

– 10 18 60 % 10 0,71
– 5 18 60 % 10 0,65
0 18 60 % 10 0,56
5 18 60 % 10 0,38
… … … … …

Température extérieure en dessous de laquelle il y a risque de condensation sur le pont thermique (τmin de 0,545) ? :

τmin = (θd – θe) / (θi – θe)

0,545 = (10 – θe) / (18°C – θe)

θe = 0,42°C

Cette température est rencontrée 548 heures par an. Le risque de rencontrer des problèmes est plus élevé que dans les cas précédents.

Le week-end

Durant cette période, la température peut descendre jusqu’à 16°C.

Si la ventilation des locaux est maintenue, aucun problème de condensation ne peut être rencontré.

Par contre, si la ventilation est coupée durant cette période, l’humidité relative intérieure monte très vite. Par l’arrêt de la ventilation, le local est mis en dépression par rapport à la façade soumise au vent. Et vu que les parois ne sont jamais tout à fait étanches, de l’air extérieur y entre. L’humidité relative intérieure sera le résultat d’un mélange partiel entre l’air intérieur et l’air extérieur. Pour faire des hypothèses réalistes, l’enregistrement de valeurs atteintes par l’humidité relative intérieure est indispensable. Cette situation n’a pas été analysée.

Conclusions

Le risque de condensation superficielle pendant une longue durée n’existe pas dans les bureaux possédant un système de conditionnement d’air permettant de maintenir l’humidité relative de l’air à 50 %, même dans la situation critique d’un pont thermique où le facteur de température τ a une valeur de 0,545.

La situation devient critique quand la température de l’air intérieur diminue et que de l’humidité relative intérieure augmente.

À noter que la différence entre 40 et 60 % d’humidité relative ne se sent pas. Cette dernière pourrait être réglée à 40 %, ce qui diminuerait encore le risque de condensation. Néanmoins, il ne faut pas descendre en-dessous !

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Efficacité lumineuse des lampes

Efficacité lumineuse des lampes

On évalue la qualité énergétique d’une lampe par son efficacité lumineuse (en lm/W) définie comme le rapport du flux lumineux (en lumen) par la puissance électrique absorbée (en watt).

À partir des catalogues de fournisseurs, il est possible de connaître exactement l’efficacité lumineuse d’une lampe.

Attention : l’efficacité lumineuse est fonction de la température ambiante autour de la lampe en situation stable. Une lampe fluorescente T8 (26 mm de diamètre) a une efficacité lumineuse maximale à 25°C de température ambiante tandis que la lampe fluorescente T5 (16 mm de diamètre) atteint, quant à elle, sa valeur optimale à 35°C. La performance énergétique des LED dépend fortement de la température. Les LED aiment le froid. Une bonne évacuation de la chaleur produite par la diode est donc très importante pour le rendement lumineux de la source. Pour autant que l’on s’écarte des températures idéales, les valeurs des flux lumineux chutent très vite.

Exemple : voici un extrait d’un catalogue existant. On y repère pour la première lampe, un flux lumineux de 1 000 lm pour une puissance de 15 W, ce qui équivaut à une efficacité lumineuse de 1 000 lm / 15 W = 67 lm/W.

Type Watt Teinte K ICR Tension arc V Courant A Flux lum lm Culot Diam
TL’D 15 W 82 2 650 85 51 0.34 1 000 G13 28
– 83 3 000 85 51 0.34 1 000 – –
– 84 4 000 85 51 0.34 1 000 – –
TL’D 18 W 82 2 650 85 59 0.37 1 350 G13 28
– 83 3 000 85 59 0.37 1 350 – –
– 84 4 000 85 59 0.37 1 350 – –
– 86 6 500 85 59 0.37 1 300 – –
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un récupérateur de chaleur

Choisir un récupérateur de chaleur

Récupérateur à plaques dans
un caisson de traitement d’air.

Intérêt d’un récupérateur

L’air neuf de ventilation, après avoir été porté à la température de confort à l’intérieur du bâtiment, est rejeté à l’extérieur alors qu’il possède un niveau énergétique supérieur à l’air extérieur que l’on introduit. On parle d’une enthalpie (un contenu en chaleur) plus importante que l’air extérieur.

L’idée est de transférer cette chaleur de l’air extrait vers l’air neuf. On peut ainsi arriver à une récupération de 50 .. 95 % du budget de chauffage de l’air de ventilation.

Calculs

 Pour estimer le gain réalisable par le placement d’un récupérateur de chaleur, cliquez ici !
Exemple.

Calculons l’énergie contenue dans 1 m³ d’air rejeté à l’extérieur.

Soit de l’air à 22°C rejeté à l’extérieur où il fait 6°C.

La quantité de chaleur Q contenue dans ce m³ d’air rejeté est égale au produit du volume d’air par la chaleur volumique de l’air (0,34 Wh/m³°C) et par l’écart de température entre l’air rejeté et l’air à l’extérieur (ΔT).

Q = 0,34 [Wh/m³°C] x 1 [m³] x (22[°C] – 6[°C]) = 5,4 Wh.

En fait, l’énergie perdue est proportionnelle à l’écart de température et au taux d’humidité :

  • plus l’air rejeté est chaud (perte de chaleur sensible),
  • plus l’air rejeté est humide (perte de chaleur latente),
  • plus la température extérieure est basse.

Plus l’énergie contenue dans l’air rejeté est grande.

Calculons l’énergie rejetée par heure par un groupe de ventilation ayant un débit de 10 000 m³/h.

Supposons que cet air de ventilation doit être simplement chauffé, et qu’il n’y a pas de contrôle d’humidité.

Ce groupe rejettera donc toutes les heures un potentiel énergétique de :

Énergie rejetée par heure : 5,4 [W/(m³/h)] x 10 000 [m³/h] = 54 [kWh]

Si le chauffage de l’air est assuré par une installation au mazout dont le rendement est de 70 % (rendement d’installation moyen), cela représente un équivalent combustible de :

54 [kWh] / 0,7 x 10 [kWh/litre] = 7,7 [litres]

Un récupérateur de chaleur sur l’air extrait permet, en gros, de récupérer 50 % de cette consommation (certains récupérateurs permettent de récupérer 75 .. 95 % de cette consommation), soit l’équivalent de 3,6 litres ou 2,24 € (à 0,622 €/litre) par heure de fonctionnement.

Installation sans récupération.

Installation avec récupération.

Synoptique des récupérateurs

Il existe 4 types de récupérateurs :

Les caloducs.

Les échangeurs à plaques (simples ou doubles, avec refroidissement adiabatique indirect).

Les échangeurs à eau glycolée (simples ou à haute performance).

Les échangeurs à régénération (roues, à clapets simples ou multiples).

Nous reprenons ci-après les critères de choix entre ces différents types de récupérateur.

Rentabilité d’un récupérateur

En fonction du type de système, le rendement de récupération varie de 50 à 95 %.

La rentabilité du récupérateur résulte de la comparaison entre « le bénéfice », c’est-à-dire, le coût de l’énergie récupérée, et « les dépenses », c’est-à-dire :

  • Le coût du récupérateur (y compris le coût lié à son encombrement), tenant compte de la possibilité de réduire la puissance thermique des autres équipements thermiques (batteries, chaudières, humidificateurs). Cette possibilité augmente avec la performance du récupérateur, mais dépend aussi du type de récupérateur et de son mode de régulation, notamment en hiver (risque de givre).
  • L’augmentation de la consommation des ventilateurs liée à la perte de charge du récupérateur. Cette perte de charge n’est pas directement liée à la performance du récupérateur. Bien sûr un double échangeur à plaques aura plus de pertes de charge qu’un simple échangeur. Mais un caloduc présentera lui des pertes de charge importantes alors que ses performances sont plutôt médiocres.
  • Les coûts d’entretien, tous les récupérateurs n’ayant pas la même accessibilité.

Comme on le voit, il est difficile de tirer des règles générales quant à la rentabilité d’un récupérateur, ni quant à la performance du récupérateur à installer. Sans compter qu’il reste un point délicat dans le calcul de la rentabilité du fait des conditions de fonctionnement essentiellement variables de la ventilation.

L’optimalisation consiste à rechercher, parmi plusieurs solutions techniques applicables à la situation concernée, l’équipement présentant le temps de retour le plus court et/ou l’économie maximale. Une étude devra ainsi être menée par le concepteur tenant compte :

  • Du rendement de récupération tant en température qu’en humidité. Le rendement considéré sera établi suivant la norme EN 308 et correspondra au matériel réellement installé,
  • du mode de régulation de la récupération,
  • du risque de givre côté air extrait et du mode de dégivrage appliqué,
  • de la possibilité de réduire la puissance de production de chaud, de froid et d’humidité et de réduire la puissance des batteries de chaud et de froid. Cette possibilité dépend du rendement du récupérateur et de son mode de régulation (régulation modulante ou tout ou rien), de la régulation de vitesse du ventilateur,
  • de la perte de charge supplémentaire du récupérateur et de la consommation électrique qui en résulte,
  • de l’encombrement dû au récupérateur et du surinvestissement qu’il entraîne,
  • du coût du récupérateur.
Exemple simplifié.

Envisageons ici un exemple de calcul succinct de rentabilité :

Soit une installation de ventilation assurant un débit de 10 000 m³/h et fonctionnant en tout air neuf 10 h par jour (de 8 h à 18 h), 5 jours par semaine et 35 semaines par saison de chauffe, soit 1 750 h.

Économie d’énergie

La température intérieure est de 22°C.

L’énergie nécessaire au chauffage de l’air neuf est de (8°C = température moyenne extérieure diurne durant la saison de chauffe et 0,8 est le rendement de l’installation de chauffage) :

0,34 [Wh/m³.°C] x 10 000 [m³/h] x (22 [°C] – 8 [°C])
x 1 750 [h/an] / 0,8 / 1 000 = 104 125 [kWh/an]

soit un récupérateur dont le rendement de récupération est de 50 %.

Cela implique une énergie récupérée de 52 062 kWh/an ou 5 200 litres fuel ou 3 234 €/an (à 0,622 €/litre).

Augmentation de la consommation électrique

La puissance électrique des ventilateurs GP et GE de l’installation de base est de :

0,4 [W/(m³/h)], soit 4 [kW].

Le placement du récupérateur entraîne une augmentation des pertes de charge et donc une augmentation de la puissance des ventilateurs pour maintenir le même débit :

Puissance électrique des ventilateurs GP et GE avec récupérateur = 5,7 kW.

Ainsi qu’une consommation électrique d’auxiliaire pour la circulation du fluide caloporteur :

Puissance de la pompe de circulation = 0,3 kW.

Le supplément de consommation électrique sera donc de :

5,7 [kW] + 0,3 [kW] – 4 [kW] = 2 [kW] x 1 750 [h] = 3 500 [kWh/an]

soit à 0,16 [€/kWh] (consommation de jour) = 560 [€/an].

L’économie annuelle réelle est donc de 3 234 [€/an] – 560 [€/an] = 2674 [€/an].

Investissement

Si on ne tient compte que du récupérateur et de son placement, on peut estimer l’investissement à 6 250 €. Le temps de retour est donc de :

6 250 [€] / 2674 [€/an] = 2,4 [ans]

On observe que la rentabilité est très dépendante du prix de revient du kWh thermique.

Même si un récupérateur n’est pas toujours rentable dans le sens des financiers qui exigent un retour de 3 ans, en aucun cas un récupérateur ne représente pas une dépense, puisqu’il se récupère toujours sur sa durée de vie par les économies d’énergie générées. Investissons donc dans la technologie plutôt que dans le combustible…

De plus, quel est le financier qui s’engagerait sur le prix de l’énergie dans 20 ans ? Pour une nouvelle installation, le placement d’un récupérateur représente un investissement raisonnable.

C’est pourquoi, aujourd’hui l’installation d’un récupérateur de chaleur sur l’air extrait d’une installation de ventilation double flux est systématique si le débit d’air neuf du groupe de pulsion dépasse 10 000 m³/h en usage diurne (10 heures par jour, 5 jours par semaine) ou 4 000 m³/h en usage continu. On peut même conseiller l’installation à partir de débits de l’ordre de 5 000 m³/h en usage diurne ou 2 000 m³/h en usage continu.

Caractéristiques de l’air extrait et de l’air pulsé

Un récupérateur de chaleur sera d’autant plus rentable qu’il permet de récupérer la chaleur sensible et la chaleur latente (« chaleur d’humidification ») de l’air extrait.

Récupération de l’humidité

L’humidification de l’air neuf en hiver est énergivore (on peut estimer que l’humidification est responsable de 25 % la consommation liée au traitement de l’air neuf en hiver).

Ainsi lorsque l’air neuf doit être humidifié, on a tout intérêt à ce que l’on puisse récupérer l’humidité de l’air extrait. Cela permet de réduire la taille de l’humidificateur et améliore la rentabilité du récupérateur.

Cette récupération de l’humidité n’est possible qu’avec les récupérateurs par accumulation (roue hygroscopique échangeur à régénération) ou le recyclage de l’air extrait (caisson de mélange). Cependant, ces récupérateurs ne sont admis que si on peut admettre un risque de contamination de l’air neuf par l’air extrait.

Condensation de l’air extrait

On peut aussi récupérer la chaleur latente contenue dans l’air extrait en condensant la vapeur d’eau qu’elle contient, ce que font les autres récupérateurs. La récupération et donc la rentabilité du récupérateur est d’autant plus importante que l’air extrait :

  • est humide,
  • est chaud,
  • c’est-à-dire que l’air extrait contient beaucoup d’énergie ou que son enthalpie est élevée.

Pour illustrer cela, prenons comme l’exemple d’une récupération faite sur trois types d’air différents :

Par exemple, considérons que l’air extérieur possède les caractéristiques moyennes suivantes :

Température Humidité relative Enthalpie
6°C 90 % 19 [kJ/kg]

Prenons trois types d’air intérieur :

Température Humidité relative Enthalpie
1° Air intérieur très sec. 20°C 35 % 33 [kJ/kg]
2° Air intérieur normal (bureaux). 20°C 60 % 42 [kJ/kg]
3° Air intérieur très humide (piscines). 28°C 65 % 68 [kJ/kg]

En comparant les enthalpies entre air entrant et air sortant, et en tablant sur une récupération moyenne de 50 %, on obtient :

Écart d’enthalpie Récupération de chaleur uniquement Récupération de chaleur et d’humidité
1° Air intérieur très sec. 14 [kJ/kg] 7 [kJ/kg] 7 [kJ/kg]
2° Air intérieur normal (bureaux). 23 [kJ/kg] 7 [kJ/kg] 11,5 [kJ/kg]
3° Air intérieur très humide (piscines). 49 [kJ/kg] 7 [kJ/kg] 24,5 [kJ/kg]

La connaissance des caractéristiques de la source de chaleur (température et humidité ) joue donc un rôle essentiel lors du choix de la récupération.

Rendement des récupérateurs

Tous les types de récupérateur ne permettent pas la même quantité d’énergie récupérée.

Efficacité thermique des récupérateurs
Échangeur à plaques 50 .. 85 %
Échangeur à eau glycolée 40 .. 80 %
Caloduc 50 .. 60 %
Échangeur par accumulation 75 .. 95 %

En fonction de l’énergie récupérée et de l’investissement à consentir, la rentabilité de chaque type de récupérateur varie en fonction du débit d’air à traiter. Ainsi, pour les faibles débits (… 5 000 m³/h …), ce sont les échangeurs à plaques simples qui sont les plus rentables. Les échangeurs par accumulation sont quant à eux fort onéreux pour les petites installations. Il n’en va pas de même pour les plus grosses installations (… 20 000 m³/h …) pour lesquelles ils deviennent plus que concurrentiels.

Cela montre qu’il est intéressant lors de chaque projet d’envisager attentivement différents types d’installation et d’en évaluer la rentabilité.

Emplacement des réseaux de ventilation et encombrement

L’encombrement et le coût (coût supplémentaire du groupe de traitement d’air) sont des facteurs non négligeables dans le choix d’un système de récupération (n’oublions pas qu’il faut aussi prévoir un filtre sur l’air extrait pour protéger la batterie !).

À titre d’exemple, on donne dans le tableau ci-dessous l’encombrement relatif des différents systèmes de récupération, pour un même débit d’air de 10 000 m³

Type de récupérateur

 Boucle à eau glycolée Échangeur à plaques Caloduc Échangeur par accumulation

Encombrement spécifique en m pour 10 000 m3/h

 0,5 – 1 1,5 – 2 0,5 0,5 – 2

On remarque que c’est l’échangeur à plaques qui prend le plus de place. Si l’utilisateur opte pour ce type d’échangeur, il doit tenir compte de l’espace dont il dispose sachant que ce type d’échangeur peut prendre deux à trois fois plus de place.

De plus il faut prévoir également un espace suffisant permettant la maintenance de l’installation.

La proximité des circuits de pulsion et d’extraction peut aussi être un facteur favorisant le choix d’un type de récupérateur.
Si les conduits d’extraction et de pulsion sont éloignés et difficilement rapprochables, on choisira alors un récupérateur à eau glycolée.

Risques de contamination

Le recyclage de l’air est sans conteste la technique la plus rentable en matière de récupération de la chaleur de l’air. Cependant, les attentes toujours plus exigeantes en ventilation et en qualité d’air entraînent des débits d’air neuf en hausse et parfois un sentiment de réticence s’installe quant à la sécurité du recyclage.

Ceci dit, on voit de plus en plus de nouveaux projets de conception de zones à risque de contamination élevé prévue avec recyclage. L’argument en faveur d’un recyclage de l’air est qu’en phase aseptique (la plupart du temps) une filtration terminale bien suivie suffit à garantir une qualité d’air excellente. De plus, le réseau de ventilation étant dédicacé à une seule zone de même activité on craint moins les contaminations croisées responsables d’infections nosocomiales.

Par contre, dans les zones à risque de contamination faible, le risque de contamination croisée, lui, n’est pas négligeable par le fait que la centrale de traitement d’air dessert plusieurs zones à activités différentes.

Dans cette optique, les systèmes de récupération sans recyclage (à savoir, l’échangeur à eau glycolée, l’échangeur à plaques, l’échangeur à caloduc) offrent un plus grand intérêt et proposent une récupération sans contact entre air neuf et air vicié, donc sans contamination possible. Notons cependant que pour les échangeurs à plaques, un contact entre l’air vicié et l’air neuf peut se produire en cas de détérioration de l’échangeur par corrosion par exemple. Il est donc à éviter dans les zones sensibles, comme dans les zones hospitalières à contamination contrôlées.

Les systèmes de récupération par accumulation ne conviennent pas, lorsque la qualité d’air est une exigence prioritaire. En effet, ils présentent tous un risque d’injection d’air vicié dans l’air pulsé. On parle de « cross-over ». Celui-ci est cependant différent en fonction des systèmes :

  • Pour les régénérateurs rotatifs, le « cross-over » augmentera si le joint entre les deux flux d’air est mal entretenu.
  • Pour les régénérateurs à clapet unique, le « cross-over » augmente avec la distance entre le récupérateur et la bouche d’extraction. En effet, lors du basculement du clapet, l’air vicié se trouvant dans ce conduit sera réinjecté dans le bâtiment comme étant de l’air neuf.
  • Pour les régénérateurs à clapets multiples, la quantité d’air vicié réinjecté avec l’air neuf au moment du basculement équivaut uniquement à la quantité d’air contenue dans le récupérateur. On évalue alors le « cross-over » à environ 3 % du débit de pulsion (3 % du débit d’air pulsé est de l’air recyclé).

Type de récupérateur

Risque de contamination des flux d’air
Échangeur à plaques. Faible.
Échangeur à eau glycolée. Nul.
Caloduc. Nul.
Échangeur rotatif. Probable.
Régénérateur à clapet unique. Certain – dépend de la taille du conduit d’extraction en aval de récupérateur.
Régénérateur à clapets multiples. Certain – 3 % d’air recyclé.

Régulation des récupérateurs

Tous les types de récupérateurs nécessitent un système de régulation :

  • En hiver pour éviter le gel du côté de l’air extrait : lorsque la température extérieure devient négative, il est possible qu’en certains endroits de l’échangeur la température de l’air extrait chute sous 0°C. Du givre apparaît alors sur l’échangeur, réduisant les performances du récupérateur et augmentant les pertes de charge. Dans ce cas, il faut soit réduire la puissance de récupération, soit organiser des cycles de dégivrage.
  • En mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : lorsque la température intérieure est plus élevée que la température extérieure et qu’un besoin de refroidissement se fait ressentir dans les locaux, la récupération de chaleur doit être réduite, voire annulée pour éviter que l’air neuf ne contribue à surchauffer l’ambiance intérieure et pour permettre un free cooling avant l’enclenchement de la production de froid.

Régulation d’hiver

Du type de régulation dépendra, entre autres, la possibilité de réduire la puissance des batteries de chauffe, des chaudières et des humidificateurs, ce qui a une influence non négligeable sur l’investissement total et donc sur la rentabilité du récupérateur.

Si la régulation entraîne un arrêt de la récupération lorsque du givre apparaît, c’est-à-dire pour les températures les plus froides, il est hors de question de réduire la puissance des batteries de chauffe puisque lorsque les besoins de chauffe sont maximaux, le récupérateur est inopérant.

Il est cependant possible de contourner ce problème :

  • Les systèmes de récupération par accumulation (y compris les roues) ne présentent pas de risque de givre. Ils permettent donc de réduire la puissance des équipements de chauffe et d’humidification.

Pour les autres systèmes, voici les modes de régulation possible :

  • Le by-pass : la batterie de récupération est by-passée lorsqu’il y a un risque de givre. La présence de givre est mesurée soit par ΔP sur la batterie ou de façon « fixe » en fonction de l’humidité relative et de la température extérieure. On peut moduler le by-pass (ou la vanne de régulation dans le cas d’un circuit intermédiaire à eau glycolée) et en parallèle moduler la vitesse du ventilateur de pulsion. La solution de base est un ventilateur à deux vitesses. Ainsi, en période de dégivrage, au moment où l’on réduit pour un court instant la puissance de récupération, le débit d’air pulsé est réduit pour ne pas créer d’inconfort thermique, même avec une batterie de chauffe de taille réduite. Cette façon de faire a cependant ses limites. En effet, en présence d’un récupérateur à haut rendement, la diminution de débit pulsé en période de dégivrage pour maintenir une température de pulsion correcte devient trop grande pour assurer un confort continu. Un certain surdimensionnement de la batterie de chauffe par rapport au minimum requis est alors à prévoir. Il est cependant difficile de tirer une règle de conduite claire. En effet, les périodes de dégivrage peuvent être courtes, dépendent de la configuration de l’échangeur et des caractéristiques de l’air extrait. Les risques de givre n’apparaissent également que quelques semaines par an.
  • Une deuxième solution est le recyclage de l’air extrait vers l’air pulsé : après son passage dans l’échangeur, l’air vicié est directement réinjecté dans le récupérateur, entraînant son dégivrage. L’inconvénient de cette technique est que durant la courte période de dégivrage, l’air pulsé est entièrement contaminé par de l’air vicié (on travaille en recyclage total). Par contre, l’intérêt de cette technique est qu’aucun surdimensionnement de la batterie de chauffe n’est à prévoir.

Technique de dégivrage par recyclage.

  • La troisième solution applicable aux échangeurs à plaques est le système de dégivrage par « latte mobile ». Il s’agit d’une latte, qui va se déplacer sur toute la largeur de l’échangeur et boucher 3 à 4 plaques au niveau de l’air neuf , et permettre ainsi le dégivrage de ces plaques du côté de l’air extrait. On utilisera ce système soit dans le cas où le recyclage n’est pas autorisé (salles blanches ou d’opérations…), soit dans le cas où il est interdit de diminuer pendant quelques minutes le débit d’air neuf. Par ce système, on conserve en permanence une certaine puissance de récupération.

Notons en outre que lorsque le bâtiment comporte de nombreux groupes, on peut miser sur la non simultanéité des risques de givre sur chaque groupe pour limiter les coefficients de sécurité pris sur le dimensionnement des chaudières et peut-être ainsi diminuer légèrement l’investissement total même si le mode de régulation des récupérateurs empêche de réduire la puissance de chaque batterie de chauffe.

Régulation d’été

Lorsque des besoins en refroidissement se font ressentir pour des températures extérieures relativement fraîches, il est intéressant de réduire la récupération de chaleur pour éviter la surchauffe et profiter au maximum du free cooling.

Les solutions suivantes sont envisageables (suivants les cas) :

  • Un clapet de by-pass tout ou rien qui est le système le plus simple mais qui limite fortement la récupération.
  • Modification du débit d’air par clapet de by-pass modulant.
  • Modulation sur le débit d’eau glycolée par vanne 3 voies.
  • Basculement du caloduc (ce procédé se rapproche très fort d’un système tout ou rien).
  • Réduction de la vitesse de rotation du rotor de l’échangeur rotatif.

Régulation de la puissance de récupération
par bypass de la batterie réchauffant l’air neuf.

Régulation de la puissance de récupération
par recyclage d’une partie de l’air rejeté.

Régulation de la puissance de récupération
par modification du débit de fluide caloporteur (échangeur à eau glycolée).

Ici aussi, il est préférable d’adopter une régulation modulante de la récupération. En effet, si la récupération était purement et simplement mise à l’arrêt à partir d’une certaine température extérieure, l’air neuf risque, en fonction de cette température, d’être pulsé à trop froid et imposer le recours à une batterie de chauffe.

Il existe également sur le marché des récupérateurs à plaque dits « à refroidissement adiabatique indirect ». Dans ceux-ci, l’air extrait est refroidi par évaporation (de l’eau est pulvérisée dans le flux d’air extrait). Celui-ci refroidit à son tour l’air neuf pulsé, ce qui permet d’augmenter la période pendant laquelle on peut pratiquer du free cooling et d’éviter le recours à une batterie froide.

Dans ce cas la régulation suivra la séquence suivante en fonction de l’augmentation de la température extérieure et des besoins en refroidissement :

  • si la température de l’air pulsé après le récupérateur est inférieure à la température intérieure, ouverture maximale des volets d’air neuf (cas d’une installation avec recyclage d’air (climatisation « tout air »)),
  • diminution de la récupération de façon modulante,
  • pulsion de l’air neuf, sans traitement,
  • mise en route du refroidissement adiabatique indirect,
  • réduction du débit d’air neuf au minimum hygiénique et enclenchement de la batterie froide éventuelle.

Régulation tout ou rien ou modulante

En fonction du type de régulation appliqué, on a le choix entre :

  • Une régulation en tout ou rien par arrêt total de la récupération. Par exemple, lorsque la température extérieure chute sous – 3°C, il y a risque de gel sur la batterie de récupération et le récupérateur est totalement mis à l’arrêt. Le préchauffage de l’air est entièrement repris par la batterie de préchauffe. La mise à l’arrêt intervient également lorsque la température de l’air neuf à la sortie du récupérateur dépasse, par exemple, 18°C.
  • Une régulation modulante qui ajuste la puissance de récupération en fonction des risques de gel et de surchauffe. Par exemple, lorsque la température de l’air neuf après récupération atteint 18°C, la puissance de récupération est ajustée pour maintenir cette température.

Cette seconde possibilité est préférable.

On l’a vu, dans certaines situations, la régulation modulante permet de tenir compte de la présence du récupérateur dans le dimensionnement des équipements de chauffe.

Elle augmente, par la même occasion, les périodes de récupération et donc la quantité totale d’énergie récupérée durant l’année. Cela se visualise très bien sur les courbes des températures cumulées reprises ci-après.

Sur ces courbes, la surface colorée correspond à l’énergie annuelle récupérée. On voit très bien le nombre d’heures supplémentaires de récupération que l’on peut obtenir avec une régulation modulante par rapport à une régulation tout ou rien.

Cependant, d’une manière générale, les régulations modulantes sont évidemment plus coûteuses.

Réglage par by-pass du récupérateur
lorsque T° air neuf < – 3°C et T° air neuf sortie > 18°C.

Réglage progressif lorsque tair neuf < – 3°C et tair neuf sortie > 18°C .

Maintenance

La maintenance du système de récupération de chaleur est un point important qui contribue à atteindre les gains d’énergie annoncés sur la durée de vie de l’équipement.

Les différents systèmes de récupération nécessitent chacun une maintenance bien spécifique, qui est fonction de leur technologie.

Le tableau ci-dessous donne pour chaque type de récupérateur les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance

Échangeur à boucle d’eau ∇
Échangeur à plaques ∇
Caloducs ∇
Échangeur par accumulation ∇
1 État des surfaces d’échange (nettoyage régulier) X X X X
2 Contrôle des éventuelles fuites d’air
fuites externes X X X X
fuites internes X X X
fuites par turbulences X
fuites au niveau du clapet de by-pass X X X
3 Contrôle de la régulation
régulation à bascule X
régulation de la vitesse de rotation X
régulation sur le circuit caloporteur X
régulation du/des clapets de by-pass X X X
régulation antigel X X X X
4 Contrôle du fluide caloporteur
contrôle de la teneur en antigel (glycol) X
contrôle du remplissage du circuit X X
contrôle du débit X
contrôle de la purge X

On doit donc tenir compte lors du calcul de la rentabilité financière du système de récupération, que les coûts de maintenance sont différents d’un système à l’autre.

Pour s’assurer du maintien des performances de la récupération, il y aura lieu de prévoir un contrôle régulier du fonctionnement, par mesure des températures entrée – sortie du récupérateur et comparaison avec les performances annoncées par le constructeur dans la notice technique.

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.
En effet, l’encrassement des surfaces d’échange aura deux conséquences néfastes sur la récupération :

  • la réduction du coefficient d’échange de chaleur,
  • la réduction des débits d’air.

C’est dans ce but qu’un filtre doit être placé sur l’extraction, en supplément de celui déjà existant sur la pulsion. Filtres dont l’entretien est à assurer.

À noter aussi qu’il faut prévoir suffisamment d’espace pour permettre un entretien correct de l’installation.

Exemple.

Par exemple, dans le cas de l’échangeur à eau glycolée, pour changer le filtre et nettoyer l’échangeur on doit pouvoir disposer d’une longueur totale de 3,5 à 4 m, distance dont on ne dispose pas toujours pour l’installation d’où la nécessité de veiller préalablement à ce point.

Le contrôle du vieillissement (présence de points de corrosion, présence de fuites) sera prévu annuellement ou lorsqu’une dérive de fonctionnement est constatée. Les réparations éventuelles seront réalisées le plus rapidement possible.

Résumé des critères de choix

Dans le cadre de l’élaboration d’un projet, il est nécessaire d’avoir à l’esprit certaines questions :

Au niveau des principes de conception

  • Est-ce que le mélange d’air recyclé est possible ?
  • Y a-t-il de la chaleur perdue à disposition ?
  • Est-il nécessaire de prévoir une sécurité absolue contre la contamination ?
  • Est-ce qu’une autre récupération que la chaleur est possible ou souhaitable ? (froid, humidité)

Au niveau technique

  • Les gaines d’air neuf et d’air vicié peuvent-elles être rassemblées ?
  • La place nécessaire pour le récupérateur est-elle existante ?
  • Quelles sont les modifications de l’installation existante à prévoir ?
  • Existe-t-il un accès facile au récupérateur pour l’entretien et le nettoyage ?
  • Y a-t-il des situations spécifiques de montage à considérer ?
  • Y a-t-il des matériaux spécifiques de construction requis ?
  • Faut-il prévoir une protection spéciale contre la corrosion ?
  • Quelle disposition faut-il prendre pour éviter le gel ?
  • Quelles seront les conditions de fonctionnement en phase de démarrage ?
  • Quelles seront les mesures à prendre en cas de panne ?
  • Faut-il prévoir un by-pass côté air (surtout pour le gel) ?

Au niveau du mode de fonctionnement

  • Quels sont les états de l’air évacué, de l’air neuf et éventuellement de l’air recyclé ?
  • Quels sont les temps de fonctionnement de l’installation (moment et durée) ?
  • Les volumes d’air sont-ils constants ou variables ?
  • Quelle est la température de pulsion maximum admissible après le récupérateur ?

Autant de questions et de réponses qui orienteront le choix final du récupérateur.

L’ordinogramme qui suit, basé sur les questions de principe de conception ci-avant, donne un premier canevas de solution :

(*) récupérateur rotatif à rotation lente avec raccordement adéquat du ventilateur.

(**) échangeur à circulation : prévoir une couche de protection sur l’échangeur de l’air évacué si celui-ci est agressif.

(1) Motif : mélange d’air recyclé, pas de système de récupération de chaleur, cependant la façon la plus fonctionnelle d’économiser de l’énergie.

(2) Motif : données de construction :

  • Distance entre les gaines d’air neuf et air évacué.
  • Place nécessaire et coûts pour le rassemblement des gaines d’air neuf et d’air évacué (principalement par des quantités d’air importantes).

(3) Motif : toute sorte d’air évacué contaminé.

(4) Motif : échangeur à rotation rapide utilisable uniquement pour des petits débits d’air.

(5) Motif : quantité minimale d’air neuf par personne.

(6) Motif : air évacué non dangereux et peu chargé d’odeurs.

(7) Motif : air évacué chargé d’odeurs, contaminé, radioactif ou agressif. Pour des raisons de sécurité, séparation complète des gaines d’air neuf et d’air évacué. Egalement pour des raisons de panne (dommages de gel ou montage, vibrations, vieillissement des masses d’étanchéité, déformation des matières plastiques.

Résumé des caractéristiques des récupérateurs

Boucle à eau glycolée Échangeur à plaques Caloduc Échangeur par accumulation
Nécessité de placer les conduits d’air côtes-à-côtes non oui oui oui
Possibilité d’échange d’humidité non non non oui
Existence de pièces en mouvement (risque de panne) oui non non oui
Rendement en chaleur sensible 40 – 80 % 50 – 85 % 50 – 60 % 75 – 95 %
Encombrement spécifique en m pour 10 000 m³/h 0,5 – 1 1,5 – 2 0,5 0,5 – 2
Danger de gel oui oui oui non
Mélange entre l’air neuf et l’air vicié non non non oui
Perte de charge type en Pa 150 – 250 120 – 250 180 150
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionner une protection solaire fixe

Dimensionner une protection solaire fixe

    

L’indicateur d’occultation

La figure ci-dessous représente l’indicateur d’occultation d’une fenêtre rectangulaire. Les courbes en arche (appelées lignes d’ombres) prenant appui aux deux extrémités de la base de l’indicateur servent à étudier les avancées au-dessus d’une fenêtre et les lignes verticales portées sur l’indicateur de 15° en 15° servent à étudier les avancées verticales. L’indicateur d’occultation est valable quelles que soient les dimensions et l’orientation de la fenêtre.

Graphe indicateur d'occultation.

Profil d’ombre d’un écran horizontal

Pour dessiner le profil d’ombre d’une fenêtre équipée d’un écran horizontal, il faut commencer par déterminer les angles a, b et c. L’angle « a » représente un ombrage de la fenêtre de 100 %, l’angle « b » un ombrage de 50 % et l’angle « c » un ombrage nul. Ensuite, il convient de repérer les trois lignes d’ombre relatives aux angles « a « , « b  » et « c » sur l’indicateur d’occultation.

Schéma profil d'ombre d'un écran horizontal. Graphe profil d'ombre d'un écran horizontal - 01.

Profil d’ombre d’un écran vertical

Il existe deux types fondamentaux de pare-soleil vertical : les avancées perpendiculaires à la façade et celles qui lui sont obliques. Premièrement, on détermine les angles « a » et « b ». Ceux-ci correspondent à l’occultation complète de la baie. Ensuite, il faut déterminer les angles « c » et « d » qui représentent une occultation à 50 % et enfin les angles « e » et « f » pour une occultation nulle. On trace alors les lignes verticales relatives aux angles « a », « b « , « c », « d », « e », « f » à partir de la base de l’indicateur d’ombre.

  

Graphe profil d'ombre d'un écran vertical.

  

Graphe profil d'ombre d'un écran vertical.

Combinaison d’avancées horizontales et verticales

Pour déterminer le profil d’ombre d’un ensemble pare-soleil comportant des parties horizontales et verticales, il suffit de fusionner les profits des deux types d’avancées.

Illustration combinaison d'avancées horizontales et verticales

Graphe combinaison d'avancées horizontales et verticales - 01. + Graphe combinaison d'avancées horizontales et verticales - 02. =

Graphe combinaison d'avancées horizontales et verticales - 03.

Le diagramme solaire

Pour une latitude donnée, le diagramme solaire représente la position du soleil en fonction de l’heure universelle (heure officielle = heure universelle + 1 h, en hiver et = heure universelle + 2 h, en été) et en fonction du mois (le 15 ème jour du mois).

schéma principe diagramme solaire.

Graphe principe diagramme solaire.

lmpact de la protection

Pour connaître les périodes durant lesquelles la protection sera efficace, le profil d’ombre de celle-ci est comparé au diagramme solaire. Il s’agit de superposer les deux diagrammes qui doivent évidemment être à la même échelle.

L’index du profil d’ombre doit être positionné sur la valeur de l’azimut correspondant à l’orientation de la fenêtre.

Pour les écrans horizontaux, la fenêtre est entièrement à l’ombre aux heures où le soleil est au-dessus de la ligne « a »; elle est à demi-ombragée pour les points se situant sur la ligne « b » et non protégée lorsque le soleil est sous la ligne « c ». De même, pour les écrans verticaux, la fenêtre sera protégée pour les positions du soleil se trouvant au-delà des lignes « a » et « b » et aura une protection partielle respectivement entre les lignes « c » et « e », et « d » et « f ».

Pour une compréhension plus aisée, examinons les exemples suivants.

Exemples.

Une fenêtre orientée au sud-ouest est équipée d’une protection horizontale (a = 60°, b = 43°, c = 10°). Lorsqu’on superpose le diagramme solaire et le profil d’ombre (index sur sud-ouest), on peut constater pour le 15 août, par exemple : la fenêtre est complètement ombrée de 5h à 12h10 (heure universelle), vers 14h la fenêtre est à moitié ombrée, vers 18h30, la protection devient nulle.

Une fenêtre orientée au sud-ouest est protégée par un écran vertical. La superposition au diagramme solaire et du profil d’ombre montre par exemple pour le 15 août : une protection totale de 5h à 11h15, une protection de 50 % à 12h, une protection nulle dès 13h30.

  
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Sous-toiture

Sous-toiture

Parmi les différentes couches qui constituent la toiture inclinée, la sous-toiture remplit un rôle spécifique important principalement lorsque les combles sont aménagés et lorsque l’isolant lui-même ne remplit pas ce rôle. Mais …

Quel est le rôle de la sous-toiture ?

La sous-toiture remplit différentes fonctions :

> Avant la pose de la couverture, elle protège provisoirement et évacue l’eau de pluie vers l’extérieur du bâtiment.

> Lorsque la couverture est en place, elle recueille l’eau en cas d’infiltration accidentelle et l’évacue vers l’extérieur du bâtiment :

  • en cas d’envol ou de rupture d’une tuile ou ardoise;
  • en cas de pluies torrentielles par grand vent;
  • en cas de chute de neige poudreuse ‘folle’ sous les charges de vent.

> Par temps froid, elle évacue l’eau qui se serait condensée sur la face interne de la couverture suite au sur-refroidissement. En effet, la nuit, par ciel serein, la couverture émet des rayonnements infrarouges vers la voûte céleste. La température de la couverture peut ainsi descendre jusqu’à 10°C plus bas que celle de l’air extérieur. De la condensation ou du givre peut se former sur la face inférieure de la couverture. Lorsque l’eau de condensation s’écoule, elle est recueillie par la sous-toiture et évacuée.

> Elle protège les combles contre les infiltrations d’air et de poussières.

> Elle protège l‘isolation.

> Elle renforce la résistance de la couverture lors d’une tempête.

Pour remplir ces différentes fonctions, il est donc toujours conseillé de doter la toiture d’une sous-toiture, sauf dans des cas particuliers comme un hangar non isolé où la production d’humidité est très importante.

Remarque importante
La sous-toiture ne remplit pas le rôle couverture. Elle ne sert pas à pallier à une mauvaise qualité ou à une mauvaise exécution de la couverture.

Où place-t-on la sous-toiture ?

La sous-toiture se trouve juste sous la couverture de la toiture, lattes et contre-lattes comprises. Elle se trouve au-dessus de l’isolation et de la charpente. La sous-toiture devrait idéalement êre posée directement sur l’isolant, sans espace intercalaire.

Parfois, l’isolant lui-même ou les panneaux isolants préfabriqués autoportants font eux-mêmes office de sous-toiture. Ils permettent de faire l’économie d’une sous-toiture supplémentaire.

  1. Lattes
  2. Contre-lattes
  3. Sous-toiture
  4. Isolant
  5. Charpente
  6. Pare-vapeur
  7. Finition du plafond

Position de la sous-toiture dans un versant isolé.

Quels sont les différents types de sous-toitures ?

Les sous-toitures sont idéalement perméables à la vapeur. Elles se distinguent entre elles par trois caractéristiques principales :

  • leur capillarité, elles peuvent être capillaires ou non capillaires;
  • leur raideur, elles peuvent être rigides ou souples;
  • leur continuité, elles peuvent être continues ou en bandes.

Ainsi existe-t-il :

– des sous-toitures capillaires :

  • rigides (panneaux de fibres ciment-cellulose, panneaux de fibres de bois);
  • souples :
    • en bandes (papier fort, toiles en fibre de verre ou en matière synthétique);
    • continues;

– des sous-toitures non capillaire :

  • rigides (plaques multicouches perforées de plastique);
  • souples :
    • en bandes (feuilles synthétiques microperforées renforcées);
    • continues (feuilles peu perméables à la vapeur avec joints étanches).

Panneaux de fibre ciment-cellulose.

Panneaux de fibre de bois.

Toile de fibres synthétiques.

Plaque multicouche perforée de plastique.

Feuille synthétique microperforée renforcée.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Circuits hydrauliques primaires

Circuits hydrauliques primaires

Dans les installations tertiaires, la distribution d’eau chaude comprend souvent, en chaufferie, un circuit primaire (ou collecteur) duquel partent plusieurs circuits secondaires qui alimentent les différentes zones du bâtiment.

Ce circuit ou collecteur primaire peut prendre diverses configurations présentant chacune des avantages et des inconvénients.

Remarquons qu’il existe sur le terrain une quantité importante de configurations possible. Chaque bureau d’études peut apporter sa touche personnelle, sans compter les exigences propres à certains fabricants de chaudières (pompe de by-pass, …). Nous ne reprendrons ici que les principaux schémas rencontrés.

Circuit en boucle ouverte

Circuit primaire en boucle ouverte alimentant 2 circuits secondaires avec vanne mélangeuse.

Ces circuits sont composés d’un collecteur de départ et d’un collecteur de retour séparés. Il n’y a pas de circulateur sur le circuit primaire.

La circulation de l’eau dans les chaudières est assurée par les circulateurs des circuits secondaires. Cela signifie qu’en présence de circuits secondaires avec vanne mélangeuse, le débit dans les chaudières est variable en fonction des besoins thermiques des utilisateurs. Il peut même devenir nul. La chaudière doit donc pouvoir résister à ce régime.

Les chaudières peuvent également être soumises à une température de retour très basse qui risque de provoquer des condensations corrosives et pour les chaudières en fonte, une rupture par choc thermique.

Exemple.

Voici, en fonction des besoins, l’évolution du débit dans la chaudière et de la température de l’eau au départ et au retour des circuits secondaires si la puissance de ceux-ci est régulée en fonction de la température extérieure. La température de retour vers les chaudières est évidemment déterminée par la température de retour des circuits secondaires. Les résultats ci-dessous sont déterminés pour une installation dimensionnée en régime 90°/70°. 100 % de charge correspond aux besoins considérés pour le dimensionnement (température extérieure de .. – 10°C..).

Charge [%]

0 10 20 30 40 50  

60

 

 70 80 90 100

Débit dans
les chaudières [%]

0 3 7 12 18 25

34

 

 45 59 76 100

T départ
circuits secondaires [°C]

20 32 40 47 54 61

67

73 79 84 90

T retour circuits secondaires
= T retour chaudière [°C]

 20 30 36 41 46 51

55

59 63 66 70

La température limite basse de condensation des fumées dans la chaudière (..55°C..) et le débit minimal généralement admis dans la chaudière (..35 %..) ne sont dépassés que pour les charges (= les besoins) supérieures à 60 % des besoins maximaux, c’est-à-dire pendant environ 25 % seulement de la saison de chauffe. Pendant 75 % du temps, il y a un risque de condensation et de rupture par manque de débit.

Ce type de circuit primaire est sensible aux interférences entre les circuits. En effet, toute modification de l’ouverture d’une vanne mélangeuse va provoquer une modification du débit circulant dans les chaudières et les collecteurs. Il en résultera une modification des pertes de charge de cette partie et donc une modification de la pression différentielle à la base des autres circuits. Ceux-ci verront alors leur débit modifié et leur vanne mélangeuse réagira pour respecter sa consigne. On assistera alors à des oscillations des organes de régulation puisque chaque modification de réglage interfère sur le réglage de toutes les vannes.

Exemple.


Interférences entre les circuits secondaires.

Si la vanne mélangeuse (1) s’ouvre, le débit dans les collecteurs augmentera. Cela augmentera la perte de charge dans le collecteur. Ceci signifie que la pression différentielle ΔP à l’entrée du deuxième circuit augmente également. Le débit dans ce circuit va donc augmenter. La vanne mélangeuse (2) va donc se fermer pour respecter la température de consigne.

Cette fermeture va à son tour remodifier le débit global entraînant une réaction compensatoire de l’autre vanne.

On imagine aisément les oscillations qui peuvent apparaître lorsque l’installation comprend de nombreux circuits secondaires. Il peut même arriver dans des cas extrêmes de circuits déséquilibrés et mal dimensionnés que l’augmentation de pression ΔP aux bornes d’un circuit secondaire devienne plus élevée que la hauteur manométrique de sa pompe. Dans ce cas, la circulation s’inversera dans le circuit et le retour sera plus chaud que le départ.

Des difficultés de régulation peuvent également apparaître lorsqu’une chaudière est mise à l’arrêt puisque la perte de charge du circuit primaire sera modifiée, entraînant une modification des débits.

Les interférences seront d’autant plus importantes que le circuit primaire présente des pertes de charge importantes. Ce sera le cas si les collecteurs sont longs et si les chaudières sont à faible contenance en eau. À l’inverse le risque est négligeable si la perte de charge du circuit primaire est faible et n’influence guère les circuits secondaires, c’est à dire avec des collecteurs courts et des chaudières à grand volume d’eau.

Les circuits à boucle ouverte sont souvent équipés d’un circulateur de recyclage.

Circuit primaire avec boucle ouverte et circulateur de recyclage.

Ce circulateur permet d’obtenir un débit minimal dans la chaudière quel que soit le degré d’ouverture des vannes 3 voies. Il permet également de maintenir une température minimale au retour de la chaudière, pour les chaudières ne pouvant pas descendre en température.

Calculs

 Exemple de calcul d’une pompe de recyclage.

Circuit en boucle fermée

Un moyen d’éliminer les interférences entre les circuits secondaires, caractéristiques des circuits en boucle ouverte, est de relier les chaudières et les circuits de distribution par une boucle fermée à faible perte de charge. La faible perte de charge dans la boucle (entre les points A et B des schémas suivants) permet d’éliminer les effets de pression différentielle entre le départ et le retour des circuits secondaires.

On retrouve des boucles fermées avec une pompe unique alimentant le collecteur :

et des boucles fermées avec une pompe par chaudière :

Les circuits en boucle fermée présentent également un inconvénient lorsqu’ils sont raccordés à des chaudières régulées « en cascade« .

En effet, pour garantir une température correcte d’alimentation des circuits secondaires, il est impératif que le débit absorbé par ces derniers soit inférieur ou égal au débit véhiculé par la boucle primaire.

Circuit primaire fonctionnant correctement : le débit primaire (108 %) est supérieur au débit des circuits secondaires (< 2 x 50 %). Le surplus de débit primaire non puisé retourne vers les chaudières au travers de la boucle.

Dans une installation composée de plusieurs chaudières, la mise à l’arrêt d’une d’entre elles (arrêt du brûleur et de l’irrigation), telle qu’elle est pratiquée par une régulation en cascade, va réduire le débit de la boucle primaire. Or le débit des circuits secondaires ne se réduit pas toujours en parallèle.

Imaginons le cas d’une installation dont la température du circuit primaire et des circuits secondaires est régulée en fonction de la température extérieure. En mi-saison, une ou plusieurs chaudières se mettent à l’arrêt, ce qui réduit le débit primaire. Par contre, si la température d’eau demandée à la sortie des chaudières est proche de la température demandée au niveau des circuits secondaires, les vannes mélangeuses sont ouvertes en grand, demandant le débit maximum.

Dans ce cas, le débit de la boucle primaire devient inférieur au débit secondaire. Pour compenser le manque de débit d’eau chaude qui en résulte, la pompe du (ou des) dernier(s) circuit(s) de la boucle va puiser de l’eau dans la partie « retour » du collecteur créant une circulation inverse dans la boucle. Ce (ou ces) circuit(s) ne sera(ont) alors pas alimenté(s) à la bonne température, ce qui créera un inconfort pour les occupants.

Exemple

Situations normales :

la somme des débits des chaudières est supérieure à la somme des débits des circuits secondaires.

Situations anormales :

Pour visualiser le schéma animé comprenant une pompe par chaudière : ouverture d'une nouvelle fenêtre !
Pour visualiser le schéma animé représentant un collecteur équipé d’une pompe unique : ouverture d'une nouvelle fenêtre !

Ce phénomène apparaît également lorsque les pompes des circuits secondaires ont été surdimensionnées par rapport au débit primaire.

Éliminer le problème en plaçant un clapet anti-retour dans la boucle (tronçon AB) n’est pas une solution correcte puisqu’à la fermeture du clapet, on se retrouve dans la situation d’une boucle ouverte avec les interférences entre les circuits que cela implique. De plus, les pompes primaire(s) et secondaires se mettent en série et les débits d’eau deviennent incontrôlables.

Le seul moyen pour rendre les débits primaire et secondaires compatibles en mi-saison consiste à faire travailler les chaudières à plus haute température que les circuits secondaires. Dans ce cas, les vannes mélangeuses se fermeront pour respecter leur consigne de température et on obtiendra une diminution parallèle des débits primaires et secondaires.

Calculs

 Pour simuler cette situation

Le circuit primaire avec boucle fermée implique donc des pertes à l’arrêt des chaudières plus importantes.

Circuit avec bouteille casse-pression

Le principe de la bouteille casse-pression est semblable à celui de la boucle fermée. Plutôt que de se trouver en bout de collecteur, le by-pass se retrouve ici avant les circuits secondaires. L’objectif est de supprimer l’interférence hydraulique entre le circuit des chaudières et les circuits secondaires.

Lorsque les vannes mélangeuses sont partiellement fermées, le surplus de débit entre le circuit des chaudières et les circuits secondaires circulera dans la bouteille casse-pression (de A vers B). De l’eau chaude sera ainsi renvoyée vers les chaudières limitant les risques de température de retour trop faible pour les chaudières sensibles aux condensations.

Comme la boucle fermée, la bouteille casse-pression impose aux chaudières multiples de travailler à plus haute température pour éviter que les circuits secondaires ne soient obligés de puiser, via la bouteille, de l’eau froide dans le collecteur de retour, lorsqu’une des chaudières est à l’arrêt.

Circulation inverse dans la bouteille casse-pression lorsque le débit secondaire est supérieur au débit primaire.

La conception de la bouteille casse-pression doit respecter certaines règles :

  • elle doit être verticale,
  • elle ne doit pas être trop large, sous peine de voir apparaître une double circulation dans la bouteille, qui désolidariserait presque totalement le circuit des chaudières et les circuits secondaires et empêcherait la puissance d’être transmise.

Double circulation dans une bouteille casse-pression trop large, empêchant la transmission de la puissance des chaudières vers les circuits.

  • pour éviter ce problème, on peut dimensionner la bouteille selon la règle « des 3 d ». Le décalage de niveau entre les branchements vers le collecteur des chaudières et vers les collecteurs des circuits secondaires a pour but de limiter les turbulences et de limiter les risques de double circulation.

La faible vitesse de circulation dans la bouteille peut, en outre, être exploitée pour y installer un dégazeur et une récupération des matières solides qui décantent vers le fond de la bouteille.

Circuit avec bouteille casse-pression et boucle fermée

Cas d’un circuit avec collecteur éloigné de la chaufferie.

Lorsque le départ des circuits secondaires est éloigné de la chaufferie, des interférences entre les circuits peuvent apparaître même avec un circuit primaire en boucle fermée, du fait de l’importance des pertes de charge du collecteur.

Pour limiter ce risque, on peut combiner bouteille casse-pression et boucle fermée.

Les problèmes de compatibilité entre débits primaire et secondaires et les risques de circulation inverse dans les tronçons AB restent présents, obligeant les chaudières à travailler à température élevée.

Si la boucle de distribution est très longue, le circuit ci-dessus est à exclure. En effet, le circuit le plus proche de la pompe primaire est soumis à une pression différentielle importante qui risque d’inverser la circulation dans le by-pass de la vanne mélangeuse. La régulation serait alors perturbée.

Pour éviter cela, un by-pass doit être installé au niveau de chaque circuit secondaire. La circulation dans ce by-pass est réglée grâce à une vanne d’équilibrage sur chaque circuit.

Cas d’un circuit avec collecteur très étendu.

Raccordement des chaudières au circuit primaire

Dans une installation de chauffage composée de plusieurs chaudières, les débits doivent se répartir de façon correcte dans chacune d’elles.

La première solution est d’alimenter chaque chaudière au moyen d’une pompe qui lui est propre.

Raccordement des chaudières en parallèle avec une pompe par chaudière.

Dans ce cas, la pompe est adaptée à la résistance hydraulique de chaque chaudière. L’inconvénient de type de raccordement est la mise à l’arrêt de la chaudière en cas de panne de sa pompe, à moins de dédoubler toutes les pompes. Ce dédoublement est plus aisé si on travaille avec une pompe commune à toutes les chaudières. On dispose alors d’une pompe principale et d’une pompe de réserve.

Deux modes de raccordement hydraulique sont alors possibles :

Raccordement des chaudières en parallèle avec une pompe commune :
des vannes d’équilibrage règlent les pertes de charge pour que chaque chaudière soit irriguée correctement.

Raccordement des chaudières en boucle de « Tichelmann » : la première chaudière alimentée par le retour et la dernière alimentant le départ. Chaque chaudière est ainsi raccordée au circuit primaire par un circuit de longueur et donc une résistance hydraulique semblable. En fait, les vannes d’équilibrage sont remplacées par des longueurs de tuyau.

Cas particulier des chaudières à condensation

Une chaudière à condensation n’est efficace que si elle est alimentée avec une eau à basse température, en tout cas inférieure à la température de rosée des fumées (de 53 à 58°C pour les fumées issues de la combustion du gaz naturel). Plus la température d’eau de retour est froide, plus la quantité de fumée condensée est importante et meilleur est le rendement.

La configuration des circuits de distribution doit donc être adaptée en conséquence avec comme principes :

  • de ne jamais mélanger, avant le condenseur, l’eau de retour froide et l’eau chaude de départ,
  • d’alimenter le condenseur avec les retours les plus froids.

Chaque fabricant de chaudières à condensation présente ainsi une série de circuits qui peuvent être raccordés à leur matériel.

Techniques

 Pour visualiser différents exemples de circuit de ce type !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Adapter la consigne d’humidité relative de l’ambiance

Buildings en hiver

Limiter l’humidification en hiver

Le besoin d’humidifier est lié à l’apport d’air neuf hygiénique en hiver : l’air extérieur froid, une fois réchauffé, est un air sec. Généralement, pour assurer un bon confort thermique, il est recommandé de porter l’air à un taux d’humidité relative minimum de 40 %. Cette humidification est énergétiquement coûteuse.

À titre d’exemple, en passant d’une consigne de 20°C 50 % HR à 20°C 60 % HR, le coût de l’humidification augmente de plus de 60% et le coût total du traitement de l’air est augmenté de 6,5 % si l’eau est froide dans l’humidificateur (chaleur de vaporisation prise sur l’air) et de 11 % si l’humidification est réalisée par un humidificateur électrique à vapeur…

La première action est de limiter la consigne des sondes d’humidité éventuelles sur des valeurs minimales assurant de confort :

  • 40 % HR, si l’humidification est commandée au moyen d’une consigne d’humidité relative dans l’ambiance ou dans la gaine de reprise d’air.
  • moins de 40 % HR, si l’humidification est commandée par une sonde installée dans la gaine de pulsion (il faut tenir compte de l’apport en humidité des occupants).

La deuxième action est d’abaisser au maximum en hiver la consigne de point de rosée des groupes de traitement d’air ou installation une correction automatique de cette consigne en fonction de l’humidité ambiante.

Techniques

 Pour en savoir plus sur la régulation par point de rosée et son optimalisation,

La troisième action complémentaire des deux premières est de mettre à l’arrêt l’humidification lorsque la température extérieure dépasse 5 .. 8°C.

Le besoin d’humidification n’existe qu’en hiver.

Pour être certain que l’humidification soit stoppée suffisamment tôt, il est possible de commander le fonctionnement de l’humidificateur en fonction de la température extérieure (interrupteur en série). En pratique, le critère « stopper l’humidification si T°ext > 5°C » est simple et efficace. La sonde peut être placée à l’extérieur ou dans la gaine d’air frais. De toute façon, un air extérieur à 5°C est, en Belgique, chargé de 4,5 greau/kgair. Une fois chauffé, il atteint 20°C et 30 % HR (ce qui est temporairement supportable). D’autant que l’apport en eau interne (plantes, occupants,…) portera l’air à 40 % HR.

Un seuil de l’ordre de 8°C peut être choisi si le bâtiment présente très peu d’apport interne en eau et/ou si l’installation travaille en « tout air » neuf (c’est à dire en climatisation « tout air » sans recyclage partiel de l’air extrait).

Cet arrêt peut aussi être décidé manuellement dès la fin des gelées diurnes (vers le début mars).

D’autres avantages à cette mesure

De plus, on se prémunit ainsi :

  • D’un dérèglement de la régulation : il arrive, rarement il est vrai, de rencontrer un caisson de traitement d’air où, en mi-saison, l’humidification est combattue par la déshumidification de la batterie de froid …!

 

  • Du fonctionnement sporadique de l’humidificateur (difficulté de régulation des humidificateurs de type « laveur d’air » en mi-saison, avec son cortège de développement bactérien si l’installation n’est pas automatiquement vidangée…

Comme toujours en URE, la mise en place d’une telle mesure doit être progressive : le réglage du seuil de température peut être abaissé progressivement, en étant attentif aux plaintes éventuelles.

À noter :

Il arrive que l’humidificateur tombe en panne … et qu’aucun occupant ne s’en rende compte… !
En quelque sorte, il s’agit là d’un réglage du seuil très, très bas… !

Adapter la consigne en fonction des températures réelles

Si la sonde d’humidité relative est placée dans la gaine de reprise, il est possible (sinon certain) que la température moyenne qui y règne est supérieure à la température de l’ambiance, ce qui va fausser la mesure et augmenter le taux d’humidité ambiant.

Mettons que la reprise (placée dans le faux plafond) aspire de l’air à 25°C alors que l’ambiance est à 22°C. Une consigne réglée sur 50 % HR, va générer en réalité une ambiance à 60 % HR. En effet, la sonde va régler l’humidificateur pour assurer 25°C et 50 % HR, ce qui correspond à l’humidité de 22°C et 60 % HR dans le diagramme de l’air humide…

Adapter la consigne en fonction des températures réelles

Il faut donc tenir compte de cette stratification des températures et diminuer la consigne à, par exemple, 34% HR pour avoir une ambiance à 40 % HR.

Adapter une consigne flottante

À défaut de couper l’humidification en fonction d’un seuil de température extérieure, si la régulation actuelle impose un niveau d’humidité fixe de 50 %, il est possible de diminuer la facture énergétique (liée à l’humidification mais aussi à la déshumidification) en laissant « flotter » le niveau de consigne entre 35 et 60 %, sans atténuation du confort dans les locaux.

Ce n’est que pour des cas particuliers bien spécifiques qu’une fourchette plus stricte est nécessaire

  • salle d’opération ou de réanimation en milieu hospitalier,
  • production industrielle (imprimerie, textile,…),
  • musées,
  • …

Pour plus d’informations, il sera utile de consulter l’amélioration du fonctionnement de l’humidificateur.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Régulation de la déshumidification de l’air

Régulation de la déshumidification de l'air

La déshumidification de l’air se réalise par condensation
sur la batterie froide du caisson de traitement d’air.

Un local type

Dimensions du local

  • Façade : 4 m
  • Profondeur : 5 m
  • Surface : 20 m²
  • Hauteur intérieure : 2.7 m
  • Volume utile : 54 m³
  • Hauteur de plancher à plancher : 3.5 m
  • Surface en façade : 3.5 x 4 = 14 m²
  • Pourcentage de vitrage : 50 %, soit 7 m²

Apports internes

Présence de 2 personnes, dont chacune apporte (voir apports des occupants, par exemple) :

  • Si ambiance à 24°C : sensible = 77 W, latent = 58 gr/h
  • Si ambiance à 26°C : sensible = 69 W, latent = 70 gr/h

Attention : nous avons choisi ici les valeurs du Recknagel, dont l’apport en eau des occupants est inférieur à celui de Carrier.

  • Éclairage : 12 W/m² x 20 m² = 240 W
  • Equipements : 20 W/m² x 20  m² = 400 W

Apports solaires

Supposons une façade orientée à l’Ouest, avec un apport solaire de 300 W/m² traversant le vitrage, soit un apport total de 7 m² x 300 W/m² = 2 100 W.

Apport d’air neuf

On suppose 30 m³/h/pers, soit 60 m³/h dans le local, soit un taux de renouvellement horaire de 1,1.

Sur base de 1,2 kg/m³, cela donne un débit massique d’air de 60 x 1,2 = 72 kg/h

Apport d’eau

  • À 24°C, l’apport en l’eau est donc de (2 x 58 gr/h) / 72 kg/h = 1,6 gr/kg.
  • À 26°C, l’apport en l’eau est donc de (2 x 70 gr/h) / 72 kg/h = 1,9 gr/kg.

Attention : avec les chiffres du bilan « Carrier », on obtiendrait ici respectivement 2,4 et 2,8 gr/kg.

Objectif final

Atteindre 24° 65 % HR, avec un ventilo ou 16 m² de plafonds froids

Conditions extérieures de dimensionnement : 30° 50 %

Déshumidification de l’air neuf avec ventilo-convecteurs

On suppose ici que le local est équipé de ventilo-convecteurs à 4 tubes. L’air neuf est préparé en centrale.

Soit on réalise un simple contrôle de l’humidité : l’air est déshumidifié en centrale mais n’est plus régulé en fonction de la teneur effective de l’humidité relative dans le local. C’est généralement le cas des immeubles de bureau.

Soit on réalise la régulation de l’humidité : la mesure du taux d’humidité est faite dans l’ambiance et la régulation de la batterie froide est faite de telle sorte que, par exemple, le taux de 50 % soit maintenu en permanence. C’est par exemple le cas pour une salle d’opération.

Si la déshumidification est simplement « contrôlée », il faudra dimensionner la centrale de traitement d’air pour que l’air soit refroidi jusqu’à 15°C en sortie de batterie froide. En pratique, on placera la sonde à la sortie du groupe afin de bénéficier d’un brassage de l’air par le ventilateur. On régulera donc sur 16°C en sortie de caisson (le ventilateur apporte 1°C, environ). Ensuite, on laisse « dériver » l’humidité ambiante en fonction des apports effectifs dans les locaux. Mais on sait que même dans les cas extrêmes l’ambiance ne franchira pas les limites de la zone de confort.

Prenons l’exemple du local type. Dans les conditions extrêmes (30°C, 50 % HR), l’air est refroidi le long de la batterie froide et ressort à 15°C 90 %, soit avec une teneur de 9,6 gr/kg.

  1. Refroidissement et déshumidification.
  2. Réchauffage par ventilateur et conduit.
  3. Réchauffage et humidification dans l’ambiance.

Il est alors pulsé dans le local à 16,5°C environ. Il y gagne 1,6 gr/kg suite à la présence des occupants. L’ambiance pourrait donc se stabiliser à 24°C et 11,2 gr/kg, soit 60 % HR. Ce qui respecte le confort.

En pratique, l’ambiance se stabilisera en dessous de cette valeur suite à la condensation de l’air dans les ventilo-convecteurs (importance et évaluation liée au régime d’eau glacée).

On perçoit également que si un occupant est absent, le taux d’humidité se stabilisera à un niveau inférieur. C’est en ce sens que l’on parle de contrôle et non de régulation.

À noter que dans le cas d’une « régulation » d’humidité, c’est sur la reprise d’air que l’on mesure le taux effectif d’humidité relative et que l’on impose ou non une déshumidification plus importante.

Déshumidification de l’air neuf avec plafonds froids

On suppose cette fois que le local est équipé de plafonds refroidissants. Le critère d’humidité relative à respecter est plus strict : il ne peut y avoir de condensation sur les plafonds.

La première solution, énergétiquement la plus efficace, est de travailler avec un régime de température le plus élevé possible, ce qui supprime directement le risque de condensation. Mais alors, la puissance de refroidissement du plafond diminue. Il faut donc que la charge thermique du local soit réduite au maximum et évaluée au plus juste.

Dans le cas contraire, il faudra s’arranger pour déshumidifier l’air neuf sans consommation excessive, c’est-à-dire sans détruire de l’énergie en faisant du froid et du chaud en même temps.

Puissance spécifique des plafonds froids

Les équipements sont dimensionnés pour une température de consigne de 26°C (le rayonnement froid permet d’accepter cette augmentation de la température ambiante de l’air).

L’apport thermique total du local type est donné par : éclairage + occupants + bureautique + soleil = 2 878 W (par simplification, les apports solaires par les parois sont négligés).

Soit un apport spécifique (pour les 16 m² de plafonds froids) de 2 878 / 16 = 180 W/m². Une telle charge frigorifique ne peut être reprise par des plafonds rafraîchissants.

Il est alors décidé de placer des stores extérieurs de telle sorte que les apports solaires soient réduits à 20 % de leur valeur, soit 420 W. Cette fois l’apport spécifique est de 1 198 / 16 = 75 W/m².

Si l’air est pulsé à 16°, il apporte un rafraîchissement complémentaire de : 60 m³/h x 0,34 Wh/m³.K x (26 – 16) = 204 W, faisant descendre l’apport spécifique à 62 W/m².

La figure ci-dessous montre l’évolution de la puissance intrinsèque pour un type de plafonds :

On constate que 63 W/m² sont atteints pour une température moyenne de l’eau de 8°C plus froide que l’ambiance, soit un départ à 17°C et un retour à 19°C.

Contrôle de l’humidité

Il faut donc que la teneur en eau de l’ambiance ne dépasse pas 12 gr/kg, ce qui correspond au point de rosée à la température du plafond (17°C 100 % d’HR).

  1. Refroidissement et déshumidification.
  2. Réchauffage par ventilateur et conduit.
  3. Réchauffage et humidification dans l’ambiance.

Testons si un refroidissement de l’air extérieur à 15°C suffit : oui, même dans le cas de conditions extérieures extrêmes de 30°C et 50 % HR, on constate que cette valeur de 12 gr/kg n’est pas atteinte, malgré un apport en eau par les occupants de 1,9 gr/kg.

Ce dimensionnement est très favorable sur le plan énergétique :

  • il ne demande aucune post-chauffe de l’air neuf, si on sélectionne les bouches de pulsion pour qu’elles puissent pulser l’air à cette température sans créer d’inconfort,
  • il peut faire travailler le groupe frigorifique à plus haute température,
  • mieux, il permet soit de se passer de groupe frigorifique une bonne partie de l’année grâce à une technique de free-chilling, soit de préchauffer l’air neuf par récupération de la chaleur captée par les plafonds.

À noter que le point de sortie de batterie a été sélectionné à 90 % HR parce que l’eau glacée dans l’échangeur est supposée à 6°C. C’est ce critère qui permet de dire que le contrôle de la température suffit.

ATTENTION !

Il est possible que la puissance frigorifique spécifique à fournir soit plus importante ou que l’apport en eau soit jugé plus élevé (valeurs du bilan Carrier). Dans ce cas, le plafond devra travailler à plus basse température et les risques de condensation augmentent. Une déshumidification de l’air neuf plus importante sera nécessaire. Il faudra le refroidir jusqu’à 13°C afin de le déshumidifier davantage, puis si les bouches choisies ne peuvent pulser à cette température, le post-chauffer jusqu’à 15°C afin de l’amener à une température de pulsion qui ne génère pas de courants d’air froid dans le local.
  1. Refroidissement et déshumidification.
  2. Post-chauffe.
  3. Réchauffage par ventilateur et conduit.
  4. Réchauffage et humidification dans l’ambiance.

La perte énergétique apparaît immédiatement : non seulement il faudra réchauffer un air que l’on a refroidit, mais en plus l’efficacité du free-chilling et/ou de la récupération de chaleur en est diminué puisque le plafond travaille à plus basse température.

Cela montre toute l’importance de maîtriser les charges thermiques des locaux (stores, …) et de dimensionner au plus juste les apports internes réels des équipements et des personnes : en cas de sur-évaluation des charges internes, c’est toute l’installation qui sera pénalisée dans son fonctionnement permanent.

Pour éviter une post-chauffe consommatrice …

Plusieurs solutions sont possibles :

  • Soit le choix de bouches de pulsion à forte induction qui autorisent une pulsion d’air à basse température sans créer d’inconfort.
  • Soit la postchauffe sera organisée sur base de la récupération de chaleur au condenseur de la machine frigorifique.
  • Soit une postchauffe sera organisée sur base de la récupération de chaleur sur l’air extrait,
  • ou tout autre moyen.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Notions de temps

Notions de temps

Le temps solaire vrai en un lieu

Sur un diagramme solaire on repère l’heure solaire par la position du soleil au-dessus de l’horizon à une date donnée ; le midi solaire ou midi vrai correspond à la hauteur maximum du soleil lors de son passage au méridien du lieu. Ce temps se compte de 0 à 24 heures à partir de midi.

Le temps solaire moyen

Schéma temps solaire moyen.

Au cours de son orbite annuelle autour du soleil, la terre voit sa vitesse s’écarter de sa valeur moyenne. Ces variations de la vitesse de déplacement de la terre sont responsables de faibles écarts entre le temps solaire vrai et le temps solaire moyen, qui correspond à un découpage uniforme du temps. La courbe ci-dessous représente « l’équation de Temps », c’est-à-dire l’écart en minutes entre l’heure solaire vraie et l’heure locale du temps solaire moyen. La partie supérieure de la courbe (+) donne l’avance de l’heure solaire vraie sur l’heure solaire moyenne ; la partie inférieure (-) indique cette fois, le retard de l’heure solaire vraie. Il se compte aussi de 0 à 24 heures à partir de midi.

Le temps universel

Les notions de temps se référant au méridien d’un lieu donné, il faut, lorsqu’on veut comparer des temps en des lieux différents, se reporter à son temps moyen universel. Par convention, celui-ci a été choisi comme étant le temps solaire moyen correspondant au méridien de Greenwich augmenté de 12 heures (pour les usages de la vie civile, le jour commence à minuit et non à midi).

Le temps officiel ou le temps légal

Pour bénéficier de la commodité d’une même heure de référence dans une région assez étendue, on a divisé la terre en 24 fuseaux horaires ou secteurs longitudinaux de 15° chacun (soit au total 24 x 15° = 360°, ou un tour complet), allant d’un pôle à l’autre. L’écart entre les heures normalisées d’un fuseau au suivant est de une heure, soit 24 heures pour un tour complet (1 heure correspond donc à un écart de 15° en longitude, soit 4 minutes par degré).

Schéma temps légal.

Donc le temps officiel ou légal diffère du temps universel d’un nombre entier d’heures selon des règles définies par la loi dans chaque pays et qui peuvent changer suivant la saison (heure d’été). Ce nombre entier suit approximativement le système théorique des fuseaux horaires.

Source – Logiciel OPTI Bureaux – Architecture et Climat – juin 2000

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les appareils de cuisson

Règle générale

D’une façon générale, pour minimiser les consommations d’énergie, on doit choisir des appareils bien dimensionnés ayant un rendement élevé.

En ce qui concerne l’optimisation de la pointe quart horaire, on a intérêt à choisir des appareils électriques qui prévoient une puissance spécifique de maintien en température. Il existe, par exemple, des marmites ou des fours qui disposent d’une résistance importante pour la montée en température et une deuxième plus faible pour le maintien en température. Ces appareils coûtent plus cher mais peuvent engendrer une puissance de pointe moindre.

Ce principe n’existe pas sur des appareils tels que les friteuses, grills, sauteuses ou fourneaux car pour de tels équipements, on a besoin de toute la puissance pour remonter en température afin de ne pas risquer d’obtenir une mauvaise cuisson.

Ce système n’est intéressant que s’il existe déjà une grande discipline de la part des cuisiniers pour ne pas enclencher tous les appareils en même temps.

Le rendement des appareils

Le rendement d’un appareil de cuisson représente le rapport entre l’énergie absorbée par la charge (les aliments) et l’énergie totale absorbée. En effet, de l’énergie totale nécessaire à la cuisson des aliments, seule une part parvient finalement sur la table. L’autre part se retrouve dans l’eau utile à la cuisson ou s’échappe par les parois des appareils.

Le rendement d’un appareil dépend avant tout du type de cuisson. Ainsi, dans la gamme des appareils permettant d’arriver au résultat souhaité au niveau du goût, on a intérêt, au niveau énergétique, à utiliser, celui ayant le meilleur rendement. Exemple : il vaut mieux cuire les brocolis au cuiseur à la vapeur (rendement jusque 90 %) plutôt qu’à la marmite (rendement moyen de 50 %).

Pour un même type d’appareil, le rendement dépend principalement des facteurs suivants :

  • la qualité d’isolation pour les enceintes fermées,
  • l’efficacité des dispositifs de réglage,
  • l’inertie de l’élément chauffant.

Une paroi non isolée dégage une puissance calorifique d’environ 1 000 W/m² en moyenne. Tandis qu’une paroi bien isolée dégage environ 100 W/m² en moyenne.

Exemple.

Une marmite de 150 litres a une surface de déperdition de 1,6 m2. Si l’on reprend les chiffres moyens ci-dessus, la puissance perdue est donc de 1 600 W pour une paroi mal isolée et de 160 W pour une paroi bien isolée. Pour une durée de cuisson de 1 heure, l’énergie perdue sera de 1,6 kWh dans le premier cas et de 0,16 kWh. dans le second. Au prix moyen de 0,115 € du kWh la différence dans le coût d’utilisation est de 0,165 €, pour une seule utilisation.

Une bonne régulation des appareils permet de gagner 10 % au niveau de la consommation.

Le rendement d’un appareil est à demander au fabricant. En effet, celui-ci ne se retrouve pas dans la documentation des fabricants qui préfèrent citer des pourcentages d’économie sans préciser l’objet de la comparaison.

Le dimensionnement

Le choix et le dimensionnement des appareils dépendent de nombreux critères :

  • le type de cuisine offerte au consommateur,
  • le type de liaison,
  • le nombre de couverts,
  • le nombre de repas par jour,
  • la variété des plats offerts aux consommateurs,
  • la gamme des produits de base,
  • etc.

Il ne s’agit pas ici de montrer comment dimensionner chaque appareil, mais bien de donner quelques indications !

Il est très difficile d’arriver à ce résultat à partir d’abaques de dimensionnement et il vaut mieux choisir et dimensionner les appareils à partir de la situation réelle de la cuisine.Équiper rationnellement une cuisine, c’est chercher à faire coïncider la capacité de production réelle des équipements aux besoins de la cuisine. En effet, si un équipement est sous-dimensionné, il ne permettra pas d’offrir le service voulu aux consommateurs. À l’inverse, s’il est sur-dimensionné, le rendement de l’appareil sera mauvais. Il représentera une perte financière à l’achat et à la consommation. Enfin, tout équipement qui n’est pas utilisé représente une perte sèche.

Le choix et le dimensionnement des appareils se fait, si possible, en collaboration étroite avec le chef-coq. Il représente la personne adéquate pour disposer d’une vue d’ensemble de tous les critères dont dépend le choix des appareils et le contexte de production.

Exemple.

Dans une cuisine considérée, on a répertorié les données suivantes pour dimensionner les marmites de manière optimale.

La (les) marmite(s) va(vont) servir à préparer :

  • du potage,
  • des légumes,
  • de la purée, de la compote ou du pudding,
  • des sauces.

Pour le potage, la quantité est de 0,3 litre par potage, il faut compter 65 % de potage par rapport au nombre de repas et le taux de remplissage est de 100 %.

Pour les légumes, il faut prévoir une contenance de 1/4 litre par repas et le taux de remplissage est de 80 %.

Pour la purée, la compote et le pudding, il faut compter 0,15 litre par repas, 50 % d’unités par rapport au nombre de repas et un taux de remplissage de 80 %.

Pour la sauce, il faut compter 0,1 litre par repas et le taux de remplissage est de 80 %.

Ces données vont servir de base pour dimensionner les marmites en fonction de la situation réelle.

On sera peut-être amené à choisir plusieurs petits appareils plutôt qu’un seul gros appareil.

Remarques.
Pour beaucoup d’appareils (exemple : sauteuse, friteuse, etc.), la capacité productive d’un équipement n’est pas égale à sa capacité théorique. La capacité productive s’exprime en produits par unité de temps. Exemple : nombre de grillades à l’heure, nombre de cafés à la minute, etc.

Elle tient compte de l’ensemble des temps nécessaires à l’ensemble d’un cycle de fonctionnement. Pour un équipement de cuisson d’une certaine contenance, on distingue le temps de chargement, de montée en température, de cuisson proprement-dite, de déchargement et de nettoyage.

Par manque d’information sur la manière dont va être utilisé un équipement, un fabricant se contente de donner la capacité théorique d’un équipement qui ne tient compte que des temps actifs (cuisson). La capacité théorique ne tient donc pas compte des différents temps morts nécessaires à la production.

Au risque de surestimer la capacité réelle d’un équipement, il faut donc la calculer à partir de la capacité théorique et du contexte de production.

Choix des plaques de cuisson

On choisit de préférence des foyers infrarouges avec détecteur de casserole ou des plaques à induction. Celles-ci ont un meilleur rendement (induction : 90 %), infrarouges (75 %) qu’une plaque électrique en fonte (60 %).

Le meilleur rendement d’une plaque à induction va permettre de gagner jusqu’à 35 % d’énergie par rapport à une plaque en fonte électrique mais elle va aussi engendrer une économie en supprimant les problèmes de plaques en fonctionnement continu puisque la plaque à induction ne fonctionne qu’en présence d’une casserole. L’économie peut alors être beaucoup plus importante.

Mesures comparatives de la consommation d’énergie pour l’échauffement de 1,5 l d’eau de 20 à 95 °C et pour différentes plaques de cuisson
Induction 162 Wh 100 %
Foyer halogène sous vitrocéramique 220 Wh 136 %
Foyer radiant sous vitrocéramique 233 Wh 144 %
Plaque fonte 252 Wh 155 %

Réchaud à gaz naturel, feu ouvert

 295 Wh 182 %
Mesures comparatives de la durée de l’échauffement de 1,5 l d’eau de 20 à 95°C, pour une puissance de 2 kW

Induction

 336 sec 100 %

Foyer halogène sous vitrocéramique

 399 sec 119 %

Foyer radiant sous vitrocéramique

 428 sec 127 %

Plaque fonte

 454 sec 135 %

Réchaud à gaz naturel, feu ouvert

 532 sec 158 %

Le prix d’une plaque à induction est élevé, rendant son temps de retour proche des 15 ans par rapport à une plaque classique en fonte bien utilisée. Néanmoins, ce temps de retour peut n’être que de 2 ans si la plaque classique est allumée en continu et ce, dès le matin.

De plus, la diminution du dégagement de chaleur va améliorer le confort et diminuer la ventilation si celle-ci est réglée en fonction des besoins.

Si l’on opte pour des plaques au gaz, on les choisit avec un « économiseur sur feu vif », appelé « Top Flam ». Il s’agit d’un détecteur de récipient situé à côté du brûleur, qui permet l’allumage ou l’extinction automatique du brûleur principal par simple contact avec le récipient. Outre les gains énergétiques, ce dispositif a aussi un effet induit favorable sur le confort (pas de dégagement inutile de chaleur), et offre une sécurité accrue (suppression des risques de brûlure quand le feu vif reste découvert).

L’apparition de détecteurs d’ustensiles sur les fourneaux dont l’élément chauffant montre une faible inertie : foyer halogène ou radiant sous plaque vitrocéramique pour l’électricité et feu ouvert pour le gaz, permet dans certains cas d’abaisser la consommation d’énergie de 30 à 50 %.

Choix des fours

Un four à convection forcée est préférable à un four à convection naturelle.

Dans les fours à convection forcée, l’action d’une turbine favorise l’homogénéité de la température et la rapidité de transmission de la chaleur. Cette technique améliore sensiblement le rendement (45 % pour un four statique et 80 % pour un four à convection forcée). L’économie d’énergie est en plus renforcée par une montée en température rapide. Globalement, on parle d’une économie d’énergie de 45 %.

L’économie d’énergie est encore plus grande avec un four combiné air/vapeur. Le transfert calorifique s’effectue par l’intermédiaire de vapeur à pression atmosphérique ou très basse pression. Le rendement est meilleur qu’avec un transfert à air chaud pulsé de l’ordre de 40 % et engendre une plus faible déshydratation des denrées. Néanmoins, la vapeur ne peut pas être utilisée pour toutes les préparations.

La tendance actuelle est d’acheter ces fours comme appareils polyvalents faisant office de four, marmite, sauteuse, voire plaque à snacker ou même friteuse. Une seule électronique gère le tout, avec des programmes faciles à régler (on affiche, par exemple, simplement le nom du produit et parfois sa masse).

Leur gain de consommation est complexe, car il faut comparer à plusieurs autres types de matériels, et pondérer par rapport à leurs fréquences respectives d’utilisation. En moyenne, le bilan est assez bon : des appareils individualisés performants obtiennent les mêmes consommations, et font parfois mieux mais l’appareil polyvalent gagne souvent par son automatisation poussée, et par ses multiples programmes permettant de choisir exactement le plus adapté.

En liaison froide, le choix d’un four combiné air/vapeur est particulièrement intéressant au niveau des consommations énergétiques. En effet, pour profiter de l’avantage du meilleur rendement du four combiné par rapport à celui de la plupart des autres appareils, il doit être utilisé à sa charge nominale. L’économie peut encore être augmentée de 10 à 15 % si le four est utilisé sans interruption entre les cuissons. Ce genre d’organisation est très facile en liaison froide. De plus, dans ce cas, l’utilisation du four combiné peut être synchronisée avec celle de la cellule de refroidissement rapide, rendant inutile l’utilisation du four de maintien en température.

En liaison chaude, cette organisation n’est pas très adaptée. Dans certains cas, le gain énergétique peut même être négatif.

Ces appareils polyvalents ont des limites : on ne peut tout faire simultanément.

Si aucun délestage général de la cuisine n’est prévu, on choisit de préférence un four combiné équipé d’un régulateur électronique qui hache la demande d’énergie et qui assure donc la fonction du délesteur de charge au niveau du four uniquement.

Le cuiseur à vapeur

La cuisson au cuiseur à la vapeur est l’une des plus intéressantes au niveau énergétique. Le rendement de cet appareil atteint les 90 %. Pour autant qu’elle permette d’atteindre les qualités recherchées au niveau résultat de cuisson, on a donc intérêt à la choisir le plus souvent possible.

La basse consommation de la cuisson avec ces appareils est due au confinement (pas d’évaporation de l’aliment), à la durée : cuisson plus rapide au-dessus de 100°C (grâce à la pression, on augmente la température de cuisson de 15°C, ce qui demande plus d’énergie, mais on réduit le temps de moitié), à la taille réduite du matériel (moins de masse inerte et moins d’échange avec l’air ambiant), à la température (qui n’est pas si élevée que cela, comparée à un bain de friture ou à un grill), au bon transfert de chaleur (turbulence de la vapeur et chaleur de recondensation au contact des aliments) et aux moindres quantités d’eau à chauffer (comparer au court bouillon).

Remarque : on peut obtenir des résultats assez comparables (quoiqu’un peu moins bons) avec une cuisson en marmite, bien dimensionnée, avec couvercle et très bien réglée (avec automatisme) ou en cuisson sous vide.

Choix des marmites

Il existe des marmites à chauffage direct ou indirect (ou au bain-marie). Une marmite à chauffage indirect dispose d’une double enveloppe.
Il existe 4 grands types de marmites à chauffage indirect :

  • la double enveloppe est alimentée manuellement avec de l’eau,
  • la double enveloppe contient de l’huile en circuit fermé,
  • la double enveloppe est alimentée avec de la vapeur basse pression en circuit fermé,
  • la double enveloppe est alimentée avec de la vapeur haute pression en circuit fermé.

Les deux dernières sont aussi considérées comme des marmites directes avec la vapeur comme « combustible ».

Le système indirect avec vapeur haute pression a un rendement plus élevé que le système indirect avec vapeur basse pression qui lui-même a un meilleur rendement que le système à alimentation en eau. En effet, avec la vapeur comme alimentation, il y a un meilleur transfert de chaleur. La vapeur est bien répartie dans la double enveloppe et pas uniquement dans le bas comme l’eau. Mais ces appareils reviennent plus chers. En effet, les matériaux et les soudures doivent pouvoir résister à la pression.

Un mélangeur (qui peut être utilisé pour certains aliments) permet d’améliorer le transfert de chaleur. Le mélangeur dans une marmite à chauffage indirect présente un autre avantage : il permet de refroidir rapidement et dans les délais requis une préparation en utilisant soit de l’eau de distribution, soit de l’eau réfrigérée.

En liaison froide, on a intérêt à choisir des marmites permettant de programmer tout un cycle de production : remplissage, cuisson, mélange, refroidissement. Le programme pourra ainsi être enclenché la nuit et on bénéficie ainsi du tarif heures creuses.

Les commandes informatiques permettent non seulement de commander différents processus de fabrication, mais permet aussi d’afficher la température mesurée dans la marmite.

Et en plus….

Les appareils électriques sont choisis, de préférence, avec une connexion prévue pour raccorder un délesteur de charge. Cette connexion permet de s’assurer que l’appareil est prévu pour être délesté et que le délestage se fera sur le bon organe.

Si l’appareil ne possède pas de connexion de délestage, cette connexion peut toujours être réalisée a posteriori mais elle doit alors être décidée et réalisée par une personne ayant une bonne connaissance du cycle de fonctionnement des appareils de manière à ne pas perturber leur fonctionnement.

A propos des appareils au gaz

Il y a eu beaucoup d’améliorations concernant le rendement des appareils au gaz ces dernières années. Outre un bon calorifugeage, ce rendement est obtenu par le brûleur séquentiel, par l’optimisation du transfert de chaleur et par l’allumeur électronique.

Avec un brûleur séquentiel, la diminution de l’apport de chaleur est obtenue par une série d’arrêts et de remises en marche du brûleur plutôt que par une diminution du débit de gaz qui a pour effet de raccourcir la flamme.

Avec un brûleur séquentiel, l’allumage s’effectue toujours à plein débit. Il permet d’augmenter le rendement de l’appareil de 20 points. On choisit donc les appareils (marmites, sauteuses, plaques de cuisson, etc.) avec ce type de brûleur.

Le meilleur transfert de chaleur fait gagner quelques points de rendement (parfois près de 10 points). Il s’obtient par le choix du matérial pour l’échangeur (cuivre bon conducteur) et par le choix de la géométrie des parois d’échange thermique : trajet des gaz chauds plus long, plus turbulent (ailettes, tétons).

L’allumeur électronique est plus facile à manipuler que le piezzo. On arrêtera donc plus volontiers l’appareil.

Grâce à ces techniques, il existe une friteuse au gaz à haut rendement (88 %) fabriquée en Hollande. Ce rendement est à comparer aux 45 % d’une friteuse au gaz classique.

Marquage CE et utilisation rationnelle de l’énergie

Depuis le 1er janvier 1997, les appareils de cuisson professionnels au gaz doivent porter le marquage CE. Pour obtenir ce marquage, ces appareils doivent répondre aux « exigences essentielles » des différentes directives européennes les concernant.

Outre, les aspects « sécurité », cette directive prend en compte les aspects « utilisation rationnelle de l’énergie ». En effet, le point 3.5 des exigences essentielles dit : « Tout appareil doit être construit de telle sorte qu’une utilisation rationnelle de l’énergie soit assurée, répondant à l’état des connaissances et des techniques et en tenant compte des aspects de sécurité ».

Il est essentiel que l’indication BE (abréviation de Belgique) soit reprise sur la plaquette signalétique et sur l’emballage comme pays de destination où l’appareil à gaz peut être commercialisé et installé. En effet, du fait de la pluralité des conditions de distribution des gaz et d’installation des appareils à travers les différents pays d’Europe, la mention des catégories, nécessaire pour identifier les aptitudes de l’appareil, n’est pleinement explicite qu’en liaison avec le pays de destination; cette indication a donc été considérée comme une condition essentielle pour l’utilisation en toute sécurité des appareils à gaz.

Pour les appareils de cuisson professionnels, seules les catégories I2E+, I3+ et II2E+3+ sont admises en Belgique. Pour les appareils de catégorie II2E+3+, l’état de préréglage de l’appareil doit être clairement indiqué sur l’appareil.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le dégivrage

Précautions à prendre au niveau du choix de l’enceinte et du groupe

Au niveau de la configuration de l’enceinte et pour éviter au mieux la formation de givre sur l’évaporateur, il est préférable que celui-ci soit situé loin de l’entrée par laquelle est amené l’air chaud et humide.

Exemple.

La chambre froide est installée chez un grossiste en fruits et légumes. L’évaporateur de la chambre froide se situe comme sur le dessin ci-après :

La porte est ouverte toute la journée pour permettre aux clients (des petites supérettes) de venir faire leurs achats, des bandes en plastique sont installées pour limiter les pertes frigorifiques.

La température d’évaporation étant de -8° un dégivrage est nécessaire. La proximité de la porte favorise les entrées d’air à température moyenne de 20°. Cet air chaud est aspiré par l’évaporateur et du givre apparaît très vite sur la batterie.
Un dégivrage est nécessaire toutes les deux heures alors que dans d’autres conditions seul 3 à 4 dégivrages par 24 heures seraient suffisants.

Pour éviter des consommations importantes d’électricité et une régulation qui apporterait toujours des soucis, il a été prévu d’arrêter la production frigorifique toutes les deux heures tout en laissant tourner les ventilateurs de l’évaporateur. On dégivre 10 minutes uniquement grâce à la température ambiante de l’air.

En ce qui concerne l’installation, pour faciliter et optimiser les opérations de dégivrage, on choisit, de préférence, une installation avec :

  • Une vanne magnétique sur le circuit frigorifique (juste avant l’évaporateur).
    Cette vanne va permettre d’arrêter le cycle du fluide frigorigène lors d’un dégivrage : lors d’un dégivrage, l’alimentation électrique de la vanne magnétique est coupée. La vanne se ferme. La Basse Pression au compresseur descend et le compresseur s’arrête dès que le niveau réglé sur le pressostat Basse Pression est atteint.Quand il n’y a pas de vanne magnétique, le compresseur est directement arrêté électriquement (contacteur). Mais dans ce cas, une migration de réfrigérant peut se produire et encore continuer à s’évaporer, ce qui peut poser problème.
  • Des manchons souples placés à la sortie du ventilateur de l’évaporateur si la technique de dégivrage produit de la chaleur sur l’évaporateur. Lors d’un dégivrage, lorsque la ventilation est à l’arrêt, ce manchon retombe et se rabat sur la surface de pulsion du ventilateur. Une barrière physique est ainsi créée autour de la chaleur produite dans l’évaporateur pour dégivrer l’évaporateur.
    Ces manchons souples en fibre polyester sont encore appelés « shut up ».

Précautions à prendre au niveau de l’utilisation de l’enceinte

Une organisation rationnelle des interventions dans les chambres froides peut être source d’économies d’énergie. On peut regrouper les interventions et laisser les portes ouvertes pendant un temps le plus court possible.
Il y aura ainsi moins d’air humide qui entrera à l’intérieur de l’enceinte. Au niveau économies d’énergie, on gagne ainsi sur trois plans :

  • au niveau de l’énergie nécessaire pour dégivrer,
  • au niveau de l’énergie nécessaire au refroidissement et au séchage de l’air humide qui entre dans l’enceinte,
  • au niveau de l’énergie nécessaire pour éliminer les quantités de chaleur accumulées dans les évaporateurs au moment des dégivrages, dont le nombre et la durée peuvent diminuer.
Exemple.

Soit une chambre froide négative de dimensions intérieures : L = 4 m, l = 4 m, h = 3 m.
L’air à l’extérieur de la chambre a les caractéristiques suivantes : t° = 28°C, HR = 80 %.
L’air intérieur a les caractéristiques suivantes : t° = -18°C, HR = 50 %.
La chambre est « sollicitée » pendant 12h/jours.

Il y a 10 interventions par heure, pendant chacune d’elle la porte est laissée ouverte pendant 30 secondes.
Avec cette utilisation, l’énergie électrique nécessaire pour le dégivrage est de 15,6 kWh/jour.

Avec une meilleure organisation, le personnel n’ouvre plus la porte que 5 fois par heure et ne la laisse plus ouverte que 6 secondes par intervention.
L’énergie électrique nécessaire pour le dégivrage n’est plus que de 3,9 kWh/jour soit une économie de 11,7 kWh/jour.
Avec un prix moyen de 0,115 € du kWh, cela représente une économie de 11,7 [kWh] x 0,115 [€] 260 [jours], soit 350 € par an pour une seule chambre froide.

Il faut ajouter à cette économie, l’énergie gagnée sur le refroidissement et le séchage de l’air entrant dans la chambre froide, ainsi que sur le givrage de la vapeur qu’il contient.
En effet, dans le premier cas, le renouvellement d’air de la chambre est de 61 volumes par 24 h; l’énergie frigorifique nécessaire pour traiter cet air est de 109,6 kWh pour le refroidissement et le séchage dont 46,9 kWh pour le givrage.
Dans le second cas, le renouvellement n’est plus que de 6,2 volumes par 24h et l’énergie nécessaire n’est plus que de 11 kWh (refroidissement et séchage), dont 4,7 kWh pour le givrage.

Avec un COP global moyen de 2,5 et un coût moyen de 0,115 € du kWh électrique, cela représente une économie supplémentaire de ((109,6-11) [kWh] / 2,5) x 0,115 [€] x 260 [jours], soit 1179,25 € par an.

Dans cet exemple, on n’a pas diminué le nombre de dégivrages dans le cas où il y a moins de vapeur qui rentre dans la chambre. Cela représente, en fait, une économie supplémentaire car il faut moins d’énergie pour refroidir les masses métalliques des évaporateurs, chauffées lors des dégivrages.

Remarque : vu la remarque

ci-dessous, cet exemple sert plus à montrer qu’il y a de grosse possibilité d’économies par une utilisation rationnelle de la chambre froide qu’à donner des chiffres exacts. En effet, la masse de l’évaporateur ainsi que le nombre de dégivrage ont été encodés de manière arbitraire.

Calculs

 Si vous voulez estimer vous même les possibilités d’économiser de l’énergie grâce à une utilisation rationnelle de votre chambre froide, cliquez ici !

Mais ATTENTION : ce tableau doit être utilisé avec beaucoup de précautions !

En effet, les résultats dépendent de paramètres introduits par l’utilisateur. Or ces paramètres ne sont pas toujours connus et dépendent eux-même du résultat des calculs.

Par exemple :

  • La masse des évaporateurs est une donnée arbitrairement introduite par l’utilisateur. Or elle dépend d’une série de paramètres qui ne sont pas dans le tableau (et notamment la puissance frigorifique totale). Il est donc a priori très difficile d’introduire une valeur correcte pour la masse des évaporateurs.
  • Le nombre de dégivrage est aussi une donnée arbitrairement introduite par l’utilisateur.
    Or, il dépend de la masse de givre piégée sur les ailettes des évaporateurs, de l’écartement de ces ailettes, de la surface d’échange des évaporateurs (c’est-à-dire de leurs dimensions) qui conditionne l’épaisseur moyenne de givre collé sur les ailettes.

Il faut aussi se rappeler que le rendement d’un évaporateur baisse au fur et à mesure que du givre vient se placer dans les interstices entre les ailettes.
Cela veut dire que si on diminue artificiellement le nombre de dégivrages, on diminue évidemment l’énergie nécessaire pour les dégivrages parce qu’il faut moins souvent chauffer les masses métalliques, mais on diminue aussi le rendement des évaporateurs (et donc de la machine entière) avec le grand danger d’avoir des évaporateurs bourrés de glace, ce qui provoquera finalement l’arrêt de la machine.

En fait, cela revient à dire que le calcul des machines frigorifiques doit être un calcul intégré où les éléments du bilan frigorifique ne peuvent pas toujours être envisagés séparément, comme c’est le cas ici avec ce tableau…; il s’agit d’un calcul itératif !

Choix de la technique de dégivrage

Le réchauffage de la batterie pour assurer la fusion du givre peut se faire de diverses façons :

  • par résistance chauffante,
  • par introduction de vapeurs refoulées par le compresseur,
  • par aspersion d’eau sur la surface externe, givrée, de la batterie,
  • par circulation d’air.

Les deux premières méthodes citées ci-dessus sont les plus courantes :

Par résistance chauffante

Des résistances chauffantes sont imbriquées dans les tubes en cuivre qui composent la batterie de l’évaporateur. Leur position et leur puissance sont étudiées par le fabricant de manière à répartir uniformément la chaleur produite à l’ensemble de la batterie.

Avantages, inconvénients et choix

C’est une méthode simple, très répandue pour les unités de puissance moyenne.
Elle n’est pas dénuée de divers inconvénients : la consommation se fait en électricité directe, et donc à un prix élevé en journée, surtout si la période de dégivrage a lieu durant la pointe quart-horaire du mois.

Précautions

Dans les équipements frigorifiques des grandes cuisines, la place disponible fait souvent défaut et la tendance des architectes est de sélectionner du matériel très compact. D’autre part, les budgets sont de plus en plus étroits, ce qui ne facilite pas la sélection de matériel de qualité.
Cependant pour assurer un bon fonctionnement du dégivrage à long terme, certaines précautions sont à prendre :

  • Les résistances n’ont pas une durée de vie éternelle. Elles doivent être remplacées en cas de défaillance. Lors de l’installation de l’évaporateur, il ne faudra donc pas oublier de tenir compte de leur longueur (généralement la longueur de l’évaporateur) et laisser l’espace nécessaire pour permettre de les extraire de leur  » doigt de gant « .
  • Toutes les résistances sont fixées à l’aide de fixation ad hoc dans la batterie. Il importe de fixer également les nouvelles qui seraient introduites après un remplacement.En effet, si les résistances ne sont pas bien fixées, les dilatations produites lors du chauffage et du refroidissement peuvent faire bouger les résistances et les faire sortir de leur position avec comme conséquence de ne plus chauffer uniformément la batterie sans compter les inconvénients matériels que cela suppose.

Par introduction de vapeurs refoulées par le compresseur

Cette technique, encore appelée dégivrage par « vapeurs chaudes » ou par « gaz chauds », consiste à inverser le cycle et à faire fonctionner l’évaporateur, le temps du dégivrage, en condenseur.

Avantages, inconvénients et choix

L’inversion de cycle est très économique, notamment car les vapeurs chaudes sont directement introduites dans les tubes avec des températures très élevées. Les temps de dégivrage sont donc très courts : parfois quelques secondes suffisent.
Néanmoins, cette méthode complique le réseau des conduites frigorifiques : des éléments supplémentaires tels que la vanne à 4 voies (qui sert à l’inversion de cycle), vannes magnétiques pour couper les circuits, etc. viennent s’ajouter à l’installation.
Ainsi, elle est surtout utilisée dans les installations industrielles.
Dans les équipements frigorifiques des grandes cuisines, il n’y a que les machines à glaçons, quand il en existe, qui sont parfois munies d’un système d’inversion de cycle pour démouler les glaçons.

Par aspersion d’eau sur la surface externe, givrée, de la batterie

Avantages, inconvénients et choix

Cette technique est parfois utilisée pour des enceintes froides à des températures voisines de 0°C et pour des enceintes réclamant une humidité élevée (chambres de conservation de fruits). La consommation d’eau, fluide de plus en plus coûteux, est un inconvénient.

Par circulation d’air de la chambre

De l’air provenant soit de l’intérieur de la chambre même, soit de l’extérieur, est envoyé sur l’échangeur. Dans le premier cas, le dégivrage est très lent. Dans le second, il faut isoler l’évaporateur de la chambre, ce qui n’est pas pratique.

Avantages, inconvénients et choix

L’inertie des produits stockés doit être suffisante à maintenir l’ambiance dans une fourchette de température acceptable. C’est donc une technique qui n’est pas à utiliser pour des chambres froides qui sont quasi vides juste avant le réapprovisionnement.
La première de ces méthodes a l’avantage de récupérer totalement l’énergie frigorifique stockée dans la glace. De plus seule une horloge est nécessaire pour interrompre la production frigorifique. Elle ne tombe donc jamais en panne.
En général, cette méthode est utilisée avec une température de chambre supérieure à 0°C et lorsque les enceintes ne sont pas trop sollicitées par des ouvertures de portes. Mais la pratique montre que certains régulateurs « intelligents » utilisent également ce système lorsque la température est fortement négative, grâce au fait qu’en dessous de -5°C la structure de la glace est très différente (beaucoup plus poudreuse et donc moins collante : une sublimation est alors possible).
Remarque : cette technique est celle utilisée par un fabricant qui propose une régulation intelligente des dégivrages.

Choix de la régulation du dégivrage

Le dégivrage est une source de consommation d’énergie :

  • Par l’apport de chaleur nécessaire à la fusion du givre (effet utile).
  • Suite à l’échauffement, suivi du refroidissement, de la masse métallique de la batterie (effet nuisible).
  • Par le réchauffement partiel, suivi de la remise en température de la chambre froide, une partie de la chaleur que nécessite le dégivrage ayant été perdu dans cette enceinte (effet nuisible).

Il existe donc une fréquence optimale de dégivrage pour minimiser l’énergie dépensée par cette opération :

  • Trop fréquente, ils sont effectués alors qu’une faible quantité de givre s’est déposée sur la surface froide, l’effet utile est insuffisant devant les effets nuisibles qui l’accompagnent.
  • Trop peu fréquente, la masse excessive de givre présente sur la batterie diminue l’efficacité énergétique de la machine frigorifique.

Choix du type de régulation

Pour les petites enceintes, une régulation par horloge peut suffire. Mais mal utilisée, cette régulation peut conduire à des aberrations énergétiques : qu’il y ait présence ou non de glace, le dégivrage est enclenché à l’heure programmée, la durée du dégivrage est fixe, quelle que soit la présence effective de glace.
Ainsi, en fonction des conditions d’exploitation des enceintes froides (peu ou beaucoup d’ouvertures de portes), les agents d’exploitation devront modifier la fréquence des dégivrages par le réglage des horloges, et une sonde de fin de dégivrage doit permettre à l’installation de redémarrer plus rapidement que la période fixée.
Cependant ils ne doivent, en aucun cas, intervenir sur la séquence interne des opérations de dégivrage. Certaines d’entre elles, si elles sont mal conduites, peuvent créer des écarts de pression intolérables entre l’intérieur et l’extérieur des chambres froides.
Pour les plus grandes enceintes, il est indispensable, au niveau énergétique, que la séquence des dégivrages réels se rapproche au mieux de la séquence utile. On utilise pour cela une régulation électronique intelligente de dégivrage. De tels systèmes permettent des économies substantielles.
Il en existe au moins deux sur le marché :

  • Le premier système de régulation électronique intelligent permet d’espacer la séquence de dégivrages initialement programmés s’il n’a pas détecté de phase de fusion suffisamment longue durant les 10 dernières opérations de dégivrage programmés.
  • Le second système de régulation électronique intelligent détecte la présence de glace à partir de deux sondes de température (l’une mesure la température ambiante de la chambre, l’autre est placée dans les ailettes de l’évaporateur). L’explication de ce principe ne nous a pas été détaillée.Chez ce fabricant, le critère d’arrêt du dégivrage classique est une température d’évaporateur de 10°C. Cela semble élevé mais c’est, semble-t-il, une sécurité par rapport à l’absence totale de glace.En plus de cette détection de givre, ce système choisit un dégivrage par circulation d’air de la chambre chaque fois que la température intérieure le permet. Ce qui est très intéressant au niveau énergétique puisque non seulement il ne faut pas produire de la chaleur pour le dégivrage, mais qu’en plus, toute l’énergie latente contenue dans la glace sera restituée à l’ambiance.Un dégivrage classique par résistance chauffante n’aura lieu que lorsqu’il n’est pas possible d’attendre la fusion de la glace par l’air ambiant.

Quel que soit le système de régulation intelligente, la souplesse de ces appareils par rapport aux thermostats mécaniques permet d’affiner les réglages et de proposer des fonctions complémentaires :

  • alarmes,
  • possibilité de faire fonctionner le congélateur avec une consigne abaissée de 5°C la nuit (pour bénéficier du courant de nuit),
  • possibilité de délester durant la pointe 1/4 horaire,
  • …

D’après le fabricant du second système système ci-dessus, l’investissement (+/- 1 625 €) est amorti en moins d’un an.

Exemple.

Une chaîne de supermarchés belge a adopté ce système pour l’ensemble de ses chambres froides depuis 2 ans. Un des responsables techniques nous a confirmé que l’investissement a largement été amorti sur cette période en regard des économies d’énergie apportées (plus de 20 % de la consommation de la chambre). Une généralisation de ce système à l’ensemble des points de vente est programmée.

De plus, ces systèmes peuvent tout à fait s’adapter sur des installations existantes.
Lors de la pose d’un système de régulation de dégivrage, il est important de l’adapter au mieux à la chambre froide et à son utilisation. Il appartient au frigoriste de bien poser au client les questions pour comprendre son mode de travail et de câbler la régulation la plus appropriée.

Autres précautions…

Pour optimiser le dégivrage, le frigoriste ne doit pas oublier de prévoir deux temporisations dans les étapes de dégivrage :

  • Après l’opération de dégivrage proprement-dite, il faut prévoir une temporisation avant l’ouverture de la vanne magnétique (permettant à la production frigorifique de reprendre). Cette précaution permet d’assurer l’égouttage.
  • Ensuite, il faut prévoir une deuxième temporisation avant la remise en fonctionnement des ventilateurs de l’évaporateur. Cette temporisation permet à la batterie d’atteindre une température moyenne inférieure ou égale à celle de l’enceinte. À défaut, la remise en route prématurée des ventilateurs peut envoyer de la chaleur dans la chambre froide et/ou des gouttelettes d’eau encore présentes.

Il veillera aussi à prévoir un système de sécurité qui arrête le dégivrage dès qu’une température ambiante excessive est atteinte. Cette sécurité doit, par exemple, être accompagnée d’une alarme qui prévient le personnel du problème.
Cette précaution est d’autant plus importante que les produits stockés sont coûteux.

Exemple.

Il est déjà arrivé qu’un contacteur qui commandait les résistances électriques de dégivrage d’une enceinte stockant des crustacés, du caviar, etc. reste bloqué et que du chauffage soit diffusé toute la nuit dans la chambre avant que le personnel ne s’en aperçoive le lendemain matin.

Évacuation des condensas

Il faut prévoir un raccordement de décharge pour l’évacuation des condensas ou des eaux de dégivrage.
Dans les chambres froides négatives, pour éviter le gel, les tuyaux qui évacuent les condensas doivent être calorifugés, voir chauffés. L’évacuation par le haut à l’aide d’une pompe de relevage offre l’avantage d’éviter les passages de tuyaux à l’intérieur de l’enceinte (en général, l’évaporateur est suspendu au plafond). De façon générale, il faut chercher à sortir les condensas par le chemin le plus court de la chambre froide vers l’extérieur de manière à éviter tout souci.
L’exploitation devra toujours veiller à la bonne évacuation des eaux de dégivrage, et donc maintenir toujours libre de givre non fondu le bac de collecte de ces eaux. Elle doit également veiller au bon état de la conduite d’évacuation et de son système de chauffage (pour les chambres à températures négatives).
L’écoulement des condensas est primordial pour assurer de parfait dégivrage. Un bac de condensas qui ne se vide pas va provoquer très rapidement la prise en glace de la batterie par simple conduction entre l’eau et les ailettes.

La cellule de refroidissement ou de congélation rapide

Les temps maximum autorisés pour refroidir ou surgeler dans une cellule est relativement court (respectivement 2 h ou 4 h 30); le dégivrage se fait en fin de cycle.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique de la distribution de chaleur

Évaluer l'efficacité énergétique de la distribution de chaleur

Sous-station de distribution sans isolation !

Pertes dans les tuyauteries

Lorsque qu’un tuyau véhiculant de l’eau de chauffage traverse un espace ne devant pas être chauffé (chaufferie, vide-ventilé, caniveau), il présente des pertes importantes.

Exemples :

Tuyauterie de chauffage non isolée parcourant un faux plafond sous toiture.

Boucle de distribution d’eau chaude sanitaire non isolée, parcourant un vide ventilé de plus de 100 m de long.

Tronçon de collecteur DN 150 non isolé pour des raisons de facilité. Pertes annuelles : environ 4 000 kWh/an ou 400 litres de fuel/an (puissance perdue 2 x 230 W).

Conduites extérieures ….

En principe, lorsque ce tuyau traverse un local chauffé, on considère souvent que la perte contribuant au chauffage de l’ambiance, elle n’est pas source de surconsommation. Cependant cette affirmation est à nuancer dans certaines situation :

  • Lorsque la perte est tellement importante qu’elle crée des surchauffes.
  • Lorsque le tuyau reste en température alors que les locaux ne doivent plus être chauffés. Ce sera, par exemple, le cas pour une boucle de distribution d’eau chaude sanitaire maintenue en température, même en été.
Exemple.

photo conduites non isolées - 01.

École dont les classes sont parcourues par d’importantes conduites de chauffage. L’absence d’isolation sur les conduites combinée à l’absence de vanne thermostatique sur les radiateurs entraîne une la surchauffe importante dans chaque classe.

Bilan thermique d’une classe traversée par de grosses conduites non isolées. On voit que les apports des conduites, des élèves et du soleil vont rapidement conduire à des surchauffes. Les corrections à envisager pour le chauffage sont l’isolation des conduites et le placement de vannes thermostatiques pour arrêter le fonctionnement des radiateurs.

Ordre de grandeur

1 m de tuyau en acier de 1 pouce de diamètre, non isolé, dans lequel circule de l’eau chaude à 70°C et qui parcourt une ambiance à 20°C a une perte équivalente à la consommation d’une ampoule de 60 W.

Or cette ampoule, si elle restait allumée toute l’année dans la chaufferie, il est fort probable que quelqu’un l’éteindrait, parce qu’elle est bien visible …
Exemple.

photo conduites non isolées - 02.

Voici une installation vieille de 2 ans, jamais l’isolant n’a été placé sur les tuyauteries (cela n’ayant pas été précisé textuellement dans le cahier des charges, l’installateur a estimé que l’isolation ne faisait pas partie de son offre et n’en a pas informé le maître d’ouvrage). Voilà l’équivalent d’une belle guirlande lumineuse qui est restée allumée pendant plus de deux ans !

photo conduites non isolées - 03.

Dans le même établissement, les conduites de distribution de chauffage et d’eau chaude sanitaire passent dans un vide ventilé. La fin de l’isolation des conduites n’a pas été réalisée. Pour preuve, la coquille isolante n’a pas été découpée à la longueur du tuyau. En terme de surconsommation, cela équivaut à une lampe de 60 W restée allumée pendant 2 ans dans le vide ventilé ! Soit une perte de :

60 [W] x 8 760 [h/an] / 0,8 =  657 [kWh/an] ou 66 [litres fuel ou m³ gaz] (0,8 est le rendement saisonnier de la chaudière).

Chiffrer les pertes dans le tuyauteries

La perte augmente proportionnellement au diamètre de la tuyauterie. Le tableau suivant indique les pertes des tuyaux en acier en fonction de leur diamètre, de la température entre l’eau chaude et de la température ambiante.

Perte de chaleur d’un tuyau en acier non isolé en [W/m]

DN [mm]

 10 15 20 25 32 40 50 62 80 100

Diam [pouce]

 3/8″ 1/2″ 3/4″ 1″ 5/4″ 1 1/2″ 2″ 2 1/2″ 3″ 4″

Teau – Tair :

20°C

 11 13 17 21 26 30 38 47 55 71

40°C

 22 29 36 45 57 65 81 101 118 152

60°C

 36 46 58 73 92 105 130 164 191 246

80°C

 52 67 84 105 132 151 188 236 276 355

Les pertes calorifiques des canalisations enterrées sont plus faibles que dans l’air, en moyenne de 10 à 35 %.

Exemple.

Perte de 20 m de tuyauterie non isolée DN 50 (2″), à 80°C, dans une chaufferie à 20°C :

Puissance perdue = 130 [W/m] x 20 [m] = 2,6 [kW]

Énergie perdue (si la circulation fonctionne toute l’année = 2,6 [kW] x 8 760 [h/an] / 0,8 = 28 470 [kWh/an] ou 2 847 [litres fuel ou m³ gaz] (0,8 est le rendement saisonnier de la chaudière).

Le coût de cette perte est de l’ordre de 89 €/an (à 0,625 €/litre fuel) par mètre de tuyau non isolé.

Calculs

 Pour calculer les pertes de vos tuyauteries de chauffage et le gain réalisable par une isolation.

Améliorer

 Isoler les tuyauteries et les vannes.

Régulation de la température de l’eau

On le voit dans les coefficients de perte ci-dessus, les déperditions des tuyauteries sont proportionnelles à la différence de température entre l’eau et l’ambiance. On a donc tout intérêt à travailler avec une eau chaude distribuée à la température la plus faible possible.

Cela est une des justifications pour lesquelles on a intérêt à travailler avec une température d’eau variable en fonction des besoins, soit directement au niveau du collecteur principal, soit au minimum au niveau des circuits secondaires.

L’ampleur de la perte engendrée en travaillant en permanence à haute température dans les circuits dépend de la disposition des circuits (le collecteur peut être très long, en conduisant par exemple à une sous station) et de leur degré d’isolation.

Exemple.

Prenons un collecteur DN 100 de 10 m, isolé par 4 cm de laine minérale et alimenté 5 800 h/an. La chaufferie a une température de 20°C.

Si la température l’eau qui y circule est régulée en fonction de la température extérieure, la température moyenne de l’eau sur la saison de chauffe sera de l’ordre 43°C. Déperdition thermique sera égale à :

0,424 [W/m°C] x (43 [°C] – 20 [°C]) x 10 [m] x 5 800 [h/an] = 565 [kWh/an] ou 56 [litres fuel ou m³ gaz]

Si la température de ce collecteur est maintenue en permanence à 70°C (moyenne entre le départ et le retour), la déperdition est de :

0,424 [W/m°C] x (70 [°C] – 20 [°C]) x 10 [m] x 5 800 [h/an] = 1 229 [kWh/an] ou 123 [litres fuel ou m³ gaz]

La différence est négligeable.

Ce ne sera pas le cas si le collecteur alimente aussi un bâtiment voisin distant de 50 m (soit 100 m de collecteur). La différence sera cette fois de 670 [litres fuel ou m³ gaz].

Améliorer

  Pour en savoir plus sur les installations susceptibles de travailler en température glissante.

Pertes dans les vannes

Les vannes présentes une surface déperditive nettement plus importante qu’un tuyau du même diamètre.

Une étude menée par AIB a.s.b.l. basée sur des observations thermographiques a montré que :

Perte thermique des vannes et brides en équivalent de longueur de tuyauterie de même diamètre non isolée

Source : AIB

Accessoire

Longueur équivalente de tuyauterie
Vanne non isolée 1,7 m
Vanne non isolée (6 cm de laine) 0,17 m
Paire de brides 0,9 m
Paire de brides isolée (6 cm de laine) 0,06 m
Exemple :

La température de cette boucle primaire est maintenue à 80°C (moyenne entre le départ et le retour). La perte de chacune des vannes (DN 300) ci-dessus équivaudrait à la perte de 1,7 m de tuyau (on applique une régression linéaire entre les valeur du tableau), soit :

707 [W/m] x 1,7 [m] = 1,2 [kW/vanne]

Si pour des raisons de production d’eau chaude sanitaire, la boucle est alimentée toute l’année, la perte énergétique s’élève à :

1,2 [kW/vanne] x 8 760 [h/an] = 10 512 [kWh/an.vanne] ou 1 051 [litres fuel ou m³ gaz]

Un matelas isolant permet de diminuer cette perte de 90 %, soit un gain de 946 [litres fuel ou m³ gaz] ou 591 [€/an] (à 0,625 €/litre fuel), pour un coût de 313 € le matelas démontable de 6 cm de laine.

Améliorer

 Isoler les tuyauteries et les vannes.

Déséquilibre

Nombreuses sont les installations de chauffage qui présentent des problèmes de manque de chaleur dans les locaux situés en bout de circuit.

Très souvent, la cause de cet inconfort réside dans un déséquilibre de l’installation : les premiers radiateurs « court-circuitent » le débit d’eau chaude, privant ainsi les derniers émetteurs d’un débit suffisant.

Lorsque l’installation est déséquilibrée, les premiers radiateurs court-circuitent le débit d’eau. Le manque de débit dans les derniers radiateurs entraîne un manque de chaleur.

Intrinsèquement, il s’agit d’un problème de confort et non de surconsommation.

Évaluer

 Pour diagnostiquer plus en détail, les causes d’inconfort.

Cependant, la réaction de la plupart de gestionnaire est de compenser cet inconfort

  • en augmentant la consigne de régulation (augmentation de la courbe de chauffe, augmentation du thermostat d’ambiance),
  • en avançant l’heure de la relance matinale,
  • en déconnectant l’optimiseur, …

En absence de vannes thermostatiques, il en résulte une surchauffe dans les locaux favorisés et donc une surconsommation.

Si face à une déséquilibre de l’installation, le gestionnaire augmente la consigne de température, les derniers locaux seront vraisemblablement satisfaits mais avec une surchauffe et une surconsommation dans les autres locaux.

 Il vaut donc mieux tenter dans la mesure du possible rétablir un débit correct dans chaque radiateur, en étranglant l’arrivée d’eau dans les zones favorisées.

Améliorer

 Équilibrer la distribution.

Un indice pour diagnostiquer un déséquilibre

Pour repérer un déséquilibrage, on peut sentir la répartition des températures dans les radiateurs : un radiateur chaud dans sa partie supérieure mais froid dans sa partie inférieure présente un débit d’alimentation insuffisant (une partie supérieure froide traduit une présence d’air à purger).

Régulation des circulateurs

La notion d’efficacité énergétique de la distribution inclut également la consommation des auxiliaires nécessaires au transport de la chaleur : les circulateurs.

Estimer la consommation des circulateurs

Sans mesure du courant absorbé par les circulateurs, il est difficile de connaître précisément la consommation électrique liée à la distribution de l’eau chaude.

En première approximation, on peut se baser sur les ratios suivants (pour une installation bien dimensionnée).

La consommation électrique des circulateurs [kWh] = 4 à 8 o/oo de la consommation de combustible [kWh] (1 litre de fuel = 1 m³ de gaz = 10 kWh)

La puissance électrique des circulateurs [kW] = 1 à 2 o/oo de la puissance chauffage [kW]

La puissance électrique des circulateurs [kW] = 90 % de la somme des puissances lues sur les plaques signalétiques [kW]
Exemple.

soit une installation de chauffage de 800 kW, consommant 120 000 m³ de gaz par an. Les circulateurs ne fonctionnent que durant la durée de la saison de chauffe (5 800 heures/an).

1ère estimation :

la consommation électrique des circulateurs [kWh] = (0,004 .. 0,008) x 120 000 [m³gaz] x 10 [kWh/m³gaz] = 4 800 .. 9 600 [kWh électrique/an]

2ème estimation :

la puissance électrique des circulateurs [kW] = (0,001 .. 0,002) x 800 [kW] = 0,8 .. 1,6 [kW]. Leur consommation = (0,8 .. 1,6) [kW] x 5 800 [h/an] = 4 640 .. 9 280 [kWh électrique/an]

Deux éléments caractérisent l’efficacité énergétique des circulateurs

  • le dimensionnement,
  • la gestion du temps de fonctionnement et de la vitesse.

Le surdimensionnement des circulateurs

Le calcul des pertes de charge dans les réseaux de chauffage est une tâche fastidieuse. C’est la raison pour laquelle on procède souvent à des estimations. De plus, on choisit un circulateur d’un modèle encore supérieur pour avoir une réserve.

Ceci engendre dans la plupart des installations, un débit plus important que nécessaire, une diminution du rendement du circulateur et une surconsommation électrique durant toute l’année. Ceci, sans compter l’imprécision supplémentaire qui est de mise si l’on remplace un circulateur dont on ne connaît plus les caractéristiques de dimensionnement.

Par exemple, une étude suisse sur plusieurs centaines de bâtiments a montré que le débit des installations de chauffage était en moyenne 2,5 fois surdimensionné par rapport aux besoins. Cela signifie que dans les installations de chauffage existantes, les circulateurs consomment 15 fois plus (règle de similitude : 15 = 2,5³) que nécessaire.

Il faut cependant relativiser cette surconsommation. En effet dans les circulateurs actuels à rotor noyé, le moteur est partiellement refroidi par l’eau de chauffage. De ce fait, une certaine partie de la consommation électrique du circulateur se retrouve sous forme de chaleur dans l’eau.

Ce n’est cependant pas pour cette raison qu’il ne faut pas tenter de réduire cette consommation. En effet, il s’agit d’une consommation d’énergie électrique, c’est-à-dire :

  • en moyenne plus chère que l’énergie issue des combustibles,
  • produite avec un rendement global (englobant le rendement des centrales électriques) nettement moindre, ce qui engendre une consommation d’énergie primaire et une production de CO2 nettement supérieure.

De plus, le surdimensionnement de circulateur est une source de problèmes hydrauliques dans l’installation et d’inconfort pour les occupants.

Évaluer

 Pour en savoir plus sur les problèmes d’inconfort.

Études de cas

 Surdimensionnement des circulateurs et mauvais fonctionnement de la production d’eau sanitaire combinée au Centre de Hemptinnne à Jauche.

Comment repérer un circulateur surdimensionné ?

Premier indice : la puissance de la plaque signalétique des circulateurs

On peut estimer la puissance électrique absorbée par des circulateurs existants suivant la règle :

La puissance électrique des circulateurs [kW] = 90 % de la somme des puissances lues sur les plaques signalétiques [kW]

Dans une installation équipée de radiateurs, si cette puissance électrique est supérieure à 2 o/oo de la puissance thermique du bâtiment (en [kW]), les circulateurs peuvent souvent être considérés comme surdimensionnés.

Cette règle équivaut à dire qu’il y a surdimensionnement des circulateurs si :

La puissance électrique des circulateurs Pe en [W] > 0,002 x puissance thermique du bâtiment Pth [kW]

Concevoir

 Si les chaudières ne sont pas trop surdimensionnées, on peut, en première approximation, considérer que la puissance thermique du bâtiment équivaut à la puissance des chaudières installées. En cas de surdimensionnement flagrant des chaudières, on peut estimer la puissance thermique en fonction de l’isolation globale du bâtiment et du volume chauffé. Pour en savoir plus sur cette méthode, cliquez ici !

Évaluer

 Pour en savoir plus sur l’estimation du surdimensionnement des chaudières, cliquez ici !

Deuxième indice : la température de l’eau de retour

La plupart des installations de chauffage par radiateurs existantes ont été dimensionnée pour un régime d’eau 90°/70°. Ceci signifie que pour la température extérieure minimale de dimensionnement (- 8° .. – 12°, en fonction de la région), la température de départ de l’eau doit être de 90°C et la température de retour, de 70°C, soit un écart entre le départ et le retour de 20°C.
Cet écart de température, proportionnel à la puissance émise, varie en fonction des besoins instantanés. Par exemple, si la température extérieure est de 5°C, l’écart de température entre le départ et le retour doit être voisin de 10°C (pour un dimensionnement pour – 10°C extérieur).

Écart de température entre le départ et le retour d’une installation de chauffage par radiateur dimensionnée pour un écart maximum de 20°C et une installation de chauffage par le sol dimensionnée un écart maximum de 12°C. La température extérieure de dimensionnement est de – 10°C et la température de consigne intérieure est de 20°C.

La puissance fournie par l’installation se traduit entre autres par la formule :

Puissance fournie [kW] = 1,16 [kW/(m³/h).°C] x Débit [m³/h] x (Tdépart [°C] – Tretour [°C])

Pour des besoins en chaleur et donc une puissance fournie identiques, si le débit augmente, l’écart de température entre le départ et le retour diminue.

Ainsi, si pour une température extérieure donnée (de préférence, effectuez la mesure en hiver), la différence de température mesurée entre le départ et le retour d’un circuit est inférieure à la référence du graphe ci-dessus, il y a de fortes chances pour que le circulateur soit surdimensionné. Attention, pour être représentative, cette mesure doit être effectuée toutes les vannes thermostatiques du circuit ouvertes en grand.

Calculs

 Pour estimer le facteur de surdimensionnement de vos circulateurs.
Exemple.

soit une installation de chauffage par radiateurs située à Louvain-la-Neuve. La température extérieure de référence pour le dimensionnement est de – 8°C. La température intérieure de consigne utilisée pour le dimensionnement est de 20°C.

Théoriquement, pour chacun des circuits de cette installation, l’écart de température entre le départ et le retour devrait être de :

Par exemple, pour une température extérieure de 1°C, l’écart de température théorique devrait être de 13,6°C. Or, pour un des circuits, les températures de départ et de retour sont respectivement de 54°C et 46°C, soit un écart de 8°C.

Le facteur de surdébit est donc de :

13,6 [°C] / 8 [°C] = 1,7

Comme la hauteur manométrique du circulateur évolue comme le carré du débit et la puissance électrique absorbée, comme le cube du débit (règles de similitude), on se trouve en présence :

  • d’une surpression d’un facteur (1,7)² = 2,9
  • d’une surconsommation d’un facteur (1,7)³ = 4,9

On peut se conforter dans l’idée de surdimensionnement du circulateur calculé ci-dessus en freinant le débit du circulateur existant : il suffit de refermer la vanne d’arrêt du circulateur jusqu’à ce que la différence de température voulue entre le départ et le retour soit atteinte. Si dans ce cas, le chauffage fonctionne toujours correctement partout, il n’y a aucune hésitation à procéder à une diminution du débit.

On peut également imaginer que les circulateurs sont surdimensionnés si l’installation possède des éléments de réglage fixe qui provoquent un étranglement permanent. Attention, toutefois, aux éléments qui servent seulement à équilibrer les débits dans certains circuits hydrauliques parallèles et qui ne signifient pas qu’un surdimensionnement général existe.

Un sifflement dans l’installation est également un indice de vitesse trop élevée de l’eau et donc d’une vitesse trop importante.

Mesures

 Le contrôle du dimensionnement correct d’un circulateur peut également se faire par mesure du débit et comparaison avec la puissance thermique à fournir. Pour en savoir plus.

Améliorer

 Réduire le débit des circulateurs.

La gestion du temps de fonctionnement et de la vitesse

Dans beaucoup d’anciennes installations, les circulateurs fonctionnent en permanence et à pleine puissance durant la saison de chauffe, si ce n’est toute l’année. En effet, le câblage des pompes était souvent réalisé indépendamment de celui du réglage du chauffage.

Par exemple, en mi-saison, l’apport de chaleur peut devenir inutile (température extérieure = 14 .. 15°C), sans pour cela que l’installation soit à l’arrêt définitif. Les vannes mélangeuses sont fermées et pourtant les circulateurs sont toujours en fonctionnement.

Si à ce moment les circulateurs étaient automatiquement mis à l’arrêt (sur base d’une mesure de la température extérieure), cela permettrait une économie substantielle d’énergie.

Des mesures menées en Suisse, sur plus de 50 bâtiments ont montré une économie électrique des circulateurs de l’ordre de 10 .. 15% grâce à ce genre de régulation.

Améliorer

 Réduire le débit des circulateurs.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un système rayonnant sur boucle d’eau froide : plafond froid, dalle active

Choisir un système rayonnant sur boucle d’eau froide : plafond froid, dalle active

Dalle active ou plafond froid ?

Inertie, puissance et free chilling

Il existe deux technologies d’émetteurs « froids » basés sur un échange par rayonnement : les  plafonds froids et les dalles actives.

Schéma plafonds froids et les dalles actives.

Clairement, la puissance émise par une dalle froide active est faible par rapport à celle d’un plafond froid traditionnel (de l’ordre de moitié). Elle présente un temps de réponse également très élevé et sera donc peu efficace pour gérer un afflux de soleil soudain. Il suffit de voir la température de surface inférieure de la paroi (22,5° pour 26° ambiant…) pour se rendre compte que la réponse va manquer de pêche !

Par contre, la dalle froide se distingue du plafond rayonnant par une grande inertie thermique.

Avantages d’un émetteur inerte : il est possible de réaliser un stockage nocturne de frigories dans la dalle ! Cette technique présente dès lors les avantages du système de stockage frigorifique dans des bâches d’eau glacée (production de frigories au prix du kWh de nuit, diminution de la puissance frigorifique installée, …). Elle permet également de valoriser la fraîcheur nocturne par free chilling.

Inconvénients d’un émetteur inerte : l’inertie du système rend la régulation très difficile… Y aura-t-il du soleil demain ?  Faut-il enclencher le refroidissement cette nuit ? De plus, la décharge du froid est indépendante des besoins réels. La température ambiante du local varie dans la journée en fonction des charges du local… On imagine un tel système lorsque les besoins sont créés par une charge interne permanente, mais non par des apports solaires ou une occupation variable.

C’est ainsi que la dalle active va pouvoir valoriser au mieux le froid créé durant la nuit : soit par passage dans un échangeur direct, soit par utilisation d’une machine frigorifique avec un très bon rendement.

Si l’eau provient d’une nappe phréatique ou d’une sonde géothermique, il ne semble pas fort intéressant de passer au système de refroidissement par dalle puisque la puissance frigorifique est à disposition également en journée.

On arrive donc à différents types de configuration, dont :

Un refroidissement de nuit sur l’air extérieur, assisté par une machine frigorifique en période de canicule.

Un refroidissement 24h/24 via des plafonds froids, dont le froid est capté sur des sondes enterrées.

Confort acoustique

Les nattes capillaires noyées dans le plafonnage et les dalles actives sont peu intéressantes au niveau acoustique : aucune absorption à attendre de leur part. Les plafonds froids suspendus par contre intègrent souvent des matelas absorbants.

En outre, les émetteurs noyés sont pénalisés lors de la pose d’ilots acoustiques suspendus. En effet ceux-ci viendraient bloquer l’échange par rayonnement entre les occupants et le plafond, ce qui limite l’échange thermique à la seule composante convective entre l’air et le plafond. D’autres surfaces d’absorption doivent être trouvées (panneaux mobiles, armoires avec panneaux intégrés, sous-faces des tables de travail, …).

Par exemple, les portes des armoires du bâtiment Worx à Kortrijk sont des panneaux acoustiques microperforés :

Une campagne d’essais a été menée à l’institut de recherche suédois pour mesurer l’influence de faux plafond discontinu, morcelé en ilots flottants de petite taille, sur les échanges thermiques entre le local et la dalle active.
La campagne consistait à comparer deux configurations, un faux plafond de 8.6 m² (6 éléments de 1,2 m x 1,2 m) représentant 45 % de la surface du local suspendu à deux hauteurs différentes (20 cm et 80 cm).
On constate une diminution de l’efficacité due à la présence des éléments acoustiques de 16 % lorsqu’ils sont suspendus à 20 cm et de 12 % à 80 cm. Il apparait logique que plus l’élément acoustique est suspendu bas, plus la convection de l’air autour du panneau est facilitée. De même l’efficacité acoustique est améliorée, car le son se répartit mieux autour du panneau, tout comme des panneaux trop proches l’un de l’autre se gênent le son ne distribuera pas correctement autour des panneaux.

Choix de la technologie de plafonds froid

Le terme plafond froid recouvre lui-même une large variété de dispositifs d’émission.  Pour faire le tri parmi ces technologies, on peut distinguer plusieurs critères de choix :

L’inertie du plafond

La plupart des plafonds froids sont peu inertes, puisque constitués de tuyauteries fixées sur un faux plafond peu épais. Seuls les systèmes constitués de nattes capillaires noyées dans un plafonnage présentent un plafond froid, dont l’inertie plus importante.

Le mode d’émission de froid entre la tuyauterie d’eau et le local

La plupart des systèmes utilisent la conduction de froid (en réalité, de la chaleur) vers les panneaux de plafonds. Pour augmenter la puissance, l’essentiel consiste à faire communiquer au mieux le froid entre le tube et l’entièreté du plafond, si possible métallique. Un système qui ne comporterait que quelques points de soudure de temps en temps, ne serait pas idéal à ce niveau…

Il existe des faux plafonds à ailettes clipsables, atteignant une puissance de 80 à 90 W/m² actif.

Illustration faux plafonds à ailettes clipsables.

Mais on améliore les choses par des tubes intégrés à un profilé aluminium. Ces systèmes, bien qu’un peu plus chers, permettent une excellente conduction du froid, si bien que la différence de température entre l’eau et la surface métallique est seulement de l’ordre de 1°C. Des puissances de 100 à 130 W/m² actif sont atteintes, pour un écart de 10° entre la température moyenne de l’eau (16°C) et la température de l’ambiance (26°C), c’est-à-dire, dans des conditions extrêmes.

Schéma tubes intégrés à un profilé aluminium.

Mais l’échange par rayonnement est rapidement limité. Aussi, afin de favoriser l’effet convectif, des ailettes seront serties sur les tuyauteries. L’idée consiste à créer un effet d’écoulement d’air, de « cheminée froide » le long de ces ailettes. Cette fois, deux tiers de la puissance sont communiqués par convection. La puissance frigorifique est maximale (130 W/m² et plus) pour autant que le faux plafond reste à claire-voie, ce qui n’est pas toujours accepté par l’architecte.

Schéma ailettes seront serties sur les tuyauteries.

De plus, la hauteur du faux plafond devient fort importante. On envisagera plutôt ce système dans un hall de grande hauteur.

La facilité du montage

Si certains systèmes sont assemblés sur place (serpentins clipsés, par exemple), d’autres sont montés en usine et arrivent par modules « tout faits ». On peut imaginer que cette deuxième solution est plus fiable.

La planéité d’ensemble est un élément très important, car notre oil est très sensible au moindre défaut, tout particulièrement dans les bureaux paysagers.

Le critère esthétique

Certains plafonds sont de type à lamelle, d’autres sont modulaires (généralement de largeur 600 mm.), ce qui modifie l’aspect architectural.. Les nattes noyées dans le plafonnage et les dalles actives sont par contre totalement invisibles.

La facilité de la maintenance

Chaque constructeur rivalise d’astuce pour pouvoir accéder le plus facilement possible à l’espace situé au-dessus du faux plafond (modification d’un câblage, …).

C’est en dé-clipsant les tuyauteries pour les uns, c’est en faisant pivoter une fixation par charnière pour les autres. La liaison entre le réseau d’eau froide et le module de faux plafond est réalisée par des flexibles.

Photo plafond froid.

Photo plafond froid.

Le montage des modules est facilité, mais le prix d’achat est augmenté.

Photo plafond froid.

La hauteur minimale nécessaire est fonction de l’ensemble des équipements à placer dans le faux plafond. Au cas où seule la fonction thermique est présente, la hauteur minimale requise est de 55 mm.

Remarques :

1. De nombreux fabricants proposent leurs produits sur le marché :

  • des fabricants de faux plafonds qui ont développé la fonction « thermique »,
  • des fabricants de matériel thermique qui ont développé la fonction « faux plafond » !

Il est indispensable que les deux fonctions soient totalement maîtrisées et proposées avec des matériaux de qualité.

2.  Un plafond froid ne s’achète pas sur « catalogue » et une installation ne peut se concevoir sans qu’un Ingénieur Conseil n’intègre tous les besoins et exigences du Maître de l’Ouvrage et de l’Architecte.

L’Entrepreneur réalisant un tel système doit en prendre la responsabilité globale tant au point de vue installation (faux plafond) que performance (confort).

3.  Pourrait-on avoir un « plancher froid » ? C’est une solution peu confortable (froid aux pieds, chaud à la tête !). Pour éviter cet inconfort, on limite de tels systèmes à une puissance de 30 W/m². Exemple d’application : un show-room de voitures. L’immense avantage est de pouvoir faire du chauffage par le sol en hiver !

Choix de l’apport d’air neuf

Les plafonds froids et dalles actives sont des systèmes agissant sur la température du local indépendamment de l’apport de l’air neuf de ventilation (imposé par la réglementation pour garantir une qualité de l’air suffisante).

Celui-ci ne pourra ici se faire qu’au moyen d’une ventilation double flux. En effet, l’air neuf doit être pré-refroidi en centrale, et ce pour deux raisons :

  1. La puissance frigorifique des plafonds froids est parfois insuffisante  pour reprendre toute la charge frigorifique du local. Un air prérefroidi peut alors lui venir en aide. Dans le cas d’une dalle active, une pulsion d’air traité en centrale peut compléter l’inertie du système rayonnant par une réactivité importante. Attention cependant à la destruction d’énergie entre la dalle refroidie et un air éventuellement préchauffé.
  2. Pour éviter toute condensation sur le plafond, l’humidité relative dans le local doit être maintenue par la batterie de prérefroidissemment à une valeur de 52 .. 57 % HR, en fonction de la température du plafond.

L’enjeu est de ne pas « casser l’énergie », en refroidissant l’air neuf pour le déshumidifier et en le réchauffant ensuite pour éviter les courants d’air (on considère souvent qu’une température de pulsion minimum de 16°C est nécessaire).

Photo bouches toriques.

Il est clair que de prévoir des par bouches toriques (à haute induction) est une garantie de pouvoir pulser l’air à très basse température sans créer de courants d’air, et donc de ne pas détruire de l’énergie.

Ce type de bouche est par ailleurs favorable à l’émission du plafond. Des essais réalisés au Laboratoire de Thermodynamique de l’ULg auraient montré qu’une augmentation de l’ordre de 30 % de la puissance frigorifique est réalisée avec ce type de bouches. Ce pourcentage atteint même les 50 % s’il s’agit d’un plafond chauffant.

Idéalement, il faudrait arriver à ne pas devoir postchauffer l’air neuf après déshumidification. Plus de détails techniques sont donnés dans la régulation de la déshumidification de l’air neuf avec plafonds froids.

Contrôle du risque de condensation

En  pratique, le risque de condensation est limité.

Le taux d’humidité d’un local dépend non seulement du taux d’humidité extérieur, mais également du dégagement d’eau dans le local. Prenons l’exemple d’un local type de bureau individuel (occupation : 70 g/h.personne à 26 °C , plantes, etc.). Si la ventilation apporte 25 m³/h d’air neuf, l’humidité absolue du local est en moyenne supérieure de 3 g/kg à l’humidité absolue de l’air extérieur.

Si la température de surface d’une dalle active est de 22 °C (température d’équilibre pour de l’eau entrant à 16 °C dans la dalle et une ambiance à 26 °C ), le risque de condensation apparaît si l’humidité ambiante dépasse 16,7 g/kg, soit si l’humidité extérieure dépasse (16,7 g/kg – 3 g/kg =) 13,7 g/kg. Ainsi, pour une année moyenne en Belgique, le point de condensation n’est dépassé que 12 heures sur 8 760 par an. Il n’a pas été dépassé pendant la période de canicule de juin 1976, similaire à celle que nous avons connue en 2003.

Si, en mi-saison ou en hiver, la température de surface de la dalle est de 20 °C (température d’équilibre pour de l’eau entrant à 18 °C dans la dalle et une ambiance à 22 °C ), le risque de condensation apparaît si l’humidité ambiante dépasse 14,7 g/kg, soit si l’humidité extérieure dépasse (14,7 g/kg – 3 g/kg =) 11,7 g/kg. Pour une année moyenne en Belgique, l’humidité extérieure ne dépasse jamais ce niveau entre début octobre et fin mai.

Le risque de condensation sur les parois est donc très faible dans les locaux tels que les bureaux, même si l’air neuf n’est pas déshumidifié. De plus, lors d’une augmentation d’humidité rapide dehors ou par des sources internes, l’humidité dans la pièce n’augmente que lentement à cause de la grande capacité d’absorption des plafonds, murs et mobiliers.

Par contre, dans des salles de réunion ou des cafétérias où le dégagement d’humidité est plus important, l’importance de la condensation en cas d’occupation exceptionnelle (ou de défaut de ventilation) sera plus grande et aura donc des conséquences plus sérieuses. Mais on peut imaginer que dans ces locaux un climatiseur d’appoint soit nécessaire et qu’il joue le rôle de déshumidificateur (T° d’évaporateur généralement très basse vu la détente directe et la compacité de l’échangeur).

Le risque de condensation est un peu plus important lorsque l’on choisit des plafonds froids, puisque le régime de température est moins élevé que dans la dalle active. Le risque de condensation reste néanmoins limité notamment suite à la déshumidification de l’air neuf en centrale. La formation d’une véritable goutte d’eau (capable de dégâts) semble difficile à créer lors des essais de laboratoire : un film humide peut se former sur le plafond (buée) sans pour autant que de gouttes ne chutent.

Restent des risques exceptionnels tels que la fête pour le départ de Louis à la pension, la cafetière qui bout en permanence, et quelques jours orageux par an, …

Aussi différentes dispositions sont possibles pour limiter le risque de condensation

  • Limitation de la température de départ de l’eau pour les réseaux intégrés dans la dalle de plafond (généralement 15°C).
  • Contrôle de l’humidité relative à proximité du plafond et coupure de la circulation d’eau, pour les réseaux en faux plafonds.
  • Prise en considération des conditions extérieures pour anticiper les fluctuations d’humidité à l’intérieur du local.

Dans un bâtiment avec fenêtres ouvrantes, l’alimentation du plafond en eau devrait pouvoir être interrompue par un contact de feuillure. À défaut, une information efficace des occupants et du personnel d’exploitation sera impérative.

Choix du système de chauffage associé

Plusieurs solutions sont possibles.

Soit le chauffage de l’air pulsé

Si l’on dispose déjà d’un réseau d’émetteurs pour le refroidissement et d’un réseau de ventilation hygiénique, on peut chercher à limiter l’investissement en évitant un troisième réseau, spécifiquement dédié au chauffage. Une piste est alors d’utiliser le réseau de ventilation.

On sait que le débit d’air pulsé est très faible (généralement entre 1 et 2 renouvellements horaire) puisqu’il correspond au débit d’air neuf hygiénique, parfois gonflé pour couvrir les besoins de déshumidification de l’air en été. Et la température de l’air ne peut dépasser 35 à 40°C.

Cet apport ne permet de couvrir que peu de déperditions. Cette solution n’est donc possible que si le bâtiment est fort isolé au départ et/ou que le client accepte de prendre en compte les apports internes comme source de chauffage. Expliquons-nous : si l’on respecte la norme du calcul des déperditions (NBN B62-003), on ne peut compter que sur le système de chauffage pour vaincre les déperditions dans le cas le plus critique. Or, en pratique, les occupants, la bureautique, l’éclairage, … apporteront de la chaleur de façon non négligeable et les installations seront souvent surdimensionnées. Si le Maître de l’Ouvrage l’accepte, il peut donc autoriser le bureau d’études à tenir compte d’apports internes minimaux et diminuer d’autant la puissance de son installation. Ceci est d’autant plus exact que l’on travaille dans un bâtiment à utilisation permanente.

Si des coupures prolongées sont possibles (WE, période entre Noël et Nouvel An), la puissance maximale doit tenir compte de la relance et un calcul plus fin doit avoir lieu. On peut alors imaginer que l’air neuf soit recyclé lors de la relance et que la puissance totale de l’installation soit consacrée à la remise en température du bâtiment. Mais cette solution n’autorise pas une extraction classique de l’air neuf par les sanitaires… puisque l’air assure la fonction de chauffage et doit être recyclé.

Soit le chauffage par le plafond ou par la dalle

Deuxième piste pour éviter un émetteur de chauffage spécifique : L’apport de chaleur par le réseau de tuyauterie du faux plafond ou de la dalle active. Cette solution est possible, mais présente un risque d’inconfort.

L’inconfort résulte de l’asymétrie du rayonnement en mode chauffage (= « impression désagréable d’avoir de la chaleur qui tombe sur la tête ») et ne permet pas d’alimenter le réseau à une température supérieure à 35 °C. Pour les dalles actives, le régime de température est encore plus bas : de l’ordre de 28 °C maximum. Mais dans les bâtiments récents, cette faible puissance de chauffe pourrait ne pas poser de problème vu les besoins limités. On peut imaginer également que la température serait seulement élevée en période de relance (lorsque les occupants sont absents, puis relayée par le réseau d’air en période d’occupation). Attention aux contraintes sur les tuyauteries… Nous n’avons pas d’expérience pratique à ce sujet.

On peut imaginer que la stratification des températures soit alors assez défavorable du point de vue rendement (couche d’air chaud coincée sous le plafond). Par contre, l’eau à très basse température permet de valoriser le très bon rendement d’une chaudière à condensation.

Le schéma ci-dessous montre l’installation 2 tubes réversibles (réseau chaud/froid, dans/sous le plafond) et propose de la coupler avec une ventilation/refroidissement par déplacement, technique complémentaire très efficace pour les occupants. Elle propose aussi la formule d’insertion des tubes dans la structure du bâtiment (augmentation de l’inertie).

Schéma installation 2 tubes réversibles.

Un compromis peut être en imaginant un chauffage par le plafond limité aux panneaux situés le long des façades.  En toute logique, on apporte ainsi une ceinture de chaleur au bâtiment là où les déperditions ont lieu. Les vitrages doivent être sélectionnés en très basse émissivité.

Soit un chauffage traditionnel par radiateur ou convecteur statique

Si le bâtiment est de construction plus traditionnelle, faiblement isolé, un réseau de radiateurs sera prévu en complément des plafonds froids. C’est une solution généralement appliquée en rénovation puisque l’on peut récupérer l’installation existante, quitte à renouveler les corps de chauffe.

Choix du réseau d’eau froide associé

On utilisera soit un réseau spécifique aux plafonds/dalles disposant d’un groupe frigorifique propre, soit le réseau global du bâtiment. Le premier cas présente l’avantage de pouvoir travailler à plus haute température au niveau de l’évaporateur et donc d’améliorer la performance du groupe frigorifique.

En été l’eau froide peut être produite  par différents moyens :

L’eau peut être refroidie par l’air extérieur, via un échangeur placé en toiture.

Pour profiter d’un air plus frais, il apparaît que le fonctionnement aura principalement lieu durant la nuit. D’où la nécessité de stocker le froid dans l’épaisseur de la dalle.

L’eau peut être refroidie par de l’eau pompée dans une nappe phréatique, via un échangeur à plaques eau/eau.

Le fonctionnement peut alors avoir lieu 24h/24.

L’eau peut être refroidie par circulation dans le sol sous le bâtiment, via un échangeur sol/eau. La présence d’une circulation d’eau d’une nappe phréatique éventuelle autour des conduits renforce le refroidissement. La puissance frigorifique varie entre 10 et 25 W/m courant.

Le fonctionnement peut alors avoir lieu 24h/24.

L’eau peut être refroidie par une machine frigorifique traditionnelle, venant en appoint d’une des sources ci-dessus, notamment pour vaincre les périodes de canicule.

Les plafonds froids et dalles actives, puisqu’elles travaillent à haute température, sont particulièrement indiqués pour valoriser la fraicheur de l’environnement. Cette propriété valorise tout particulièrement la technique de free-chilling qui consiste à by-passer le groupe frigorifique et à refroidir directement l’eau de 17 à 15°C par l’air extérieur.

Puisque cette possibilité existe dès que la température extérieure est inférieure à 13°C, cette technique sera particulièrement intéressante si des besoins de refroidissement des locaux existent en période froide, ou si l’inertie du système permet de valoriser la fraîcheur nocturne. C’est l’analyse des besoins du bâtiment en fonction de la température extérieure qui devra le dire.

Plafonds froids et dalles actives seront de même aisément couplés à des forages géothermiques ou d’autres sources froides naturelles (nappe phréatique, rivière, lac,…), auxquels cas ils profiteront d’une eau de refroidissement en boucle ouverte. Un échangeur, spécialement traité pour résister à la corrosion et au colmatage, permettra le refroidissement à la source froide. Pour fournir l’appoint en plein été, le système est épaulé par un groupe frigorifique (placé en parallèle et dont le condenseur est raccordé à cette même source froide).

Schéma Plafonds froids et dalles actives couplés à des forages géothermiques.

Le filtrage et traitement des eaux devra faire l’objet d’une attention soutenue.
Pour en savoir plus :

Concevoir

 Valoriser la fraicheur de l’environnement.

Paramètres du dimensionnement

La nécessité de limiter les apports solaires

La limitation des plafonds est liée à leur puissance frigorifique : de l’ordre de 90 W/m² de plafond actif, soit 72 W/m² de surface au sol si on considère que 20 % du plafond ne sera pas actif, suite à la présence des luminaires, des angles, …… Les dalles actives présentent une puissance inférieure à 60W/m².

Si ce système doit vaincre des apports internes importants (bureautique : 25 W/m², éclairage : 12 à 15 W/m², occupants : 7 W/m²), la réserve disponible pour les apports solaires solaires est fortement réduite.

Concevoir

 Ceci sous-entend que les apports solaires des vitrages soient fortement limités :
  • soit par la conception du bâtiment créant des ombres portées;
  • soit par la mise en place de protections solaires extérieures;
  • soit par le placement de stores intérieurs clairs combinés à des vitrages performants;
  • soit par la configuration des lieux (bureaux paysagers, salles profondes).

Dimensionner avec une eau à haute température

Classiquement, on dimensionne le réseau de plafonds froids au régime 15 ° – 17 °C. Les dalles actives sont utilisées à un régime 16 °C-20 °C.

On peut d’abord étudier l’intérêt de passer à un régime 15 ° – 18 °C. La température moyenne des plafonds n’augmenterait que d’un demi-degré (16,5 au lieu de 16 °C). La puissance émise est liée à l’écart de température par rapport à l’ambiance (26 °C nominaux). Elle n’augmentera donc que de l’ordre de 5 %, alors que la consommation électrique augmentera bien davantage puisque le débit augmente de 50 % et que les pertes de charge évoluent au carré de celui-ci.

Par ailleurs, si les besoins thermiques sont faibles, c’est la température de départ qui peut évoluer. Pourquoi pas une distribution d’eau au régime 17° – 19 °C ? Cela permet de limiter la consommation liée à la déshumidification de l’air, voire de supprimer toute post-chauffe de l’air neuf.

Travailler avec une haute température peut permettre également :

Concevoir

 de récupérer la chaleur des plafonds pour préchauffer l’air neuf.

Concevoir

 ou de refroidir l’eau des plafonds froids par free-chilling.

Prévoir une installation frigorifique performante

On retrouve souvent un réseau de plafonds froids à 15° et un réseau d’eau glacée à 7°, notamment pour alimenter la batterie froide du groupe de traitement d’air. Idéalement, si la taille de l’installation le permet, on installera deux machines frigorifiques. Celle qui alimentera le réseau à 15° pourra bénéficier du COP nettement plus performant (en principe, le gain est de 3 % de la consommation par degré d’augmentation de la température à l’évaporateur).

Les fabricants dimensionnant toujours avec des petits échangeurs (évaporateur, condenseur) pour diminuer les coûts, il est utile d’imposer une valeur de COP minimale à respecter.

Un appoint par poutres froides ou pulsion d’air

Lors du dimensionnement, cela « coince » parfois au niveau du local d’angle suite à l’ensoleillement sur 2 façades.

Des poutres froides sont alors parfois proposées en supplément du plafond, pour augmenter l’effet frigorifique (le fait que ces équipements travaillent à même régime de température d’eau est un avantage). Mais les risques d’inconfort par « coulée d’air froid » sont importants avec cette technique et il convient d’étudier soigneusement leur disposition dans le local.

Une alternative est de valoriser le réseau de ventilation par un traitement centralisé de l’air neuf hygiénique. A priori, le groupe de traitement d’air est déjà lié à une machine frigorifique pour assurer une déshumidification. De là à voir l’air neuf comme un appoint thermique, il n’y a qu’un pas !

L’évaluation de la puissance intrinsèque du plafond

La transmission énergétique du système dépend :

  • de la température ambiante,
  • de la température des parois environnantes,
  • de la température de l’eau,
  • du type de plafond,
  • de la façon dont l’air est distribué dans la salle.

Quelle est la fidélité sur les chiffres de puissance avancés ? On peut penser que le fabricant qui annonce 130 W/m² suppose une ambiance très chaude (pour augmenter le delta T°) et une circulation de l’air favorable le long des panneaux, induite par l’apport d’air neuf !

Il faudra donc vérifier si la puissance intrinsèque du plafond a bien été contrôlée en laboratoire suivant la procédure reprise dans la norme DIN 4715 (avril 1993). En réalité, on sera toujours supérieur à cette puissance, car une fenêtre ensoleillée sera par exemple à une température de 30 °C environ, ce qui est supérieur aux conditions d’essai de la norme. À noter que d’autres procédures existent également.

Il est conseillé de réaliser un essai en « vraie grandeur » pour vérifier les performances du système (sur site ou en laboratoire d’essais), mais le budget nécessaire de +/- 12 500 € suppose un projet de grande envergure pour être « rentabilisé ».

On sera également attentif au fait que la puissance annoncée est une puissance délivrée par m² de panneau installé, ce qui n’est pas forcément égal à la surface au sol des locaux. Il faudra retirer la surface des luminaires, des détecteurs, des bouches, des zones de coin non couvertes, … pour arriver à la surface utile rafraîchie.

La figure ci-dessous montre l’évolution de la puissance intrinsèque pour un type donné de plafonds :

Exemple.

  • température ambiante : 26 °C
  • régime eau froide : 15 °C – 17 °C –> T°moy = 16 °C
  • Delta T° (ambiance – temp. moyenne eau) = 10 K

On en déduit un puissance intrinsèque de  77,5 W/m².

La sensibilité est forte puisque si la température ambiante monte de 1°C, la puissance frigorifique monte à 85 W/m² (+ 10 %).
Et inversément, si la température ambiante souhaitée est de 24°C, la puissance disponible descend à 63 W/m² (- 19 %) ! Mais en pratique, les 26 °C sont très bien supportés par les occupants suite au rayonnement froid. Ce serait plutôt 24°C qui génèrerait de l’inconfort par excès de refroidissement.

Il est clair que si le local nécessite des puissances frigorifiques importantes et fort variables dans le temps, le ventilo-convecteur convient mieux.

L’évaluation des apports latents dans les locaux

Il semble que les apports en eau par les occupants proposés dans la méthode « Carrier » soient fort élevés et correspondent au regard d’un fournisseur de matériel frigorifique, soucieux de vaincre les situations les plus critiques. Dans « Le Recknagel », on trouve des valeurs en apport d’eau plus modérées. L' »ASHRAE » est également légèrement plus faible que « Carrier ».

De plus, les valeurs « Carrier » sont valables pour une climatisation par convection. Les occupants augmentent l’échange par évaporation lorsque la température de l’air augmente, pour compenser la perte d’échange par convection.

Dans le cas d’une climatisation avec un plafond froid, une partie de l’échange se fait par rayonnement et cette partie n’est pas fonction de la température ambiante et il semble donc que les occupants produisent moins de vapeur.

Le débat reste ouvert et nécessite une confirmation par mesures officielles en laboratoire. Mais ces valeurs vont influencer l’évaluation du débit d’air neuf (ci-dessous) et donc la consommation finale de l’installation.

La détermination du débit d’air neuf

L’air neuf hygiénique est fortement déshumidifié en été pour supprimer le risque de condensation sur les plafonds.

Le niveau de déshumidification à atteindre est directement fonction de la température minimale d’entrée de l’eau dans les plafonds : idéalement il faudrait pouvoir travailler avec de l’eau à 17° d’entrée, 19° de sortie. Pour plus d’information à ce sujet, on consultera la régulation de la déshumidification.

Plus classiquement, on se limite à refroidir l’air extérieur jusque 13 °C en sortie de batterie froide, l’air est postchauffé jusque 15 °C et pulsé à 16 °C dans les locaux (1° est donné par le ventilateur).

Pour déshumidifier davantage, on peut augmenter le débit d’air neuf pulsé qui peut atteindre les 2 renouvellements horaires. Mais cette solution est plus énergivore dans la mesure où elle entraîne des coûts de transport de l’air plus élevé et le réchauffage d’une quantité d’air neuf plus élevée durant tout l’hiver et la mi-saison.

Il faut d’ailleurs se soucier du réflexe de l’installateur qui, étant inquiet « de ne pas y arriver » en été (= de ne pas avoir une puissance frigorifique suffisante avec les plafonds), va « pousser » le débit d’air afin qu’il puisse donner un petit effet refroidissant complémentaire.

Évaluer

 Pour le Maître d’Ouvrage, c’est une consommation permanente supplémentaire non négligeable liée au traitement de l’air neuf, pour un risque limité à quelques journées par an, lors d’un été fortement ensoleillé.

A noter qu’il est possible d’augmenter plus astucieusement la puissance frigorifique du plafond en valorisant l’effet convectif de l’air neuf. L’idée est de faire en sorte que de l’air en mouvement vienne lécher le plafond en augmentant ainsi l’effet frigorifique. Mais il ne faut pas souffler l’air neuf directement le long du plafond. En effet, cet air est déjà froid (16  °C) et il ne captera pas l’énergie du plafond (16°C). Au contraire, il supprimera le contact entre une partie du plafond et l’air chaud du local. Par contre, si l’air neuf est distribué par bouches toriques verticalement, en plusieurs points du plafond, il va générer un brassage de l’air du local par induction et celui-ci va entrer en contact avec le plafond. Des essais menés à l’ULg ont permis ainsi d’augmenter jusqu’à 30 % la puissance frigorifique du plafond.

Le réseau de distribution d’eau

La distribution est basée sur des tuyauteries-mères (généralement disposées au plafond du couloir) qui alimentent les serpentins des différents locaux.

On souhaite souvent diminuer au maximum le delta de T° entre aller et retour, afin d’avoir le plafond le plus froid possible et la puissance maximale. Mais cela entraîne une augmentation du débit et donc du diamètre de la tuyauterie. La longueur maximum des circuits sera déduite d’une volonté de limiter à DN 80 ou DN 100 le diamètre des conduites-mères et de critères de dilatation des réseaux.

Il faudra prévoir la gestion de la pression différentielle du réseau, suite à la fermeture des vannes 2 voies. Cela se fera de préférence au moyen d’un circulateur à vitesse variable.

Un projet global

Le plafond froid ne peut être considéré comme un élément indépendant parcouru par de l’eau froide. C’est un système global qui intègre des exigences techniques et esthétiques :

  • le plafond froid : finition, forme, matériaux, puissance intrinsèque garantie;
  • l’architecture : aspect, planéité, sécurité au feu, performances acoustiques,…
  • les équipements à incorporer : luminaires, détecteurs, bouches,…
  • la pulsion d’air neuf : débit réglementaire ou sur-évalué pour répondre aux besoins de froid, refroidissement, déshumidification, confort (vitesse résiduelle)…
  • l’eau froide : débit et niveau de température, pression statique admissible, disposition des tuyauteries, production,…
  • la régulation : contrôle individuel de la température ambiante, contrôle des températures d’air et d’eau en fonction de la température extérieure, contrôle de l’humidité, asservissement à l’ouverture des fenêtres,…
  • la récupération d’énergie : capteur d’énergies « gratuites » venant des espaces de travail, récupération d’énergie, intégration des circuits plafonds froids dans l’ensemble du circuit de production de froid,…

Une collaboration entre Ingénieur Conseil et Architecte s’impose dès le début du projet, en y associant le Maître d’Ouvrage car il influencera les premières réflexions :

  • le niveau de confort à atteindre;
  • le souhait de faire également le chauffage par faux plafond;
  • le niveau de puissance à atteindre;
  •  …

Réception des installations

Planéité du plafond

La pose est généralement délicate car tout défaut dans la planéité d’un faux plafond est directement visible, surtout si la lumière est rasante. Les réceptions d’installation donnent généralement lieu à des discussions tendues entre architecte et installateur !

Bon fonctionnement hydraulique

Une fois le plafond fermé, tout est caché et il est très difficile de pouvoir dire quel est le fonctionnement réel du réseau !

Imaginons la plainte d’un occupant futur : est-ce lui qui est de mauvaise foi … ou le débit d’eau qui est réellement insuffisant ?

Il est tout à fait possible qu’une vanne d’isolement soit par erreur fermée (sic !), qu’un thermostat soit défectueux, qu’un flexible soit croqué, …

La vérification sur site comprend :

  • les contrôles et essais hydrauliques systématiques (positions des tuyaux, points d’éventage, essais de pression);
  • la vérification de la bonne circulation d’eau dans les réseaux et l’irrigation correcte de chaque élément de plafond.

Idéalement, il faudra procéder à une thermographie infrarouge du plafond lors de la réception de l’installation. Le coût de cette mesure a fortement baissé grâce à l’amortissement des caméras et se justifie amplement par rapport aux ennuis que l’on peut avoir tout au long de la vie de l’équipement. De plus, ce type de contrôle se fait beaucoup plus facilement tant que le bâtiment est inoccupé.

Il suppose une bonne préparation avant le passage des agents contrôleurs (notamment en mettant la pleine puissance de l’installation en route, quitte à chauffer parallèlement le bâtiment par le système de chauffage).

Après la mise au point finale et les vérifications de la performance finale (température ambiante, vitesses résiduelles, confort,… ), l’information de l’exploitant et de l’occupant seront nécessaires afin d’utiliser ce système au mieux de ses possibilités. Il est utile d’expliquer le principe d’apport de froid pour éviter le risque d’un excès de froid. La température de l’air n’est pas le seul critère. Un thermostat classique peut être réglé sur 25 ou 26°C car le plafond froid entraîne un équivalent-confort de 24°C. On rencontre d’ailleurs des installations où les thermostats ne sont pas gradués…!

Source : Conférence de Mr P.A. Delattre – Tracrebel Development Engineering – journée ATIC du 25.09.98.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le système de ventilation [Cuisine collective]

Transfert ou système indépendant : l’hygiène

Pour la ventilation de la zone de cuisson et de la salle à manger, le système indépendant est beaucoup plus favorable au niveau hygiénique que le système avec transfert. En effet, avec le deuxième système, l’air vicié produit par les consommateurs dans le restaurant se retrouve comme « air neuf » dans la zone de cuisson.

À ce propos, l’arrêté royal du 7 février 1997 relatif à l’hygiène des denrées alimentaires dit : « tout flux d’air pulsé d’une zone contaminée vers une zone propre doit être évité ». Cet arrêté a été remplacé par l’arrêté du 13 juillet 2014, mais les recommandations restent d’application.

Le système avec transfert n’est donc pas interdit mais on lui préfère le système indépendant.

Néanmoins, lorsqu’un tel système est existant, on peut concevoir de filtrer l’air lors de son passage entre le restaurant et le local de cuisson. Ce filtrage peut se faire de deux manières :

  • Il existe des grilles de transfert avec filtres.
    Cependant les grilles existantes doivent, dans ce cas, être remplacées par des grilles munies de filtres beaucoup plus grands, car les pertes de charges seront beaucoup plus importantes. De plus, le changement des filtres à temps risque de ne pas être réalisé. Ce système demande donc beaucoup de précautions.
  • Mieux vaut placer un groupe entre le restaurant et la zone de cuisson.
    Le groupe en question est constitué de filtres et d’un ventilateur dans un caisson. Il possède une grille d’extraction et de pulsion. Un témoin signale lorsque le filtre doit être changé. Ce signal se base sur une mesure de pression.

Transfert ou système indépendant : le confort

En général, un système indépendant garantit un meilleur confort (températures) qu’un système avec transfert vu qu’il est plus facile d’adapter la ventilation au besoin d’un seul local que de plusieurs. Mais dans certains cas, le système avec transfert peut bien s’adapter aux besoins de plusieurs locaux simultanément.

Exemple.

Système indépendant dans une cuisine et dans un restaurant.

Système avec transfert entre une cuisine et un restaurant .

A condition que l’air pulsé soit contrôlé, le confort est meilleur avec un système indépendant. En effet, l’air pulsé est adapté aux besoins dans chacun des locaux. Tandis qu’avec un système avec transfert, l’air de transfert correspond aux conditions de confort pour le restaurant mais va ensuite encore subir les apports gratuits de la cuisine.
Contre-exemple.

Système indépendant dans une cuisine et dans un local de préparations froides.

Système avec transfert entre une cuisine et un local de préparations froides.

Ici, un système avec transfert peut apporter autant de confort qu’un système indépendant. En effet, l’air de transfert peut encore subir les apports gratuits de la cuisine sans atteindre des températures excessives.

Transfert ou système indépendant : consommations

Lorsque l’occupation de deux locaux est simultanée, il est évident que le système avec transfert est plus intéressant au niveau des consommations énergétiques que le système indépendant.

Mais en général les différentes occupations d’une cuisine ne sont pas simultanées (exemple : préparation, cuisson, restauration, nettoyage de la vaisselle, etc.); les consommations doivent dès lors être calculées pour chaque système pour connaître le moins énergivore.

Chacun des 3 systèmes que l’on retrouve dans une cuisine (avec transfert, indépendant ou avec transfert et amené et extraction d’air complémentaire) peut être amélioré avec des ventilateurs d’extraction et de pulsion à 2 vitesses (ou plus ou à vitesse variable) interconnectés et commandés en fonction de l’occupation.

1. Dans un système avec transfert

Dans un système avec transfert, on pulse et on extrait, dès que la cuisine ou la salle à manger est occupée, le maximum des débits calculés pour les deux pièces.

Exemple : ventilation d’une cuisine et d’une salle à manger.

Les débits calculés sont de :

  • 10 000 m³/h en extraction dans la cuisine,
  • 7 000 m³/h en pulsion dans la salle à manger.

Illustration ventilation d'une cuisine et d'une salle à manger.

La pulsion de 9 000 m³/h (=0,9 x 10 000 m³/h) assure la dépression par rapport au reste du bâtiment de manière à éviter la propagation des polluants.

Avec des ventilateurs à une seule vitesse :
 Le débit d’air neuf = 9 000 m³/h si le restaurant et/ou la cuisine est(sont) occupé(s).

Avec des ventilateurs à deux vitesses :
 Le débit d’air neuf = 9 000 m³/h si l’occupation du restaurant et/ou de la cuisine est(sont) « complète(s) ».
Si on ne se retrouve pas dans l’un des cas ci-dessus, le débit d’air neuf = 4 500 m³/h si les occupations du restaurant et de la cuisine sont partielles.

2. Le système indépendant

Avec un système indépendant, pendant les heures d’occupation des deux pièces on pulse dans chaque pièce, le débit correspondant à chacune des pièces. Pendant les heures où une seule pièce est occupée, on n’y pulse que le débit y correspondant.

Exemple : ventilation d’une cuisine et d’une salle à manger

Les débits calculés sont de :

  • 10 000 m³/h en extraction dans la cuisine,
  • 7 000 m³/h en pulsion dans la salle à manger.

Illustration ventilation d'une cuisine et d'une salle à manger.

Avec des ventilateurs à une seule vitesse
 Le débit d’air neuf :
= 16 000 m³/h si le restaurant et la cuisine sont occupés,
= 9 000 m³/h si seule la cuisine est occupée,
= 7 000 m³/h si seul le restaurant est occupé.

Avec des ventilateurs à deux vitesses
 Les débits ci-dessus sont à diviser par deux pour la  (les) pièce(s) qui n’est (ne sont) occupée(s) qu’à moitié.

3. Dans un système avec transfert et amené ou extraction d’air complémentaire

Ce système est identique au système avec transfert, mais il permet de travailler avec le plus petit débit calculé pour les deux pièces. Le supplément est apporté ou extrait uniquement dans la pièce qui l’exige.

Exemple : ventilation d’une cuisine et d’une salle à manger

Les débits calculés sont de :

  • 10 000 m³/h en extraction dans la cuisine,
  • 7 000 m³/h en pulsion dans la salle à manger.

Illustration ventilation d'une cuisine et d'une salle à manger.

Avec des ventilateurs à une seule vitesse
 Le débit d’air neuf :
= 9 000 m³/h lorsque la cuisine (au moins) est occupée.
= 7 000 m³/h lorsque seul le restaurant est occupé.

Avec des ventilateurs à deux vitesses
 Le débit d’air neuf :
= 9 000 m³/h lorsque l’occupation de la cuisine est « complète »,
= 7 000 m³/h lorsque l’occupation du restaurant est complète et que la cuisine est occupée partiellement ou inoccupée,
= 4 500 m³/h lorsque l’occupation de la cuisine est « partielle » et que le restaurant est occupée partiellement ou inoccupée,
= 3 500 m³/h lorsque l’occupation du restaurant est « partielle » et que la cuisine est inoccupée.

Comparaison énergétique des différents systèmes

Exemple.

LOCAL HORAIRES D’OCCUPATION

Légende :

occupation partielle

occupation complète
  10 h 30 à 11 h 30 11 h 30 à 12 h 30 12 h 30 à 13 h 13 h à 13 h 30 13 h à 14 h
Cuisine        

Restaurant

          
SYSTEMES DEBITS DE PULSION A RECHAUFFER (m³/h) TOTAL DES DEBITS D’AIR NEUF (m³)
Système avec transfert sans réglage de débit 9 000 9 000 9 000 9 000 9 000 31 500
Système avec transfert avec réglage de débit 4 500 9 000 9 000 9 000 4 500 24 750
Système indépendant sans réglage de débit 9 000 9 000 9 000 + 7 000 9 000 + 7 000 7 000 37 500
Système indépendant avec réglage de débit 4 500 9 000 9 000 + 7 000 7 000 + 4 500 3 500 29 000
Système avec transfert et apport/ extraction d’air complémentaire sans réglage de débit 9 000 9 000 9 000 9 000 7 000 30 500
Système avec transfert et apport/ extraction d’air complémentaire avec   réglage de débit 4 500 9 000 9 000 7 000 3 500 23 250

Remarques et conclusions.

  • Au niveau des coûts de consommation pour réchauffer l’air pulsé, un système avec transfert est d’autant plus favorable que le temps d’occupation commune de la cuisine et de la salle à manger augmente et que le débit à extraire dans la cuisine et à introduire dans la salle à manger sont proches. Un système indépendant l’est d’autant plus que le temps d’occupation commune est faible et que le débit à extraire dans la cuisine et celui à introduire dans la salle à manger sont différents.
  • Un système avec réglage des débits est plus intéressant qu’un système sans réglage et ce d’autant plus que ce réglage est fin.
  • Au niveau des dépenses énergétiques, le système avec transfert et amenée et extraction d’air complémentaire combine les avantages des deux autres systèmes.

Simple ou double flux

L’extraction, sauf exception (local des ordures largement ouvert sur l’extérieur, …), est mécanique.

Le choix entre une pulsion naturelle ou mécanique se fait selon les mêmes critères que pour la ventilation générale.

Ventilation 

 Si vous voulez en savoir plus sur le choix du système de ventilation, cliquez ici (exemple des bureaux).

Pour de petites cuisines (Exemple : cuisine d’école dont les débits à extraire ne dépassent pas 5 000 m³/h), bien que cela ne soit pas optimal au niveau du confort (l’air introduit n’est pas préchauffé), l’air est parfois introduit naturellement.

Dans certains cas, même si la cuisine est très peu importante, la pulsion doit se faire mécaniquement pour des raisons pratiques (pas de possibilité de placer une grille en façade, par exemple).

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Echanges « hygro-thermiques » des rideaux d’air

Échange de chaleur par induction

Les rideaux d’air qui protègent les meubles frigorifiques ouverts des agressions thermiques de l’ambiance de vente échangent malgré tout beaucoup d’énergie par induction. Le mélange forcé de l’air de l’ambiance et de l’intérieur du meuble avec le rideau d’air induit un échange de chaleur sensible et latente :

  • l’ambiance de vente a tendance à se refroidir et à se déshumidifier;
  • le rideau d’air se réchauffe et entraine l’humidité prise à l’ambiance vers l’évaporateur;
  • l’intérieur du meuble frigorifique est refroidi par l’air du rideau.

Les meubles frigorifiques à rideau d’air vertical

Le bilan de chaleur par induction en régime permanent pour un meuble frigorifique vertical à rideau d’air symétrique est donné par la relation :

M1 x h1 + Ma x ha + Mi x hi =  M1 x h2 + Ma x h2 + Mi x h2  [kJ]

où :

  • h2 = l’enthalpie de l’air à la reprise [kJ/kg].
  • h1 = l’enthalpie de l’air à la buse de soufflage [kJ/kg].
  • ha = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
  • Ma = le débit massique d’air ambiante induite par le rideau d’air [kg/s].
  • M1 = le débit massique du rideau d’air [kg/s].
  • M2 = le débit massique d’air interne au meuble induite par le rideau d’air [kg/s].
  • hi = l’enthalpie de l’air à l’intérieur du meuble [kJ/kg].

La chaleur apportée par induction dans le rideau d’air est aussi exprimée comme étant :

Qinduction =  M1 x (h2 – h1)  [kJ]

Si on introduit la notion de taux d’induction par la relation X = Ma / M1 et que l’on prend l’hypothèse que Ma = Mi (pour un flux symétrique), La chaleur apportée par induction dans le rideau peut être aussi exprimée, en première approximation mais de manière plus pratique aussi, par la relation suivante :

Qinduction =  (Ma / M1) x  M1 x (ha – hi)  [kJ]

ou encore :

Qinduction =  X x  M1 x (ha – hi)  [kJ]

avec  X = le taux d’induction de l’air ambiant.

Sur un diagramme spychométrique, sur base :

  • des températures et des humidités mesurées dans l’ambiante et à l’intérieur du meuble (thermomètre et sonde d’humidité HR relative);
  • du débit moyen du rideau d’air (débitmètre);
  • d’un taux d’induction pratique de l’ordre de 0.15.

On peut évaluer la chaleur d’induction dans le rideau d’air.

Les meubles frigorifiques à rideau d’air horizontal

En considérant que le volume utile de chargement est rempli de denrée, l’échange de chaleur par induction en régime permanent est donné par la relation :

M1 x h1 + Ma x ha + Q =  M1 x h2 + Ma x h2  [kJ]

ou

(h2 -h1) = Ma / M1 x (ha – h2) + Q / M1 [kJ/kg]

où :

  • h2 = l’enthalpie de l’air à la reprise [kJ/kg].
  • h1 = l’enthalpie de l’air à la buse de soufflage [kJ/kg].
  • ha = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
  • Ma = débit massique d’air ambiante induite par le rideau d’air [kg/s].
  • M1 = débit massique du rideau d’air ]kg/s].
  • Q = l’échange de chaleur des denrées de surface en contact avec le rideau d’air [kJ].

Plus pratique et suffisante pour l’établissement du bilan énergétique, la formule suivante tient compte du fait que réellement le volume utile de chargement n’est pas rempli est que l’air intérieur a presque les propriétés de l’air soufflé en terme de température et d’humidité:

Qinduction = X  x M1 x (ha – hi) [kJ]

où :

  • hi = l’enthalpie de l’air à l’intérieur du meuble [kJ/kg].
  • ha = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
  • M1 = débit massique du rideau d’air ]kg/s].
  • X  = taux d’induction Ma / M1 (donnée importante pour les constructeurs).

Taux d’induction des rideaux d’air et bilans des transferts d’humidité

Les meubles frigorifiques ouverts peuvent être considérés comme de véritables déshumidificateurs. La preuve en est, dans les volumes d’air des surfaces de vente on retrouve souvent des taux d’humidité de l’ordre de 30 % dans une ambiance proche des 20°C. Un rideau d’air performant permet de limiter les échanges à la fois de chaleur et d’humidité; ce qui soulage l’évaporateur du meuble non seulement au niveau de la chaleur qu’il échange mais aussi au niveau de son dégivrage.

Le taux d’induction est un paramètre important qui détermine la performance du rideau d’air et de manière plus générale la performance du meuble. Comme on l’a vu ci-dessus, il intervient dans le calcul des bilans thermiques. En ce qui concerne l’évaluation des masses d’eau que l’on retrouve sous forme de givre, neige et glace au niveau de l’évaporateur et pour les deux types principaux de rideaux d’air, on peut déterminer les bilans des transferts d’humidité.

Les meubles frigorifiques à rideau d’air vertical

Pour les rideaux d’air verticaux, on l’exprime souvent par les relations suivante :

X = (x2-x1) / ((xa – x2) – (x2 – x1))

ou encore :

X = (h2-h1) / ((ha – h 2) – (h2 – h i))

avec :

  • x1 = l’humidité absolue à la sortie de la buse de soufflage [geau/kg d’air sec].
  • x2 = l’humidité absolue à la reprise du rideau d’air [geau/kg d’air sec].
  • xa = l’humidité absolue de l’air ambiant  [geau/kg d’air sec].
  • h2 = l’enthalpie de l’air à la reprise [kJ/kg].
  • h1 = l’enthalpie de l’air à la buse de soufflage [kJ/kg].
  • ha = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
  • hi = l’enthalpie de l’air à l’intérieur du meuble [kJ/kg].

Les meubles frigorifiques « négatifs »

Le taux d’induction pour les meubles frigorifiques à rideau d’air horizontal peut être exprimé par la relation suivante :

X = (x2-x1) / (xa – x2)

ou encore :

X = (t2-t1) / (ta – t 2)

avec X = taux d’induction ma / m.

où :

  • x1 = l’humidité absolue à la sortie de la buse de soufflage [geau/kg d’air sec].
  • x2  = l’humidité absolue à la reprise du rideau d’air [geau/kg d’air sec].
  • xa  = l’humidité absolue de l’air ambiant  [geau/kg d’air sec].
  • t2 = température à la reprise [K].
  • t1 =température à la sortie de la buse de soufflage [K].
  • ta = température ambiante [K].
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Définir les objectifs à atteindre (check-list d’un cahier des charges)

Définir les objectifs à atteindre en rénovation éclairage (check-list d'un cahier des charges)

La rénovation de l’éclairage est programmée. Voici les points essentiels que doit contenir le cahier des charges établi par l’auteur de projet.

On sera attentif à 4 aspects du projet :

Les tableaux suivants reprennent la liste simplifiée des bons réflexes à acquérir.

Paramètres de dimensionnement

Exigences

Pour en savoir plus
Dans les différents locaux les zones de travail et zones environnantes immédiates doivent être définies de la façon la plus précise possible. La surface restante du local, diminuée des deux surfaces précédentes représente la zone de fond.
Le niveau d’éclairement moyen dans la zone de travail et au plan de référence doit être spécifié suivant la tâche exécutée.

Le niveau d’éclairement moyen dans la zone environnante immédiate et au plan de référence respectera la norme EN 12464-1, à savoir qu’il doit être diminué d’un facteur 1.5 à 1.66.

Données
Le facteur de maintenance choisi pour le dimensionnement doit être de 0,8 pour les installations où les luminaires sont équipés avec ballasts électromagnétiques et 0.9 avec ballasts électroniques.

Concevoir
L’uniformité d’éclairement :

  • dans la zone de travail doit être : Emin / Emoy > 0.4 à 0,7 ;
  • dans la zone environnante immédiate : Emin / Emoy > 0.4 ;
  • dans la zone de fond : Emin / Emoy > 0.1

Évaluer
Les coefficients de réflexion des parois sont les plus proches possibles des caractéristiques réelles du local. On prendra les valeurs par défaut recommandées.

Concevoir
Dans la plupart des cas, la puissance  spécifique (perte ballast comprise) ne peut dépasser :

1,5 W/m²/100 lux dans les bureaux, classes et salles de réunion

2,5 – 3 W/m²/100 lux pour les pièces plus spécifiques (salle de sport,..)

Evaluer

Choix de matériel

Exigences

Pour en savoir plus
Les lampes dites à usage domestique (émettant moins de 6 500 lm) dispose d’un label « Énergie ».
Le choix de la lampe tient compte aussi de l’indice de rendu de couleur Ra défini dans les normes en fonction de la tâche ou du local considéré.

Théories
L’auteur de projet est en mesure de calculer et de fournir la valeur de l’UGR des luminaires choisis pour l’implantation considérée.

Théories
Les luminaires sont équipés d’optiques réfléchissantes et ont un rendement minimum de 70 %.

Concevoir
Pour éviter les éblouissements directs dans les locaux, les luminaires ont les caractéristiques suivantes :

Luminance de la lampe
kCd/m2		 Angle maximum de défilement

20 à < 50

15°

50 à < 500

20°

>= 500

30°

Pour éviter les éblouissements  indirects dans les locaux équipés d’écran de visualisation, les luminaires ont les caractéristiques suivantes :

État de luminance élevé de l’écran Écran à haute luminance

L > 200 cd•m-2

 Écran à luminance moyenne

L ≤ 200 cd•m-2
Cas A
(polarité positive et exigences normales concernant la couleur et le détail des informations affichées, comme pour les écrans utilisés dans les bureaux, pour l’éducation, etc.).		 ≤ 3 000 cd/m² ≤ 1 500 cd/m²
Cas B
(polarité négative et/ou exigences plus élevées concernant la couleur et le  détail des informations affichées, comme pour les écrans utilisés pour le contrôle des couleurs en conception assistée par ordinateur etc.).		 ≤ 1 500 cd/m² ≤ 1 000 cd/m²

Concevoir
Dans les halls de moins de 7 m de haut, les sources lumineuses  sont des tubes fluorescents ou des LEDS de type 830 ou 840 (température de couleur comprise entre 3 000 et 4 000 K, indice de rendu des couleurs compris entre 80 et 90).

Concevoir
Dans les halls de plus de 7 m de haut, les lampes sont de type tube fluorescent, aux halogénures métalliques ou au sodium haute pression.

Concevoir
Les ballasts seront de type électronique avec préchauffage et d’une catégorie énergétique (EEI Energy Efficiency Index) inférieure à la catégorie A3 définie dans la directive 2000/55/CE.

Concevoir
Les luminaires sont protégés contre la production d’interférences électriques : ils sont marqués ou certifiés ENEC.

Concevoir
Les luminaires ont un degré de protection électrique minimum de classe I.

Concevoir
Dans les ambiances poussiéreuses et humides, les luminaires doivent avoir un degré de protection minimum IP56.

Concevoir
En cas de risque de choc, les luminaires doivent avoir une résistance minimum de 5 joules (IK08).

Concevoir
Des –luminaires doivent être utilisés dans les ambiances explosives.

Concevoir

Systèmes de commande et de gestion

Exigence

Pour en savoir plus
Chaque local doit disposer d’une commande d’allumage propre.

Concevoir
Dans chaque local, la rangée de luminaires la plus proche des fenêtres doit pouvoir être commandée séparément et dimmée en fonction de la lumière naturelle.

Concevoir
La détection d’absence (détecteur de mouvement) combinée à un bouton poussoir d’allumage manuel volontaire est une solution énergétiquement intéressante d’un point de vue gestion de présence.

Concevoir

Recommandations de bonne pratique

Exigences

Pour en savoir plus
Les éléments du luminaire seront faciles d’accès pour l’entretien (accès aux composants électriques, démontage des optiques,…). Pour les halls de grande hauteur, des dispositifs de suspension spéciaux peuvent être prévus pour faciliter la maintenance (treuil, …).

Concevoir
Chaque zone d’activité doit posséder sa commande d’éclairage propre.

Concevoir
Les activités secondaires demandant moins d’éclairage (gardiennage, entretien, …) peuvent disposer d’une commande d’éclairage propre (commandant 1 luminaire sur 3, par exemple).

Concevoir
L’ensemble de l’installation peut être raccordé sur un programmateur horaire avec possibilités de dérogation locale et retour au mode automatique après une certaine période.

Concevoir
Les locaux à occupation intermittente et non programmable (circulations, entrepôts, …) peuvent être équipés de détecteur de présence.

Concevoir
La couleur des parois du local doit être claire.

Concevoir

Une check-list énergétique est mise à disposition du maître d’ouvrage afin de clarifier les demandes de performance énergétique en conception et/ou en rénovation de bâtiments.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prédimensionner une installation sanitaire tertiaire

Prédimensionner une installation sanitaire tertiaire

Objectif : un ordre de grandeur réaliste

La difficulté de l’évaluation pour un bâtiment neuf

Idéalement, l’installation se dimensionne se base sur le profil de puisage (quantité d’eau puisée en fonction du moment de la journée) le plus critique.

Or la constitution de ce profil de puisage n’est pas évidente dans un bâtiment neuf puisque l’on ne connaît pas encore son mode de fonctionnement. Tout au plus connaît-on les équipements sanitaires et peut-on imaginer des scénarios réalistes.

Le bureau d’études, soucieux de garantir le confort à 200 %, prend alors de fortes sécurités. Lors des audits d’installation, il n’est pas rare de rencontrer des ballons de stockage 2 à 3 fois plus volumineux que nécessaire.

Avec la conséquence que l’on imagine sur les pertes de stockage…

La possibilité de réajuster le tir dans un bâtiment existant

Dans les bâtiments existants, il est possible de connaître précisément le mode d’utilisation, moyennant le placement d’un compteur sur la fourniture d’eau chaude. Le coût de ce dernier est en général souvent vite remboursé par l’économie d’investissement lors du remplacement du matériel et par l’économie d’énergie qui résulte d’un dimensionnement plus strict.

Malgré cela, peu d’installateurs prennent la peine de passer par cette étape. C’est donc au gestionnaire de l’imposer.

Pas de méthode normalisée pour les bâtiments tertiaires

En Belgique, il n’existe malheureusement pas de méthode normalisée de dimensionnement des installations d’eau chaude sanitaire. Il existe seulement une Note d’Information Technique du CSTC, basée sur la norme allemande DIN 4708, qui présente le moyen de définir le profil de puisage d’un immeuble à appartements en fonction du nombre de logements.

Il n’existe pas « un » volume de stockage possible

Il existe une infinité de solutions :

  • depuis le ballon de stockage capable durant la nuit de préparer l’eau chaude de toute une journée,
  • jusqu’à l’échangeur instantané qui ne stocke rien à l’avance,
  • en passant par toutes les solutions intermédiaires de ballons tampons qui gèrent la pointe et se rechargent en cours de journée par un échangeur interne.

Il est possible de checker l’ordre de grandeur

En se fixant des hypothèses de départ, la démarche développée ci-dessous permet de fixer un ordre de grandeur réaliste pour les équipements.

Le profil de puisage

La connaissance de la quantité d’eau chaude puisée est indispensable pour dimensionner correctement l’appareil de production, quel que soit le système choisi.
Il existe trois méthodes pour établir le volume puisé dans un bâtiment :

  1. Les profils typesOn peut se référer à des statistiques de consommation établies sur des bâtiments identiques.
    On appliquera souvent cette méthode pour les bâtiments neufs.
  2. Le recensement des points de puisage
    On peut répertorier les points de puisage, leur débit nominal et leur période d’utilisation d’après les statistiques disponibles.
    Des exemples de débits pour des points de puisage typiques peuvent être utilisés.
    Ce recensement est à réaliser avec énormément de prudence. En effet, le risque de surdimensionner largement le système est important si on n’établit pas un scénario d’utilisation simultanée des différents points de puisage.
  3. Le comptage des consommations réelles
    La méthode idéale est de mesurer la consommation réelle d’eau chaude. Cette méthode sera la plus adaptée dans le cadre de rénovations dans le secteur tertiaire.
    Une campagne de mesures au moyen de compteurs d’eau, soit sur l’alimentation des différents points de puisage ou appareils consommateurs, soit sur l’alimentation en eau froide de l’appareil de production existant, met à l’abri de tout sur ou sous-dimensionnement du système.
Uniformisation des températures de l’eau chaude puisée :

La température de l’eau puisée varie en fonction du type de puisage.

Aussi, pour permettre l’addition de volumes puisés à des températures différentes, les volumes Vx à une température Tx seront convertis en volumes d’eau équivalents à 60°C par l’expression suivante :

V60 = Vx

Dans cette expression, 10° représente la température moyenne de l’eau froide

Si la température de l’eau puisée est inconnue, on considérera :

  • pour les cuisines : TX = 55°C,
  • pour les sanitaires : TX = 45°C,

Si les volumes puisés sont mesurés par compteur sur l’alimentation en eau froide de l’appareil de production :
TX = température de l’eau du ballon (ou en sortie de l’échangeur si le ballon est inexistant).

Coefficient d’efficacité « a » du ballon de stockage

Lorsque de l’eau chaude est puisée, de l’eau froide envahit le bas du ballon, le haut restant disponible pour l’utilisation suivante.

Mais dans certains cas (ballon horizontal, retour de la boucle dans le ballon, …), un mélange d’eau chaude et froide se produit, si bien que de l’eau à 35 … 40°C se forme. Cette eau est inutilisable. La température du ballon ne peut descendre en dessous de la température minimum de distribution de l’eau (par exemple, la température de distribution est de 45°C, pour assurer 40°C à tous les points de puisage). Le volume du ballon nécessaire pour offrir le même confort sera alors nettement supérieur.

Moyennant une construction adéquate de l’appareil, la stratification dans le ballon est optimale et l’énergie exploitable du ballon est maximum. Dans ce cas, on considère qu’au moment où le ballon ne fournit plus le confort adéquat aux utilisateurs, la température de l’eau est proche de la température de l’eau froide, à savoir 10°C.

Ainsi, le volume d’un ballon avec bonne stratification peut être inférieur au volume d’un ballon où il y a mélange intégral entre l’eau froide et l’eau chaude de plus de 50 %, pour un même confort fourni à l’utilisateur ! Ceci est illustré dans le graphe ci-dessous, où deux ballons, un avec bonne stratification (a = 0,9), l’autre avec un mélange important(a = 0,5), sont vidés en parallèle, l’eau chaude étant remplacée par de l’eau à 10° et aucune source de chaleur ne réchauffant le stock.

Température de l’eau fournie par deux ballons en fonction du temps de puisage.
L1 = limite de confort pour un ballon avec mauvaise stratification
L2 = limite de confort pour un ballon avec bonne stratification.

Dans les calculs, pour tenir compte du degré de stratification des ballons, on considère une température minimum possible du stock de 10° et on y associe un coefficient d’efficacité ‘a’. Dans la plupart des cas courants, celui-ci prend une valeur de 0,8 à 0,95 (bonne stratification), ce qui signifie que 80 à 95 % du volume réel du ballon est utilisable pour la température voulue. Si on se trouve dans le cas d’un ballon avec mélange important, ‘a’ peut descendre jusqu’à 0.45.

Préparation instantané

Un système de production d’ECS instantané ne comporte pas de volume de stockage. Son dimensionnement consiste à déterminer la puissance du générateur (production directe) ou de la chaudière et de l’échangeur (production indirecte).

En pratique, cette puissance correspondra à la puissance nécessaire pour subvenir aux besoins maximum en 10 minutes.

Etape 1 : Énergie maximum puisée en 10 minutes

Il s’agit de déterminer le volume d’eau maximum (équivalent à 60°C) puisé en 10 minutes durant la journée la plus chargée de l’année. Le volume d’eau chaude puisé a été déterminé. L’énergie maximum puisée en 10 minutes via l’eau chaude est alors donnée par la formule :

Einst = 1,16 x V60inst x (60° – 10°) / 1 000

avec,

  • Einst = énergie puisée maximum en 10 minutes en kWh
  • V60inst = volume maximum, puisé en 10 minutes, exprimé en litres, ramené à 60°.
  • 1,16 / 1 000 = coefficient de correspondance (capacité thermique d’un litre d’eau)
  • 10° = température de l’eau froide

Etape 2 : Puissance de la production

La puissance (en kW) de l’échangeur (ou du générateur) équivaudra à

Puissance = Einst x 6 + Pdis

avec,

  • Pdis = pertes dans le réseau de distribution. Dans le cas d’une boucle de distribution, il s’agit de la puissance de maintien en température de celle-ci.

Calculs

 Un petit logiciel permet d’estimer ces pertes de distribution.
Exemple.

Les sanitaires comportent 10 douches. La demande de pointe maximum est basée sur le fonctionnement simultané de 6 douches. Chacune d’entre elles ayant un débit instantané de 10 litres/min, on estime la demande à 600 litres en 10 minutes à 40°C.

Cette demande est

convertie en demande à 60°C :

600 x (40 – 10) / (60 – 10) = 360 litres

On en déduit

l’énergie correspondante :

1,16 x 360 X (60 – 10) / 1 000 = 20,88 kWh/10 minutes

Et donc la puissance :

20,88 x 6 = 125,28 kW

Préparation par accumulation pure

Dans ce cas, l’entièreté des besoins journaliers est stockée. Le stock est reconstitué durant la nuit.

Étape 1 : Énergie puisée durant la journée

Le volume d’eau chaude maximum (équivalent à 60°) puisé durant la journée la plus chargée de l’année a été déterminé. L’énergie puisée via l’eau chaude est donnée par la formule :

Eacc = 1,16 x V60acc x (60° – 10°) / 1 000

avec,

  • Eacc énergie puisée durant une journée entière en kWh
  • V60acc volume d’eau chaude total puisé durant une journée, ramené à 60°C, en litres
  • 1,16/1 000 coefficient de correspondance (capacité thermique d’un litre d’eau)
  • 10° température de l’eau froide

Étape 2 : Volume de stockage et puissance de l’échangeur

Le volume du ballon de stockage est donné en litres par :

Volume =

avec,

  • T°ec = température de l’eau du ballon
  • 10° = température de l’eau froide
  • a = coefficient d’efficacité du stockage

La puissance de l’échangeur, donnée en kW par la formule suivante, permet de reconstituer le stock d’eau chaude en 6 ou 8 heures.

Puissance =

avec,

  • 0,9 = coefficient de majoration pour tenir compte des pertes de stockage durant la période de reconstitution du stock.
  • Pdis = pertes dans le réseau de distribution. Dans le cas d’une boucle de distribution, il s’agit de la puissance de maintien en température de celle-ci.

Calculs

 Un petit logiciel permet d’estimer ces pertes de distribution.

On prendra en général, une puissance minimum de 10 à 12 W/Litre de stock.

Exemple.

Les sanitaires comportent 10 douches. La demande maximum est estimée sur base de 50 douches/jour. Chacune d’entre elles générant 40 litres à 40°C, on estime la consommation journalière à 2 000 litres.

Cette demande est

convertie en demande à 60°C :

2 000 x (40 – 10) / (60 – 10) = 1 200 litres

on en déduit

l’énergie correspondante :

1,16 x 1 200 X (60 – 10) / 1 000 = 69,6 kWh/jour

et donc le volume de stockage :

69,6 x 1 000 / 1,16 x (60 – 10) x 0,9 = 1 333 litres

Préparation en semi-accumulation/semi-instantané

Deux situations peuvent se présenter :

1° Les besoins sont continus et l’installation peut être décrite par de puisage « critique »

Dans le premier cas, il est possible d’utiliser une méthode du type de celle développée dans la norme IN 4708 ou dans le guide n°3 de l’AICVF. Le principe consiste à établir la courbe représentant les besoins maximum consécutifs que l’on peut rencontrer. On en déduit l’ensemble des couples « puissance – volume de réservoir » qui permettent de satisfaire ces besoins.

Calculs

 Pour accéder à la description détaillée de la méthode.

Calculs

 Pour accéder au logiciel de calcul.

2° Les besoins sont discontinus, l’installation doit vaincre un débit de pointe sur un temps donné

Dans ce cas, bien que la méthode présentée ci-avant reste évidement d’application, une méthode algébrique simple est possible. Cette méthode n’est applicable que si l’on admet l’hypothèse qu’aucun puisage n’est effectué entre deux pointes et que le stock d’eau chaude est reconstitué durant cette période. L’appareil est évidement dimensionné pour satisfaire la pointe la plus critique.

C’est le cas par exemple dans les halls de sport où les douches sont utilisées durant 10 minutes toutes les heures, aucun puisage n’étant effectué durant les 50 minutes intermédiaires.

La méthode repose sur deux équations,

1. Énergie puisée via l’eau chaude = Energie contenue dans le stock + Energie fournie par l’échangeur durant le puisage.

1.16 x V60 x (60° – l0°) = 1.16 x a x V x (Tec – 10°) + (tp – 3) x P x 16,7

où,

  • V60 = volume puisé durant la période la plus critique, ramené à 60°C (en litres)
  • V = volume du ballon de stockage (en litres)
  • Tec = température de l’eau stockée (en °C)
  • 10° = température de l’eau froide et température minimale que peut atteindre le stock tout en garantissant le confort (en °C)
  • a = coefficient d’efficacité du ballon de stockage
  • tp = temps de puisage (en minutes)
  • 3 = temps d’attente entre le début du puisage et la mise en action de l’échangeur : 3 minutes en production directe et 5 minutes en production indirecte
  • P puissance de l’échangeur (en kW)
  • 16,7 = facteur de conversion d’unités

2. Energie fournie par l’échangeur durant la période de reconstitution du stock = Energie nécessaire pour augmenter la température du stock jusqu’à la température maximum de stockage

tr x P x 16,7 = 1.16 x a x V x (Tec – 10°)

où,

  • tr = temps de reconstitution du stock entre 2 pointes de puisage (en minutes)

Ceci permet de déterminer directement :

Volume de stockage : V =

Puissance de l’échangeur : P =

Comme on le voit, cette méthode ne donne qu’une seule possibilité de choix d’appareil, contrairement à la première méthode qui débouche sur plusieurs solutions possibles et donc permet une optimalisation du choix.

Calculs

 Pour accéder au logiciel de calcul.
Exemple.

La période de pointe maximum est de 770 litres à 60°C en 20 minutes. Le stock doit être reconstitué en 30 minutes pour satisfaire la demande suivante. Le coefficient d’efficacité est de 0,9. La température de l’eau stockée est de 60°C.

On obtient un volume de 546 litres et une puissance de 57 kW.

Exemple : le dimensionnement d’une école

Une école comprend :

  • une salle de gym avec 8 douches,
  • un internat équipé de 8 lavabos et 5 douches,
  • une cuisine comprenant un lave-vaisselle et un bac évier.

Remarque : pour simplifier l’exemple, il ne sera pas tenu compte dans le calcul des puissances des pertes de distribution et de stockage.

Profil de puisage

1. La salle de gym

Les lundi, mardi, jeudi, vendredi, les 8 douches fonctionnent simultanément et en continu (vanne d’ouverture commune) pendant 10 minutes après chaque cours (de 9h30 à 12h30 et de 14h30 à 16h30).

Les mercredis après-midi, les activités sportives organisées par l’école, impliquent le même type de fonctionnement.

Le soir, la salle de gym est occupée par des clubs sportifs. La location de la salle se fait à l’heure (de 19 à 22h00).

Profil de puisage du gymnase.

Chaque heure, c’est 640 litres à 45°C qui sont puisés, soit 448 litres à 60°C.

2. L’internat

Les équipements sanitaires de l’internat sont utilisés le matin et le soir. Tous les jours de la semaine sont semblables. Le week-end, l’internat est vide.

L’internat n’est pas occupé durant les vacances scolaires (pas de groupes extérieurs logés).

Après observation, on a déterminé que :

  • Le matin, seulement 2 douches au maximum sont utilisées pendant 10 min. Les 6 lavabos fonctionnent simultanément en continu pendant 10 min.
  • Le soir, les 5 douches fonctionnent en continu pendant 20 min. Seulement 3 lavabos simultanément sont utilisés pendant 20 min. Cela représente une demande de 385 litres à 60°C/10 minutes, durant 20 minutes.

Profil de puisage de l’internat.

3. La cuisine

Les repas chauds du midi sont fournis par un service traiteur.

Seul le lave-vaisselle est donc consommateur. Il fonctionne 1 fois par jour après le repas de midi.

Profil de puisage de la cuisine.

4. Profil de puisage total

Si l’appareil de production d’eau chaude sanitaire doit satisfaire les besoins des 3 groupes d’utilisateurs précédents, il doit satisfaire le profil de puisage repris ci-dessous.

Profil de puisage total en litres à 60°C.

Dans ce profil, l’ensemble des consommations sont ramenées à 60°.

Remarque : nous ne discutons pas ici de l’opportunité de scinder la production D’ECS en unités distinctes et indépendantes. Ni de la pertinence de garder un système où toutes les douches coulent en même temps ! On dira que c’était pour avoir un profil plus simple à présenter !

Profil de l’énergie puisée et courbe des besoins consécutifs

1° Préparation semi-instantanée ou en semi-accumulation.
Méthode des besoins continus.

Dans un premier temps, on essayera de satisfaire la période de puisage la plus critique.

Le dimensionnement de l’appareil de production pour cette période permettra de définir une puissance et un volume capable de satisfaire n’importe quelle autre demande de la journée.

La période la plus critique s’étale de 19 à 20h. Durant cette période, le maximum d’eau consommée

  • en 10 minutes = 448 l à 60° ou 26 kWh
  • en 20 minutes = 385 + 385 l à 60° ou 45 kWh
  • en 30 minutes = 385 + 385 l à 60° ou 45 kWh
  • en 40 minutes = 385 + 385 l à 60° ou 45 kWh
  • en 50 minutes = 448 + 385 l à 60° ou 48 kWh
  • en 60 minutes = 448 + 385 + 385 l à 60° ou 71 kWh

Le stock doit être reconstitué avant 20h50 pour satisfaire la demande suivante.

On peut déduire de ce profil d’énergie puisée une courbe des besoins consécutifs.

Courbe d’égale satisfaction des besoins

En introduisant le profil de consommation dans le logiciel d’évaluation de la puissance et du volume du réservoir en semi-accumulation (sur base du profil de pointe), on obtient la courbe d’égale satisfaction des besoins. Il est possible de choisir n’importe quel couple Puissance-Réservoir. Plus la puissance est faible, plus le volume du réservoir doit être important.

2° Préparation semi-instantanée ou en semi-accumulation.
Méthode des besoins discontinus.

Appliquons les formules :

V =

P =

On considère ici deux pointes :

a.A 19h, consommation de 2 x 385 l à 60° en 20 minutes, le stock est reconstitué en 30 minutes.

  • tp 20 min.
  • tr 30 min.
  • V60 770 1
  • Tec 60°
  • a = 0,9

On obtient V = 546 l et P = 57 kW
b.A 19h50, consommation de 448 l à 60° en 10 minutes; le stock est reconstitué en 50 minutes

  • tp 10 min.
  • tr 50 min.
  • V60 = 448 l
  • Tec = 60°
  • a = 0,9

On obtient V = 436 l et P = 27 kW

On retiendra donc les résultats du point a.

3° Préparation instantanée.

Le débit instantané maximum en 10 min. est de 448 litres d’eau à 60°C.

L’appareil de production instantanée doit avoir une puissance de :

pour pouvoir fournir 448 l d’eau à 60° en 10 minutes.

4° Préparation en accumulation pure.

Le volume total puisé par jour est de 3 000 litres à 60°

ceci équivaut à une énergie puisée de :

3 000 (60° – 10°) / 1 000 = 174 kWh

Le volume du ballon de stockage devra donc être de :

174 1 000 / a 1.16 (Tec – 10°)

Si on choisit Tec = 60° et a = 0,9, le volume de stockage égale 3 300 litres.

La puissance de l’échangeur nécessaire à la reconstitution du stock en 8h (sans tenir compte des pertes de distribution et de stockage) égale :

174 kWh / 8h = 22 kW

Faut-il additionner les puissances de chauffage du bâtiment et de l’ECS ?

La chaudière est surdimensionnée 364 jours par an puisqu’elle est calculée pour vaincre la pire période froide de l’année (- 10°C, température extérieure de base, arrivant 1 jour par an, en moyenne établie sur 30 ans).

Mais il faut imaginer ce qui se passerait ce jour là !

Tout est fonction du rapport des puissances en jeu.

Dans le cas d’une école, les seuls besoins d’eau chaude sanitaire sont ceux du réfectoire. Et encore, le lave-vaisselle chauffe son eau de façon indépendante.
Dans ce cas, la mise en route du chauffage de l’eau chaude n’entraînera aucune perturbation du fonctionnement du chauffage du bâtiment et il ne faut pas prévoir de supplément de puissance.

  1. Et s’il s’agit d’un hôpital ? Les besoins en eau chaude sanitaire sont constants. Il faut envisager le moment où il ferait – 10°C. Le chauffage devra se superposer à la fourniture de l’eau chaude : les puissances devront s’additionner.

Tentons de définir un critère chiffré :

Imaginons que le bureau d’études se base sur les déperditions des locaux pour définir la puissance des radiateurs (–> + 5 % dans le choix du radiateur dans le catalogue), qu’il additionne toutes ces puissances pour définir la puissance chaudière, qu’il applique un coefficient de relance (+ 20 % environ) pour disposer d’une surpuissance le lundi matin. On suppose qu’il installe 2 chaudières reprenant chacune 60 % de la puissance totale, mais qu’il ne cumule pas les + 20 % correspondants avec celle de la relance.

On voit qu’il n’est pas du tout irréaliste de penser que le surdimensionnement atteint 25 %, au pire moment. Et que donc, tant que la puissance du chauffage de l’ECS ne dépasse pas 25 % de la puissance, aucun supplément ne doit être installé.

On pourra toujours rétorquer que s’il fait – 10° et que c’est un lundi matin …

Méditons sur notre propension à dimensionner nos équipements pour le cas qui arrive une fois par siècle… et à son lien avec la pollution de nos villes.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Four à micro-ondes

Four à micro-ondes

Principe

Les micro-ondes sont des enceintes fermées qui utilisent la dissipation de l’énergie des ondes électromagnétiques haute fréquence pour chauffer et cuire les aliments.

Les ondes électromagnétiques traversent l’air et la plupart des matériaux, sauf les métaux qui les réfléchissent.

Elles sont principalement absorbées par l’eau, composant de la majorité des aliments. Cette absorption se traduit par une agitation des molécules provoquant une élévation de la température dans l’aliment.

C’est donc une cuisson blanche essentiellement par conduction interne et non la cuisson dorée due à une convection externe.

Description

Composants techniques de base

L’appareil est composé d’une enceinte et d’un générateur d’ondes à 2 450 MHz.

Schéma principe four a micro-ondes.

Le générateur d’ondes, alimenté à partir du réseau 230 V, comporte :

  • un transformateur et un redresseur de courant,
  • un ou plusieurs émetteurs de micro-ondes appelés, magnétron, soit à électroaimant, soit à aimant permanent, soit électronique,
  • un ou plusieurs guides d’ondes reliant l’émetteur à l’enceinte et leurs antennes,
  • un répartiteur d’ondes ou une antenne (en répartissant les ondes dans l’enceinte, ils assurent l’homogénéité de la zone de chauffage).

Le micro-ondes est caractérisé par sa puissance de sortie (voisine de la 1/2 de la puissance absorbée au réseau). Cette puissance restituée est comprise entre 500 et 6 000 W, selon les émetteurs et leur nombre.

La zone de chauffage est délimitée par un volume étanche au rayonnement électromagnétique. Il s’agit :

  • soit d’une enceinte : 5 parois fixes et 1 porte,
  • soit d’un tunnel : 4 parois fixes et 2 ouvertures.

Les matériaux constitutifs de l’enceinte sont métalliques, bons conducteurs et de préférence non magnétiques : acier inox. Ils sont souvent laqués pour faciliter l’entretien.

La porte de l’enceinte, en matériaux transparents, permet l’observation des produits exposés au rayonnement en garantissant la même étanchéité que les autres parois grâce à différents procédés : tôle perforée, grillage métallique serré, film conducteur d’électricité auxquels s’ajoute un joint de porte.

Plusieurs dispositifs assurent la protection :

  • d’une part, de l’appareil : protection du magnétron en cas de fonctionnement à vide, thermostat de sécurité,
  • d’autre part, de l’utilisateur : émission d’ondes stoppée dès l’ouverture de la porte, différents systèmes de sécurité électrique et électromagnétique.

Composants spécifiques à certains modèles

Plusieurs dispositifs améliorent l’utilisation :

  • modulateur de puissance,
  • sélecteur de puissance,
  • programme de décongélation,
  • plateau tournant ou antenne rotative,
  • minuteries multiples, avec durée préréglée ou à répétition,
  • sonde thermométrique,
  • témoins de fonctionnement et de fin de cycle, sonores ou lumineux,
  • et accessoires spécifiques tels que  » vaisselle micro-ondes », cloches, grilles plastiques, …

Des matériels associent les micro-ondes à d’autres techniques pour élargir leurs performances.  Ils deviennent alors de véritables fours :

  • micro-ondes – four classique,
  • micro-ondes – air pulsé,
  • micro-ondes – éléments rayonnants infrarouges.

Commande et régulation

La variation de puissance émise par le magnétron peut être obtenue, soit par variation de la tension appliquée au magnétron, soit par variation de courant de l’électroaimant.

On a ainsi plusieurs modes de régulation :

  • Soit, si l’enceinte comprend plusieurs magnétrons, on fait varier les puissances par mise sous tension séparée ou simultanée de ces magnétrons.
  • Soit, si l’enceinte est équipée d’un magnétron unique, on provoque un fonctionnement discontinu du magnétron, entraînant une puissance moyenne horaire variable : les séquences de mises sous tension et hors tension, selon le rapport choisi, permettent le choix de plusieurs allures. Une commande sert à sélectionner l’allure (émission continue ou à séquences) intégrant quelquefois des temps de repos, par exemple en décongélation.

Certains matériels possèdent une sonde « à cœur « . Cette sonde contrôle la température intérieure du produit, stoppant l’émission d’ondes en fin de cuisson et maintenant éventuellement la température atteinte pendant une durée déterminée.

Gamme

Il existe deux types de micro-ondes

  • l’appareil à chargement unitaire, équipé d’un ou plusieurs magnétrons,
  • l’appareil à chargement continu, avec tunnel équipé de plusieurs magnétrons.

Indépendamment du fait que les micro-ondes soient à chargement unitaire ou à chargement continu, on classe les appareils selon la puissance restituée :

  • de 500 à 1 500 W, appareils domestiques et de petite restauration,
  • de 1 500 à 6 000 W, appareils professionnels et de collectivité.

À ces puissances, correspondent des dimensions très variables.

Utilisation

L’appareil à micro-ondes permet :

  • de décongeler,
  • de remettre à température de consommation des plats réfrigérés et congelés,
  • de réaliser certaines cuissons et blanchiments,
  • d’accélérer la cuisson d’aliments en association avec des procédés classiques tels que dorage, sauté ou poêlage.

Règles d’une bonne utilisation

L’efficacité de cet appareil est liée à l’application de quelques principes de base.

Le chauffage des aliments par micro-ondes suppose l’utilisation de matériaux transparents aux ondes, tels que : verre, céramique, matières plastiques, porcelaine, faïence, papier, carton enduit, à l’exception des métaux.

Dans les micro-ondes classiques, les meilleurs résultats sont obtenus sur des quantités modérées (quelques portions) et en veillant à ce que la masse ne dépasse pas une épaisseur de 6 cm.

Les résultats seront d’autant plus satisfaisants que les aliments sont riches en eau, graisses et sucres, qu’ils sont de faible épaisseur et de taille régulière.

Les temps de cuisson varient, pour un même produit, avec la quantité à décongeler, à réchauffer ou à cuire. Il faut tenir compte du fait que l’homogénéisation des températures au sein de l’aliment se poursuit après l’arrêt de l’émission.

L’allure (émission continue ou à séquences) doit être adaptée à l’opération désirée et à la masse d’aliments à traiter.

Certaines préparations se faisant avec très peu d’eau seront couvertes; ceci permet la cuisson à la vapeur qui accélère encore la montée en température et la répartition de la chaleur dans l’aliment et évite les projections.

En phase de décongélation, il est conseillé de choisir des fonctionnements par séquences, ou des faibles puissances, qui favorisent l’homogénéisation des températures.

Enfin, l’appareil ne doit jamais fonctionner à vide.

Avantages

Rapidité intéressante :

  • en petite restauration pour le réchauffage des plats à la carte, au poste de dressage,
  • en restauration collective pour répondre aux demandes ponctuelles et tout particulièrement pour les remises en température de plats réfrigérés ou congelés dans le parfait respect de la réglementation sanitaire.

Qualité des résultats culinaires et diététiques :

  • conservation du goût et de la couleur originels des produits,
  • réchauffage sans point d’attache, sans réduction ni dessèchement, sans modification de goût,
  • possibilité de cuire avec peu d’eau et sans corps gras.

Hygiène due à la rapidité des opérations, à la qualité de la décongélation.

Simplicité d’utilisation, accessible à tout personnel.

Économie d’énergie variable selon la quantité et la nature des aliments.

Diminution de la charge « entretien vaisselle » par l’utilisation directe de la vaisselle de table, facile à laver ou jetable.

Absence de surchauffe du local.

Implantation aisée sous réserve de quelques précautions précisées par les constructeurs.

Sécurité d’emploi permettant l’utilisation de l’appareil en salle.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Placer des condensateurs de compensation

Placer des condensateurs de compensation

Le principe de la compensation

Si la consommation d’énergie réactive est anormalement élevée, on soupçonnera la présence d’équipements à forte composante inductive : moteurs électriques, vieux ballasts électro-magnétiques de tubes fluorescents, …

Dans ce cas, le courant consommé est en retard par rapport à la tension. On parle d’un déphasage d’un angle phi.

 φ

On compense ce déphasage en adjoignant à l’installation une batterie de condensateurs.

Curieusement, le fait d’ajouter un équipement (et donc de générer un courant supplémentaire) entraîne une diminution du courant total demandé au réseau !

En fait, les composantes réactives des courants (inductives et capacitives) se sont compensées…

Voici l’impact du cos phi sur la section des câbles

Valeur du cos phi

Section du câble triphasé pour transporter 15 kW + protection par disjoncteur

1 2,5 mm²
0,8 4 mm²
0,6 6 mm²
0,4 10 mm²

Placement d’une batterie de compensation

Photo batterie de compensation.

Un dimensionnement correct des batteries de condensateurs est très important. En effet, trop faible, le résultat est insuffisant, mais inversement une surcompensation se traduira par un renvoi d’énergie réactive capacitive vers le réseau qui sera également comptabilisée et facturée.

Une compensation individuelle ou globale ?

La compensation peut s’effectuer de différentes manières :

1°  Compensation individuelle

Sur chaque consommateur important, on prévoit un condensateur raccordé en parallèle. Il sera mis sous tension uniquement si l’appareil fonctionne.

 

Cette solution, bien que plus chère, est techniquement préférable. En effet, elle permet :

  • De réduire le courant demandé par les équipements avec mauvais cos phi (moteurs, lampes fluo, …), et donc de « soulager » le cable qui raccorde ces équipements.
  • De réduire les pertes en lignes et les chutes de tension dans l’installation.
  • D’éviter la surcompensation puisque la batterie est mise hors tension en même temps que l’appareil (système auto-réglable).

On choisira donc cette solution lorsque le réseau intérieur est déjà fort chargé (déclenchements de disjoncteurs sur certaines lignes) ou lorsque l’équipement entraîne par lui-même une charge inductive importante et variable (moteur d’ascenseur, par exemple).

Exemples d’application.

  • Les pertes réactives à charge nulle des transformateurs sont souvent compensées individuellement par un condensateur de valeur fixe.
  • Les luminaires à tubes fluorescents peuvent être équipés d’usine d’un condensateur pour compenser l’effet inductif du ballast électromécanique. 

2°  Compensation centralisée

Photo compensation centralisée.

Vue d’une batterie automatique de condensateurs.

La compensation s’effectue d’une manière globale : les batteries de condensateurs sont raccordées en amont de l’installation du côté basse tension.

Elles peuvent être pourvues d’un système de gestion des condensateurs en cascade : en fonction de la consommation d’énergie réactive mesurée, le régulateur enclenche ou déclenche automatiquement les condensateurs de manière à maintenir le cos phi dans la plage souhaitée.

Inconvénient : si l’installation présente globalement un bon cos phi vu de l’extérieur, les lignes intérieures restent mal exploitées. Si des lignes sont surchargées, elles le resteront.

Cette solution est facile à installer, tant sur des nouvelles que sur des anciennes installations.

Il est également fréquent de combiner la présence d’une batterie fixe et d’une batterie à enclenchement automatique. La batterie fixe est déterminée de façon à ce qu’elle ne provoque aucune surcompensation, même pendant les périodes de faible consommation.

3° Compensation par groupes

Solution intermédiaire aux deux précédentes. Dans ce cas la compensation s’effectue à un niveau intermédiaire, par exemple au niveau des tableaux divisionnaires, et concerne les utilisateurs alimentés en aval des tableaux divisionnaires correspondants.

Quelle compensation dans le cas d’une nouvelle construction ?

Le risque est grand que le bureau d’études surdimensionne largement l’installation de compensation, puisqu’il va tabler sur une utilisation maximale (presque simultanée) de tous les équipements inductifs, par précaution.

Il vaut donc mieux :

  • N’installer d’origine que les condensateurs qui compensent individuellement
    • les pertes à vide des transformateurs,
    • les ascenseurs,
    • les ventilateurs du conditionnement d’air,
    • les compresseurs frigorifiques,
    • …
  • Prévoir l’emplacement d’une batterie de condensateurs dans le TGBT (tableau général basse tension), dès l’origine.
  • Décider après quelques mois de fonctionnement du meilleur choix de la batterie de condensateurs à installer, en fonction des kVArh/mois réellement enregistrés.

Les précautions à prendre

Auto excitation

  • Il faut éviter lors de la compensation de moteur les risques d’auto-excitation pouvant provoquer des surtensions.
  • Le choix de la batterie doit donc être fait en tenant compte des caractéristiques du matériel à compenser (cfr. fabricant).
  • La batterie de condensateurs doit avoir une puissance inférieure à la puissance nécessaire à l’auto-excitation du moteur. À défaut, il doit être prévu, dans l’appareillage de commande des condensateurs, une coupure évitant cette auto-excitation.

Harmoniques

  • Lors du placement d’une batterie de condensateurs, il faut effectuer une vérification de la présence d’harmoniques dans l’installation: celles-ci peuvent endommager les batteries de condensateurs et provoquer des surtensions dangereuses pour l’installation. Elles peuvent être à l’origine du « claquage des condensateurs ».
  • Les harmoniques sont présentes dans les systèmes utilisant des redresseurs. On en trouve dans les systèmes d’alimentation des salles informatiques, par exemple.

Puissance des pas de régulation

  • En fonction de la mesure du cos phi ou tg phi, on enclenche ou déclenche des éléments condensateurs dont la puissance en kVAr doit permettre de suivre au plus près l’évolution du cos phi souhaité.
  • Il faut choisir des pas de régulation suffisamment faibles de manière à éviter la sous ou sur-compensation.

Résistances de décharges

  • Des précautions seront également prises pour l’appareil de protection des batteries de condensateur car des courants transitoires importants apparaissent à l’enclenchement et au déclenchement des batteries.
  • Pour limiter ce phénomène, des résistances de décharge sont installées en parallèle sur la batterie de condensateurs :

Le prédimensionnement des condensateurs

Afin de prédéterminer l’importance des condensateurs à mettre en place dans une installation pour compenser la consommation réactive, vous pouvez vous référer au chapitre consacrée à cette thématique.

Après recherche du coût dans un catalogue, il sera dès lors possible de déterminer le temps de retour de l’investissement (généralement compris entre 6 mois et 1 an).

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer les déperditions thermiques générées par la ventilation de la gaine d’ascenseur

Évaluer les déperditions thermiques générées par la ventilation de la gaine d'ascenseur

Il est malheureusement difficile d’évaluer les déperditions générées par la ventilation de la gaine d’ascenseur. La seule manière consiste à mesurer les débits de ventilation en toiture à la sortie de l’extraction de la salle des machines ou de la gaine d’ascenseur (cas où il n’y a pas de salle des machines).

Une étude suisse relate des déperditions annuelles de l’ordre de 15 000 [kWh/an] pour un ascenseur classique desservant 3 niveaux; soit 1 500 [m³/an] de gaz ou 1 500 [litres/an] de fuel de chauffage :

L’étude de ouverture d'une nouvelle fenêtre !Suisse énergie a montré que le débit de ventilation d’une cage d’ascenseur de 12 [m] de haut d’un bâtiment de 4 étages, équipée de grilles de ventilation haute et basse de 1 225 [cm²] chacune, et dont les températures externes et internes était respectivement de 6 et 20 [°C], avoisinait les 660 [m³/h].

Suivant la norme EN 81-1, la surface des bouches de ventilation doit être supérieure à 1 % de la surface horizontale de la gaine. La surface de la gaine est donc de l’ordre de 0,1225 [m²] x 100 = 12,25 [m²]; ce qui représente une surface horizontale de gaine assez importante.

Sur base de cette configuration, l’air circule de bas en haut à une vitesse de l’ordre de 1,5 [m/s] grâce à un différentiel de pression de 8 [Pa]. La déperdition engendrée est de l’ordre de 3 [kW]. En effet :

déperditions thermiques [W] = 0,34 [Wh/m³.K] x qv [m³/h] x Δ t [K]

déperditions thermiques [W] = 0,34 [Wh/m³.K] x 660  [m³/h] x (20 – 6) [K]

déperditions thermiques  = 3 142 [W]

Avec,

  • la capacité thermique volumique de l’air ρ c = 0,34 [Wh/m³K].
  • l’évaluation du débit dans la gaine d’ascenseur qv = 660 [m³/h].

La déperdition annuelle est de l’ordre de 15 000 [kWh/an].

Des programmes de simulations avancés permettent cependant d’estimer plus précisément les déperditions engendrées par la ventilation et de quantifier l’impact de système mécanique d’extraction « intelligent ». On se réfèrera pour cela aux bureaux d’étude spécialisés.

Améliorer

 Pour savoir comment réduire les déperditions engendrées par la gaine d’ascenseur.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Repérer un surdimensionnement du transformateur

Repérer un surdimensionnement du transformateur

Les pertes à vide ou pertes « fer »

Une installation Haute tension dispose généralement de sa propre cabine de transformation, pour passer de 12 000 Volts à 400 Volts.
Le transformateur présente cependant des pertes

  • Des « pertes fer » : ce sont les pertes à vide de l’appareil, pertes qui subsistent en permanence quelle que soit la consommation réelle du bâtiment. On peut comparer ceci à la consommation au ralenti d’un véhicule, … véhicule en fonctionnement permanent !
  • Des « pertes cuivre » : ce sont les pertes en charge du transfo, pertes dans les fils proportionnelles au carré du courant appelé (effet Joule).
Exemple.
Le catalogue d’un fournisseur fournit les données suivantes pour l’évaluation des pertes d’un transfo 500 kVA :

  • pertes fer = 1 150 W,
  • pertes cuivre à pleine charge = 6 000 W.

Supposons le transformateur chargé en réalité à 300 kW, les pertes fer sont constantes mais les pertes cuivre sont proportionnelles au carré du courant appelé. Les pertes totales sont estimées à :

  • sous cos phi = 0,7  : pertes totales = 1 150 + 6 000 x
    [(300/0,7)/500]² = 5 588 W,
  • sous cos phi = 0,9  : pertes totales = 1 150 + 6 000 x
    [(300/0,9)/500]² = 3 816 W.

Explication : les pertes cuivre évoluent en fonction du carré des courants (Ieffectif / Inominal)², donc du carré des puissances apparentes (UIeffectif / UInominal)² puisque la tension est constante. Or, si la puissance active est de 300 kW, la puissance apparente est de 300 / cos phi, soit 300 / 0,7 kVA.

Il suffit de multiplier cette puissance par les 8 760 heures de l’année pour évaluer le coût énergétique (non négligeable !) de ces pertes…

Au vu de cet exemple, il est important en exploitation de bien maîtriser le cos phi (par une batterie de condensateurs par exemple) et en conception de choisir du matériel de qualité qui minimise les différentes pertes telles que la qualité du noyau magnétique (matériau et montage des tôles, …) et des enroulements, le système de refroidissement, la configuration de la logette du transformateur, …

Suppression d’un des transformateurs installés

Si deux transformateurs alimentent votre installation, il est possible que l’un des deux puisse, seul, répondre à la demande. Dans ce cas, il suffira de rassembler les départs sur le premier et ce sont les pertes à vide du deuxième qui seront totalement annulées !

Il suffit, pour se faire une idée du surdimensionnement, de comparer :

La puissance apparente des transformateurs (kVA)
et
la puissance quart-horaire maximale de la facture (kW) / Cos phi.
Exemple.

Deux bâtiments voisins de l’administration régionale wallonne sont raccordés à partir d’une même cabine HT. Celle-ci abrite deux transformateurs de 500 kVA alimentant chacun un bâtiment.

Or les factures montrent que les puissances maximales absorbées par les deux bâtiments ensemble ne dépassent jamais 260 kW.

Raccordement actuel de chaque bâtiment via son propre transformateur et son propre compteur.

Projet de raccordement des deux bâtiments via le même transformateur.

Dans ce cas, le raccordement des deux bâtiments sur un transformateur entraînerait une économie de 1 850 €/an, grâce à :

  • la suppression des pertes à vide d’un des transformateurs;
  • la suppression de la redevance de comptage d’un des bâtiments;
  • la diminution du coût des consommations. En effet, le coût du kW et du kWh est proportionnel à un coefficient D qui décroît lorsque la pointe 1/4 horaire augmente;
  • la diminution des pointes cumulées car les pointes des deux bâtiments ne sont jamais exactement synchrones.

Hélas, il n’est pas possible d’amortir le coût du remplacement du transformateur par la réduction des pertes !…

Cependant, à l’occasion d’un renouvellement du transformateur, on peut réévaluer les besoins réels de puissance et réajuster le tir.

Concevoir

 Pour connaître : les critères de choix d’un nouveau transformateur.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Light-shelf [composants de l’enveloppe]

Light-shelf [composants de l'enveloppe]

Description

Un light shelf est un auvent, dont la surface supérieure est réfléchissante, combiné à un bandeau lumineux, dont le rôle est de permettre la pénétration dans le local, du rayonnement solaire réfléchi sur la partie supérieure du light shelf.

Schéma principe light-shelf.Photo light-shelf.

L’objectif d’un light shelf est de rediriger la lumière naturelle vers le plafond, en protégeant l’occupant des pénétrations directes du soleil. Il existe diverses variantes de light shelves : horizontales ou inclinées, droites ou incurvées, situées à l’intérieur et/ou à l’extérieur de la fenêtre.

Les principales propriétés d’un light shelf sont de faire pénétrer la lumière profondément dans la pièce, de réduire les charges de refroidissement en diminuant partiellement les gains solaires, et d’augmenter le confort visuel.

Les light shelves permettent de contrôler la lumière directe du soleil en réduisant l’éblouissement, tout en admettant la lumière du ciel et les rayons solaires réfléchis.

La surface du light shelf doit être aussi réfléchissante que possible mais peut-être mate, brillante ou spéculaire. Une surface spéculaire renvoie théoriquement plus de lumière mais il faut pour cela qu’elle soit nettoyée très régulièrement. En pratique, un light shelf brillant (semi-spéculaire) est sans doute le meilleur choix. Le maintien de la haute réflectivité des light shelves implique bien sûr un nettoyage régulier, qui n’est pas toujours aisé.

Schéma principe light-shelf.

À noter qu’un store réfléchissant peut constituer une forme de light shelf, à un coût … plus abordable.

Performance du plafond associé

Le plafond est aussi un élément important influençant les performances des light shelves car il joue le rôle de distributeur de la lumière naturelle qui est redirigée vers l’intérieur par le light shelf. Il est donc important de combiner le light shelf avec un plafond très réfléchissant, de manière à obtenir une bonne efficacité. Les caractéristiques du plafond importantes au niveau de ce processus sont sa finition, liée à son degré de spécularité, sa couleur et sa pente.

Bien qu’un plafond présentant une surface spéculaire réfléchira plus de lumière dans le local, il faut savoir qu’il augmentera aussi les risques d’éblouissement à proximité du light shelf. La couleur du plafond doit être aussi claire que possible pour augmenter la réflexion de la lumière dans l’espace. Enfin, la pente du plafond a beaucoup d’importance : un plafond incliné vers le fond du local ou de forme arrondie incurvée vers l’intérieur de l’espace augmentera fortement la profondeur de pénétration de la lumière dans un local.

Efficacité lumineuse d’un light-shelf

Les simulations ci-dessous comparent la distribution lumineuse du module de base et celle du même local auquel sont ajoutés un vitrage en partie supérieure et un light shelf de 2 m de long, qui combine un light shelf intérieur (1 m) et un light shelf extérieur (1 m). Notons que le module avec light shelf présente une surface vitrée supplémentaire correspondant à 10 % de la surface du plancher. Ces calculs ont été réalisés pour une ouverture orientée au sud, le 15 juin à 13 huniv. par ciel clair avec soleil. Le light shelf combiné uniformise les niveaux d’éclairement dans la pièce.

Schéma efficacité lumineuse d'un light-shelf - 01.

Schéma efficacité lumineuse d'un light-shelf - 02.

Pour pouvoir comparer les apports donné spécifiquement par le light shelf, on peut partir d’un local uniquement équipé d’une bande vitrée en partie supérieure. La première simulation ci-dessous présente le cas d’un local éclairé uniquement par ce vitrage orienté au sud, le 15 juin à 13 huniv..

Schéma efficacité lumineuse d'un light-shelf - 03.

Les deux graphes suivants donnent les niveaux d’éclairement dans ce local suite à l’ajout d’un light shelf d’un mètre de long, placé respectivement à l’intérieur et à l’extérieur de la pièce.

Schéma efficacité lumineuse d'un light-shelf - 04.

Schéma efficacité lumineuse d'un light-shelf - 05.

La dernière simulation montre l’influence d’un light shelf combiné de 2 m de profondeur, centré au niveau du vitrage.

Schéma efficacité lumineuse d'un light-shelf - 06.

On observe que le light shelf extérieur augmente les niveaux d’éclairement du local tandis que le light shelf intérieur arrête le rayonnement solaire direct qui passe par le clerestory. Le light shelf combiné diminue faiblement l’éclairement en fond de pièce tout en uniformisant la distribution lumineuse de cet espace.

Les systèmes anidoliques

Les systèmes anidoliques sont des light shelves particuliers qui utilisent des réflecteurs spéculaires courbes, conçus pour profiter de la lumière diffuse du ciel. L’éblouissement potentiel provenant du rayonnement solaire direct doit être contrôlé par une protection solaire mobile à l’entrée du système anidolique.

Photo systèmes anidoliques.

Les deux photos ci-dessous présentent, sous un ciel couvert, les vues extérieures et intérieures de la façade sud du LESO où des réflecteurs anidoliques de 25 mètres de long ont été intégrés.

   

LESO – Architecte : D. Pagadaniel.

Le plafond anidolique est un système de distribution intensif de la lumière naturelle, adapté au ciel couvert. Il s’agit en fait d’un conduit lumineux intégré dans un plafond suspendu jusqu’au milieu de la pièce.

Schéma principe système anidolique.

Les éléments anidoliques sont placés aux deux extrémités du conduit lumineux : à l’extérieur pour collecter la lumière du ciel et à l’intérieur pour contrôler la direction de la lumière émise dans le local. Le problème des conduits lumineux traditionnels pour récolter la lumière du ciel réside dans leur section importante qui nécessite l’ajout d’un volume supplémentaire aux volumes habitables du bâtiment. L’adjonction d’un système anidolique permet de diminuer fortement la section du conduit lumineux par concentration de la lumière. Ce système permet donc d’augmenter le niveau d’éclairement dû à la lumière naturelle dans les espaces profonds, ce qui peut devenir considérable par ciel couvert, tout en occupant l’espace réduit d’un faux plafond.

Ces plafonds anidoliques ne sont toutefois pas encore disponibles sur le marché.

Annexe : les paramètres de simulation

Les simulations présentées ci-dessus proviennent du logiciel SUPERLITE, programme d’éclairage naturel faisant partie du progiciel ADELINE.

Elles sont toutes réalisées à partir d’un module de base de 7,2 m de profondeur, 4,8 m de largeur et 3 m de hauteur, éclairé par une fenêtre latérale de 4,58 m de large et de 1,13 m de haut, centrée horizontalement. Le plan de travail et le rebord inférieur de l’ouverture sont situés à 0,75 m du sol. La fenêtre couvre une aire de 5,2 m², ce qui correspond à 15 % de la superficie du plancher de ce local.

Schéma les paramètres de simulation.

Les simulations tiennent compte d’un double vitrage, dont le coefficient de transmission lumineuse est de 78 %. Cette vitre est placée en retrait de 0,15 m par rapport au plan de la façade. Le module simulé est situé en site parfaitement dégagé, sans élément d’ombrage. Les coefficients de réflexion des parois intérieures valent 15 % pour le sol, 45 % pour les murs et 70 % pour le plafond.

Les données météorologiques utilisées pour les calculs sont celles d’Uccle (Bruxelles) : 50,8° de latitude (nord), – 4,4° de longitude (est) et 100 m d’altitude. Le moment de la journée simulé est toujours précisé en fonction des heures universelles. Chaque fois qu’un paramètre de ce module de base a été modifié dans une simulation, le changement effectué est clairement précisé.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Eclairage mixte

Eclairage mixte

Ce mode d’éclairage combine l’éclairage direct et l’éclairage indirect. La partie indirecte reste toutefois dominante.

Avantages

Les avantages de ce mode d’éclairage sont identiques à ceux de l’éclairage indirect : répartition uniforme et absence d’éblouissement. De plus, la partie directe crée des ombres avantageuses et permet de réduire la luminance du plafond.

Les différences de luminance dans la pièce sont nettement moins marquées que dans le cas d’un éclairage direct.

Il est avantageux dans des pièces à plafond haut et évite la perception d’une zone sombre au plafond.

Dans le cas de parois très claires, ce système présente de bons rendements.

Inconvénients

L’inconvénient principal est identique à celui du système d’éclairage indirect : rendement très sensible aux coefficients de réflexion des parois. il est cependant moins marqué puisqu’une partie de l’éclairage est dirigé directement vers le plan de travail.

Il existe des luminaires dont une même source produit l’éclairage indirect et direct. D’autres ont deux sources distinctes avec commandes séparées.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Facteur de maintenance d’un luminaire

Facteur de maintenance d'un luminaire

Pour un luminaire intérieur

L’éclairement moyen fournit par un luminaire ou un groupe de luminaires diminue au cours du temps depuis sa valeur initiale jusqu’à la valeur requise.

La valeur requise de l’éclairement moyen Em est définie dans la zone de travail par la norme EN 12464-1. C’est la valeur minimum de l’éclairement moyen à maintenir pendant toute la durée de vie de l’installation.

La valeur initiale de l’éclairement moyen est calculée par l’auteur du projet en tenant compte du Facteur de Maintenance FM :

Emoyen initial = Emoyen requis / FM

Plusieurs phénomènes interviennent dans la réduction du niveau d’éclairement moyen de l’installation :

  • réduction de la quantité de lumière diffusée par les lampes au cours de leur durée de vie (valeur de la durée économique),
  • panne de lampe, sans changement immédiat,
  • encrassement des luminaires au cours de leur durée de vie,
  • encrassement du local réduisant la réflexion lumineuse.

A chacun de ces phénomènes on associe un facteur qui entrera dans le calcul du facteur de maintenance :

  • LLMF : facteur de maintenance du flux lumineux de la lampe. Ce facteur donne la proportion du flux lumineux en service émis par la lampe (après une certaine durée de fonctionnement) relativement à son flux initial. La durée de vie utile est définie comme la durée de fonctionnement après laquelle le LLMF d’un lot de lampes soit de 0.80.LLMF = Fservice/Finitial
  • LSF : facteur de survie des lampes. Ce facteur donne la probabilité qu’une lampe continue à fonctionner après un certain temps de fonctionnement. La durée de vie moyenne est définie comme la durée de fonctionnement après laquelle le LSF d’un lot de lampes soit de 0.5.
  • LMF : facteur de maintenance du luminaire. Ce facteur donne la proportion de flux lumineux émis en service par le luminaire (après une certaine durée de fonctionnement) relativement à son flux initial. Les pertes sont dues au dépôt de saleté sur la lampe et sur le luminaire.
  • RSMF : facteur de maintenance des parois du local. Ce facteur donne la proportion de l’éclairement réalisé en service par réflexion sur les parois du local (après une certaine durée de fonctionnement) par rapport à sa valeur initiale.

Ces facteurs peuvent être évalués et lorsqu’ils sont multipliés entre eux, ils donnent la valeur du Facteur de Maintenance.

FM = LLMF  x LSF x LMF x RSMF

Un petit exemple aide à comprendre cette notion :

Soit un bureau équipé de luminaires montés avec des lampes T5. Selon la norme EN 12464-1, le niveau d’éclairement Em minimum est de 500 lux. Les valeurs des différents facteurs sont consignés dans le tableau suivant :

Après 17 000 heures de fonctionnement

Survie des lampes après 16 000 heures d’allumage. 95 %
Valeur résiduelle du flux lumineux par rapport à la valeur initiale. 90 %
Rendement du luminaire y compris l’encrassement de la lampe. 97 %
Propriété de réflexion du local. 96 %
Réduction totale de la quantité de lumière ou FACTEUR DE MAINTENANCE. 80 %

Ceci signifie donc que l’auteur de projet devra surdimensionner son installation de 20 %; soit 500 lux / 0.8 = 625 lux.

Dans la pratique, Le Facteur de maintenance varie de 0.5 pour des éclairages indirects dans des locaux encrassés jusqu’à 0.9 pour des éclairages directs utilisant des luminaires de qualité optique élevée, des lampes de haut rendement, et des ballasts électroniques dans des locaux propres.

Les valeurs de référence prises couramment sont 0.8 pour les luminaires équipés de ballasts électromagnétiques et de 0.9 pour ceux équipés de ballasts électroniques.

Pour un luminaire extérieur

FM = Emoy en exploitation / Emoy initial

avec,

  • FM = facteur de maintenance (1 – FM = facteur de dépréciation).
  • Emoy en exploitation = l’éclairement moyen en exploitation réelle.
  • Emoy initial = l’éclairement moyen dimensionné.

Le facteur de maintenance est essentiellement fonction de l’étanchéité des luminaires et du degré de pollution du site:

Catégorie de pollution Degré de protection du luminaire
IP23 à 44 IP54 à 55 IP65 à 66

I : lieu moyennement pollué, site essentiellement rural et résidentiel.

 0,75 0,85 0,95

II : lieu fortement pollué, soit site industriel ou urbain.

 0,5 0,7 0,85
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la qualité de l’air

Évaluer la qualité de l'air

Les valeurs recommandées

Si le taux de ventilation d’un local fortement occupé est insuffisant, l’air y est rapidement vicié par de multiples agents (CO2, micro-organismes, matières odorantes, émissions des imprimantes et photocopieurs, …) : la respiration est moins active, une fatigue prématurée apparaît, la concentration diminue, le risque de contamination augmente, …

Débits de ventilation

Assurer la qualité de l’air, c’est prévoir une ventilation capable de diluer les polluants émis dans le local jusqu’à une concentration jugée acceptable.

En région wallonne, depuis le 1er mai 2010, tous les bâtiments neufs et assimilés doivent répondre à des exigences particulières. Les bâtiments non résidentiels (hors habitation et appartement) doivent respecter l‘Annexe C3 de la PEB (elle-même basée sur la norme européenne EN 13 779 : Ventilation dans les bâtiments non résidentiels – Spécifications des performances pour les systèmes de ventilation et de climatisation).

Celle-ci impose une qualité d’air au moins égale à la catégorie INT 3 (débit minimum de 22 m³ par heure et par personne) et de plus, elle impose un taux d’occupation minimum (m² par personne) à prendre en compte pour le dimensionnement en fonction de l’usage de la pièce.

Pour déterminer le débit d’air neuf minimal à assurer dans chaque local, il faut donc multiplier le taux d’occupation (de conception ou minimum imposé) par le débit de ventilation (INT 3 minimum).

De plus, on notera l’exigence de débit de conception minimal à respecter pour les sanitaires : 25 m³/h par wc ou urinoir ou 15 m²/h par m² de surface si le nombre de wc n’est pas connu lors du dimensionnement.

Concentration en CO2

Le dioxyde de carbone (CO2) ne constitue pas en soi un polluant détériorant la qualité de l’air mais il donne une bonne mesure de la pollution de l’air due aux occupants (odeurs, vapeur d’eau, émanations biologiques,…). Plusieurs normes étrangères posent d’ailleurs des exigences en matière de ventilation en spécifiant le niveau maximal admissible de CO2. Conformément à l’annexe C3 de la PEB, celui-ci doit être maintenu sous :

CO2 < 1 000 ppm

Cette valeur équivaut plus ou moins à la limite à partir de laquelle les odeurs corporelles sont perçues par plus de 80 % des occupants d’un local.

Pourcentage de personnes insatisfaites de la qualité de l’air (d’une façon générale et non sur base de l’unique aspect des odeurs corporelles), lorsqu’elles rentrent dans un bureau individuel occupé en fonction de la concentration en CO2 du bureau au-dessus de la concentration de CO2 de l’air extérieur (soit environ 350  ppm) (source : Rapport technique du Comité Européen de Normalisation (CEN), CR 1752, 1998)

Notons que la norme européenne NBN EN 13 779 (2007), propose 4 niveaux de taux de CO2 à respecter dans les locaux :

Norme européenne NBN EN 13 779

Catégorie de qualité d’air
Taux de CO2 maximum
Valeur par défaut
Excellente qualité

(INT 1)

 < 400 [ppm] 350 [ppm]
Qualité moyenne

(INT 2)

 400 à 600 [ppm] 500 [ppm]
Qualité modérée

(INT 3)

 600 à 1 000 [ppm] 800 [ppm]
Faible qualité mais acceptable

(INT 4)

 > 1 000[ppm] 1 200 [ppm]

Ici aussi l’annexe C3 de la PEB exige une qualité de l’air au minimum « modérée »! La mesure de la concentration en CO2 permet dès lors d’évaluer la qualité de l’air dans un local. La figure suivante montre à titre d’exemple l’évolution de la concentration en CO2 dans un bureau équipé d’un système de ventilation à débit constant (le niveau de CO2 de l’air extérieur est de l’ordre de 350 à 400 ppm).

La dernière version de l’Arrêté royal fixant les exigences de base générales auxquelles les lieux de travail doivent répondre ne prescrit plus un renouvellement d’air minimum par travailleur mais stipule que la concentration de CO2 doit resté inférieur à 800 ppm dans des locaux de travail normaux. Ainsi, l’exigence est placée sur le résultat attendu et plus le moyens. Pour atteindre ce résultat, si on considère qu’une personne expire 10 litres de CO2 par heure cela induit une renouvellement d’air de 43 m³/h.pers pour un air extérieur à 400 ppm de base.

Cas particulier des locaux non prévus pour l’occupation humaine

On entend par  » locaux non prévus pour l’occupation humaine « , les locaux où, pour un usage normal, les personnes séjournent un temps relativement court (circulations, escaliers, toilettes, archives, locaux de stockage, …).

Dans ces locaux, un certain balayage d’air est nécessaire pour évacuer les « polluants » émis (humidité, …), mais il n’est pas obligatoire d’y amener de l’air neuf traité, puisque personne n’y séjourne.

On peut recommander de ventiler ces locaux avec un débit d’air de l’ordre de 1,3 m³/h/m² (ce qui correspond à 0,5 R/h pour une hauteur sous faux-plafond de 2,6 m).

Ce débit sera assuré par de l’air en provenance de locaux à pollution limitée tels que bureaux, salles de réunion, espaces commerciaux, restaurants, magasins, classes, chambres d’hôtel (locaux à pollution d’origine humaine), conformément à l’annexe C3 de la PEB. En présence de polluants comme le CO ou le radon, ces grandeurs ne sont évidemment plus d’application et la détermination du débit d’amenée d’air demande dans ce cas une étude spécifique.

Comment évaluer sa situation ?

1ére analyse : sur les schémas d’installation

Dans un bâtiment équipé d’un système de ventilation, on peut se faire une première idée des débits globaux de ventilation grâce aux spécifications reprises sur les schémas d’installation. On peut ramener ces débits à la surface plancher des locaux ventilés ou/et aux nombres des occupants.

Il faut pour cela clairement identifier toutes les unités de ventilation et les zones qu’elles desservent. Il faut également faire l’hypothèse que les spécifications des schémas d’installation correspondent au mode d’exploitation. Certains ventilateurs peuvent fonctionner en vitesse réduite, des repiquages peuvent avoir été réalisés sur le réseau d’origine, …

2ème analyse : par mesure

Il est possible de mesurer les débits de pulsion ou d’extraction mécanique au moyen d’un anémomètre ou d’un débitmètre. Ces systèmes ne sont cependant valables que pour la mesure dans les gaines et les bouches d’une ventilation mécanique (simple ou double flux). L’emplacement de la mesure doit tenir compte d’un recyclage éventuel de l’air intérieur (systèmes de climatisation « tout air »).

   

Mesure de débit dans une gaine et au droit d’une bouche.

Dans le cas d’un système de ventilation naturelle (par exemple, par grilles d’amenée d’air dans les fenêtres), vu la faible vitesse de l’air, on doit recourir à des méthodes plus complexes utilisant des gaz traceurs, si on veut connaître précisément les débits mis en œuvre.

On peut aussi mesurer les concentrations en CO2 avec un détecteur de CO2 ou un chromatographe.

On peut également se faire une opinion sur la qualité d’une ventilation simple flux (extraction sanitaire) par une mesure de pression différentielle au droit d’une bouche d’extraction.

On mesure d’abord la pression différentielle au niveau des bouches d’extraction, dans les conditions normales de fonctionnement, c’est-à-dire fenêtres fermées. On ouvre ensuite une fenêtre et on recommence la mesure

  • Si la différence de mesure dépasse 50 Pa, alors le bâtiment est trop étanche (amenées d’air inexistantes ou bouchées),
  • Si la différence de mesure est nulle, alors l’enveloppe du bâtiment peut être considérée comme une passoire.

3ème analyse : Intuitivement …

Plusieurs pistes permettent de suspecter une carence en ventilation :

Odeurs

La réunion de personnes, dans une ambiance confinée, provoque rapidement des odeurs « désagréables ». Celles-ci ne sont pas perceptibles pour les personnes présentes mais bien pour les personnes qui rentrent dans le local. Ce problème est accentué en présence de fumeurs. Un défaut de ventilation des sanitaires peut aussi être critique au niveau des odeurs.

Humidité

Chaque être humain produit 50 ml d’eau par heure (par la respiration et la transpiration). Un défaut de ventilation peut conduire à l’augmentation du taux d’humidité de l’air. Des condensations risquent d’apparaître sur les surfaces froides (vitrages simple, ponts thermiques, …). Des moisissures peuvent en résulter.

Absence de système

Une ventilation correcte n’est possible qu’avec des systèmes spécifiques, soit mécaniques (simple ou double flux), soit naturels (grilles). Miser sur les inétanchéités du bâtiment n’est pas réaliste. En effet, pour qu’un réel apport d’air neuf soit possible, il faut que certaines zones du bâtiment soient en dépression et d’autres en surpression. Ce sera éventuellement le cas si on dispose de fenêtres sur des façades opposées. Et encore, faut-il que la circulation de l’air ne soit pas entravée par une succession de portes plus ou moins étanches. Il faut en outre disposer d’anciennes menuiseries non étanches. L’amélioration de celles-ci rend les entrées d’air très difficiles.

Exemple.

Supposons un bureau individuel de 12 m², muni d’une fenêtre de 1,2 [m] x 1 [m]. On estime le débit d’air au travers des joints (pour une différence moyenne de pression de 2 Pa) à 0,2 m³/h par mètre de joint (châssis peu étanche). On obtient donc un débit d’amenée d’air de 4,4 m x 0,2 m³/h.m = 0,88 m³/h. Or la norme recommande un débit d’air neuf de 2,9 m³/h.m² x 12 m² =  34,8 m³/h.

De plus, se baser sur les inétanchéités du bâtiment, c’est aussi :

  • Ne pas contrôler les débits d’air entrant et donc ne pas contrôler les consommations liées au chauffage ou au refroidissement de cet air. On arrive ainsi à la situation absurde où le taux de renouvellement d’air est d’autant plus grand qu’il fait froid à l’extérieur ou qu’il y a du vent. De plus, dans les bâtiments très bien isolés, les pertes de chaleur par ventilation deviennent plus importantes que les pertes par transmission et leur contrôle en est d’autant plus important.
  • Risquer l’introduction de bruits et de polluants supplémentaires si le bâtiment se situe en zone urbaine.
  • Risquer un assèchement excessif de l’air en hiver. En effet, l’introduction d’une trop grande quantité d’air froid dans l’ambiance chauffée risque de faire chuter le taux d’humidité sous le seuil tolérable de confort.

Système mal dimensionné

En ventilation naturelle, on peut évaluer si la taille des ouvertures est suffisante par cette règle simple :

Approximativement, une ouverture d’environ 10 cm² est nécessaire par m² de surface plancher du local.

En effet, si on considère que la vitesse de l’air dans une ouverture avoisine 1 m/s (100 cm/s), une ouverture de 10 cm² (0,001 m²) est nécessaire pour faire passer un débit de 0,001 m³/s ou 3,6 m³/h, ce qui correspond au débit recommandé par m² de plancher dans le résidentiel.

Système incomplet

On a beau souffler dans un ballon gonflé, aucun air frais n’y rentre. Ceci signifie que si l’air neuf n’a pas la possibilité de sortir du local, il n’y entrera pas et vice-versa. Ainsi, le débit d’air neuf prévu ne sera pas obtenu :

  • en l’absence de possibilité de transfert entre amenées et évacuations d’air (grilles de transfert, « détalonnage » des portes, …);
  • si une pulsion mécanique est prévue sans évacuation ou vice-versa;
  • si une trop grande différence existe entre les débits prévus en pulsion et les débits prévus en extraction.

Système mal conçu

Un système de ventilation peut être présent, mais ne pas donner satisfaction. En ventilation « double flux« , une mauvaise disposition des bouches peut entraîner un brassage de l’air insuffisant, la présence de zones « mortes » et donc une inefficacité dans l’évacuation des polluants.

Légende
Pulsion Extraction
Grande vitesse
Petite vitesse
Bonne diffusion de l’air Diffusion de l’air médiocre

Bon :
soufflage horizontal en haut à grande vitesse,
reprise en bas sur le même mur.

Médiocre :
soufflage horizontal en haut à faible vitesse et faible portée,
reprise en bas sur le même mur
(création d’une zone morte).

Bon :
soufflage horizontal en haut à grande vitesse,
reprise en haut sur le même mur.

Médiocre :
soufflage horizontal en haut à grande vitesse,
reprise en haut sur le mur opposé
(by-pass d’une partie du débit).

Bon :
soufflage horizontal en haut à faible vitesse,
reprise en bas sur le mur opposé.

Médiocre :
soufflage horizontal en haut à grande vitesse,
reprise en bas sur le mur opposé
(création d’une zone morte).

Bon :
soufflage sous plafond sous angle moyen,
reprises hautes symétriques.

Médiocre :
soufflage sous plafond sous angle moyen,
reprises basses symétriques
(création de zones mortes au plafond).

Bon :
soufflage sous plafond sous 180°,
reprises basses symétriques.

Médiocre :
soufflage sous plafond sous 180°,
reprises hautes symétriques
(by-pass d’une partie du débit).

Bon :
soufflage sous plafond sous 180°,
reprise concentrique.

Médiocre :
soufflage sous plafond sous 180° à faible débit,
reprises hautes symétriques
(by-pass d’une partie du débit).

En ventilation « simple flux« , le débit d’air brassant les locaux (par exemple des bureaux) est dépendant de la présence de fenêtres ouvertes ou d’autres entrées d’air parasites.

Exemple.

Dans un immeuble de bureaux de plusieurs étages, les bureaux sont disposés de part et d’autre des couloirs. Ceux-ci communiquent avec la cage d’escalier via des portes. Le système de ventilation « simple flux » est composé de grilles dans les menuiseries extérieures des bureaux et d’extractions mécaniques dans les sanitaires. Il n’y a pas de grilles dans les différentes portes des bureaux.

En principe la dépression créée dans les sanitaires doit provoquer une entrée d’air neuf par les grilles des bureaux. Cependant, les portes entre couloirs et escalier sont pratiquement en permanence ouvertes. Dans ce cas, l’air extrait, choisissant toujours le chemin le plus facile, sera tiré de la cage d’escalier ou du hall d’entrée, plutôt que des bureaux, ceci d’autant plus si les portes des bureaux sont fermées.

Dans cet exemple, on croit que les bureaux sont ventilés, puisqu’un système existe. Ce n’est cependant pas le cas, puisque l’air neuf ne circule pas par ces locaux. Un système de ventilation « simple flux » ne sera pas efficace :

  • s’il n’y a pas de possibilité de transfert de l’air entre les bureaux et les sanitaires : grilles non obturables dans les portes ou les murs, détalonnage des portes de minimum 2 cm;
  • s’il y a des grandes entrées d’air parasites (fenêtres ouvertes, ouverture vers un hall d’entrée, vers une cage d’escalier, …).

Prise d’air extérieure incorrecte

Lorsqu’il existe un système de ventilation, la prise d’air extérieur doit aspirer de l’air de bonne qualité. Elle ne peut donc être trop près :

  • de la bouche d’évacuation de l’air vicié,
  • de parking, de garages,
  • d’une cheminée de chauffage,
  • d’un stockage de déchets,
  • du niveau de la rue.

L’encrassement des grilles d’amenée d’air (neige, feuilles mortes, papiers, poussières ou encore nids d’oiseaux) risque de faire chuter les débits de ventilation sous les minima requis.

Filtration défaillante

Un défaut de filtration peut être à l’origine d’une mauvaise qualité de l’air intérieur. Lors de la conception, le filtre choisi peut ne pas avoir la qualité requise. Un filtre F7 est généralement recommandé en amont du caisson de traitement d’air afin de protéger également les batteries. Le filtre peut également être sous-dimensionné (nombre de poches insuffisant, par exemple). Dans ce cas la différence de pression mesurée au niveau du filtre propre sera supérieure à la valeur indiquée par le fabricant. Un manque de débit peut aussi avoir comme origine un défaut de maintenance des filtres. On repère celui-ci en mesurant la différence de pression au niveau du filtre sale et en la comparant à la valeur maximum recommandée par le fabricant. Des odeurs peuvent aussi se développer dans un filtre. Dans ce cas, il doit être changé. Un filtre trop sale peut aussi se repérer par les sifflements qu’il peut produire. Ces différents défauts des filtres auront souvent aussi comme conséquence la prolifération de poussières dans les conduits de distribution.

Causes et remèdes de débits de ventilation incorrects

La présence d’un système de ventilation double flux ne garantit pas que les débits recommandés alimentent effectivement tous les locaux. Des mesures sur différents bâtiments existants ont montré qu’il n’est pas rare de rencontrer des débits de ventilation inférieurs de plus de 50 % aux débits pris en compte lors de la conception.

Si lors de la réception de l’installation, ou en cours d’exploitation, des mesures de débit au niveau des bouches et du réseau de distribution indiquent des débits incorrects par rapport aux recommandations ou par rapport aux données de dimensionnement, voici des pistes de réflexion :

Débit insuffisant dans le réseau de pulsion
Le ventilateur ne tourne pas assez vite

Gérer

Modifier le diamètre des poulies d’entraînement

Gérer

 Vérifier la tension des courroies d’entraînement
La taille et le type de ventilateur ne sont pas adaptés au réseau

Concevoir

 Choisir un nouveau ventilateur
Un conduit ou une batterie est obstrué

Gérer

 Inspecter le réseau de distribution, son état de propreté, le bon positionnement de l’isolant éventuel, la position des clapets coupe-feu et l’état de leur fusible de protection
Un filtre est colmaté

Gérer

 Remplacer le filtre sale et éventuellement envisager le choix d’un nouveau mode de filtration
Le ventilateur est encrassé

Gérer

 Nettoyer le ventilateur et vérifier la présence des filtres
Des fuites importantes sont présentes dans le réseau de distribution

Améliorer

 Vérifier l’étanchéité des conduits et les colmater

Techniques

 Vérifier la continuité des conduits au passage d’obstacles.
La roue du ventilateur est montée à l’envers

Techniques

 Vérifier le sens de montage de la roue
Le ventilateur tourne à l’envers

Techniques

 Vérifier le câblage du moteur et inverser deux phases dans le cas d’un moteur triphasé
Le ventilateur d’extraction n’est pas en service

Gérer

 Vérifier le fonctionnement normal du réseau d’extraction
Le débit est trop élevé dans certains locaux et insuffisant dans d’autres

Améliorer

 Équilibrer l’installation
Le ventilateur tourne à l’envers ?

Si le débit mesuré sur un ventilateur est nettement inférieur à celui qui était prévu, il faut vérifier son sens de rotation avant d’envisager de changer le rapport des poulies.

Un ventilateur hélicoïde qui tourne à l’envers peut provoquer un débit en sens opposé. Un ventilateur centrifuge qui tourne à l’envers entraîne un débit dans le bon sens mais avec une perte importante de rendement. Pour constater un sens de circulation de l’air, il faut utiliser un petit générateur de fumée ou des rubans légers, la sensation de circulation d’air sur la peau ne permettant pas toujours de discerner le sens, tandis que les anémomètres donnent souvent une indication indépendante du sens de rotation.
Débit insuffisant dans le réseau d’extraction
Le ventilateur de pulsion n’est pas en service

Gérer

Vérifier le fonctionnement normal du réseau de pulsion
Les bouches de reprises sont fermées

Techniques

Vérifier l’ouverture correcte des bouche
Les bouches de reprises sont sous-dimensionnées

Concevoir

Choisir de nouvelles bouches
Débit irrégulier (pompage)
La roue du ventilateur est décentrée sur l’arbre

Techniques

Repositionner correctement la roue du ventilateur
Le ventilateur fonctionne au maximum de sa courbe caractéristique

Concevoir

Changer le type ou le modèle de ventilateur
Une ou plusieurs lamelles d’un clapet d’air sont mal fixées sur leur support

Techniques

Vérifier et réparer les fixations des lamelles sur chaque clapet d’air ou registre de réglage
Turbulences excessives au droit d’un coude ou d’un changement de section

Concevoir

 Installer des lamelles de stabilisation guidant les filets d’air
Manque de rigidité de certaines sections de conduit rectangulaire

Concevoir

Améliorer la fixation et la rigidité des conduits rectangulaires
Débit trop important
Le ventilateur tourne trop vite

Améliorer

Modifier la taille des poulies d’entraînement

Gérer

 Modifier la vitesse du moteur électrique
Le ventilateur n’est pas adapté à l’installation

Concevoir

 Choisir un nouveau ventilateur
Les pertes de charge du réseau sont inférieures aux prévisions

Concevoir

Choisir un nouveau ventilateur

Améliorer

 Modifier la taille des poulies d’entraînement
Une partie du débit court-circuite les filtres (filtres à enroulement automatique)

Concevoir

Améliorer l’étanchéité latérale des filtres
Extraction par les bouches de soufflage
La vitesse de l’air dans les conduites est trop importante et crée une dépression au niveau de la bouche

Concevoir

Installer des ailettes de guidage au niveau de chaque bouche

Les risques de contamination

On rencontre deux causes de contamination par micro-organismes :

  • les occupants eux-mêmes qui libèrent en permanence des micro-organismes et des supports nutritifs (squames cutanées) qui favorisent leur développement,
  • l’eau stagnante en certains points qui offre un bouillon de culture idéal aux bactéries notamment du type de la Legionella, qui vont se développer rapidement et former une sorte de film visqueux, le biofilm.

Conception correcte du recyclage

Le premier risque est lié au recyclage de l’air dans les systèmes de climatisation « tout air » comme le VAV. En effet, le recyclage renvoie dans les locaux de l’air vicié plus chargé en polluants que l’air extérieur.

On sera donc attentif à la filtration correcte de cet air. Mais malgré cette filtration, certains contaminants ne seront pas totalement arrêtés (odeurs de tabac, ozone et autres solvant de photocopieurs, micro-organismes, …). Il faut donc éviter de mélanger par le recyclage des ambiances à pollution spécifique et les ambiances à pollution « humaine ».

Éviter l’eau stagnante

Dans un réseau de traitement d’air, on retrouve trois principales sources d’eau stagnante :

  • la prise d’air neuf par où la pluie risque de pénétrer
  • l’humidificateur
  • la condensation de l’eau dans le réseau

Dans le cas de la prise d’air neuf, une surveillance régulière et un nettoyage si nécessaire est suffisant pour éviter les risques de développement bactérien.

Dans les installations de climatisation normales, la quantité de germes contenue dans l’eau qui alimente les humidificateurs ne peut dépasser 1000 germes/ml (100 germes/ml pour les salles informatiques et 10 germes/ml pour les locaux stériles).

Dans le cas des humidificateurs, la conception du système, sa gestion et sa maintenance peuvent être mis en cause.

Tous les systèmes à recyclage (humidificateurs à pulvérisation, humidificateurs à évaporation) c’est-à-dire récoltant l’eau non entraînée dans l’air dans un bac et la réutilisant, peuvent être source d’un développement bactérien. Ils doivent donc faire l’objet d’une maintenance rigoureuse.

Bac de recyclage d’un humidificateur …

Il faut particulièrement faire attention aux périodes d’arrêt de l’installation (la nuit, les week-ends). C’est durant ces périodes que prolifèrent les germes qui seront pulvérisés dans l’air à la relance.

Si l’arrêt de l’humidificateur et sa vidange automatique chaque nuit est la solution idéale à recommander, au minimum une vidange et une désinfection complète de l’installation s’imposent, au moins deux fois par an (au début de la mi-saison, impérativement, et au milieu de l’hiver) et de préférence une fois par mois.

Il faudra aussi être attentif à la présence d’eau qui pourrait être entraînée au-delà du séparateur de gouttelettes, du fait du vitesse trop élevée de l’air dans le caisson de traitement d’air.

 Gérer

  Pour en savoir plus sur les prescriptions de maintenance des humidificateurs.

Outre un contrôle visuel, une analyse micro-biologique des dépôts (eau, poussières dans les conduits, …) rencontrés dans une installation de traitement d’air (par l’Institut d’hygiène et d’épidémiologie) est utile de temps en temps pour faire un diagnostic de la qualité hygiénique de l’installation (types de micro-organismes, quantité, …).

Éviter les matériaux fibreux, corrodés ou entartrés

Les matériaux avec aspérités offrent des possibilités d’accrochage et donc de développement de microorganismes.

Des biofilms peuvent ainsi rapidement se développer sur les surfaces corrodées ou entartrées. L’utilisation d’eau adoucie est donc souvent défavorable à la prolifération bactérienne.

La présence d’isolant sous forme de fibres sans protection dans un réseau de distribution est également à proscrire.

Biofilm (vu au microscope) accroché sur une surface corrodée.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Radiateurs

Radiateurs

Types de radiateur

Les radiateurs émettent leur chaleur par rayonnement et par convection. La répartition entre ces deux modes d’émission dépend du type de radiateur.

Les radiateurs à panneaux

Ces radiateurs sont composés de tôles d’acier profilées assemblées 2 à 2 pour former des panneaux creux parcourus par l’eau chaude. Un radiateur peut être composé de 1, 2, 3 voire 4 panneaux.

Les panneaux peuvent être équipés de déflecteurs ou ailettes.

Ailettes de radiateur en acier.

Ceux-ci augmentent l’émission de chaleur par convection.

Un radiateur à panneaux sans ailettes émet 50 % de sa chaleur par convection. Cette proportion monte à 70 % avec les ailettes.

Les radiateurs à éléments

Ces radiateurs se retrouvent dans les anciennes installations. Ils se composent d’éléments identiques juxtaposés, en nombre suffisant pour obtenir la puissance nécessaire.

Les éléments peuvent être en fonte. Dans ce cas, ils présentent une inertie importante et chauffent principalement par rayonnement.

Radiateur à éléments en fonte.

Les éléments peuvent aussi être en acier. Dans ce cas c’est la part de rayonnement qui est faible.

  

Radiateurs à panneaux en acier.

D’une manière générale, les radiateurs à éléments ont des performances d’émission moindre.

Les radiateurs en aluminium

Il s’agit généralement de radiateurs décoratifs.

  

Radiateurs en aluminium.

L’aluminium permet en effet d’obtenir des foules plus élégantes par coulée sous pression ou par extrusion.

Ces radiateurs sont cependant très sensibles à la corrosion si l’eau est de qualité insuffisante. Se pose également le problème de mélange de métaux différents dans une même installation, ce qui peut également être la source de problèmes.

Puissance d’un radiateur

Valeurs catalogue de la puissance émise (norme EN 442-2)

La plupart des fabricants indiquent maintenant les émissions calorifiques des radiateurs suivant la norme européenne EN 442-2. Cette norme tient compte d’un régime de dimensionnement de 75°/65° pour une température intérieure de 20°C. Cette norme remplace l’ancienne norme qui se basait sur un régime de dimensionnement 90°/70°.

Puissance à d’autres régimes de dimensionnement

Une fois que l’on dispose des caractéristiques d’un radiateur donnés par le fabricant (catalogue). On peut établir la puissance émise pour d’autres régimes de dimensionnement (différents du régime pris dans la norme EN 442-2, c’est-à-dire 75°/65°). Une approche simplifiée permet d’établir une correspondance entre deux régimes de dimensionnement par la formule :

Puissance régime 2 = (ΔTmoy régime 2 / ΔTmoy régime 1) 1,3 x Puissance régime 1

où ΔTmoy est la différence de température entre l’eau du radiateur (moyenne entre l’entrée et la sortie) et la température intérieure.

Exemple en utilisant la formule simplifiée:

Un radiateur de 2 000 W, en régime 90°/70° (c’est-à-dire ayant une température moyenne de 80°C) fournira :

( (70 [°C] – 20 [°C]) / (80 [°C] – 20 [°C])) 1,3 x 2 000 [W] = 1 578 [W]

s’il est alimenté en régime 75°/65° (c’est-à-dire avec une température moyenne de 70 °C).

Pour un calcul plus précis, il faut résoudre les équations de base des émetteurs de chaleur (non reprise dans cette page). Néanmoins, la résolution est effectuée « automatiquement » dans la feuille de calcul suivante.

Calculs 

 Pour calculer la puissance et le débit d’un radiateur sur base des valeurs catalogue et de son régime, cliquez ici !

Exemple de puissances en fonction des dimensions d’un radiateur et d’un régime particulier

Les tableaux suivants donnent la puissance typique des radiateurs traditionnels en fonction de leurs dimensions, ce pour un régime de température 90°C/70°C (entrée/sortie) et une température ambiante de 20°C, soit un DT (radiateur-ambiance) = (90 [°C] + 70 [°C]) / 2) – 20 [°C] = 60 [°C].

Pouvoir émissif des radiateurs à éléments en fonte en [W par m² de surface frontale]

Hauteur
[mm]

Profondeur [mm]

150

 250 350
300 3 325 4 790 7 200
600 3 185 4 600 6 870

800

 3 105 4 475 6 70

Pouvoir émissif des radiateurs à panneaux en acier en [W par m² de surface frontale]

Hauteur

Type 10

Type 11

Type 20

Type 21

Type 22

Type 30

Type 32

300

 1 330 1 880 2 150 2 780 3 210 3 045 4 185

600

 1 200 1 720 1 950 2 510 2 900 2 765 3 800

800

 1 170 1 685 1 910 2 465 2 840 2 710 3 730

Type 21 = radiateur équipé de 2 panneaux et dune rangée d’ailettes.

Si les dimensions réelles des radiateurs ne correspondent pas aux dimensions standards ci-dessus, les puissances peuvent être extrapolées linéairement.

Exemple :

Soit un radiateur en acier, type 22, de 300 mm de hauteur et de 2 m de longueur.

Sa surface frontale est de 0,3 [m] x 2 [m] = 0,6 [m²].

Sa puissance nominale est de 0,6 [m²] x 3 210 [W/m²] = 1 926 [W]

Calculs 

 Pour estimer la puissance nominale de vos radiateurs, cliquez ici !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Diverses installations de pompe à chaleur

Diverses installations de pompe à chaleur

Par Kristoferb sur Wikipédia anglais, CC BY-SA 3.0, https://commons.wikimedia.org/w/index.php?curid=10795550 

Chauffage et refroidissement simultané d’un supermarché

L’installation décrite ici se trouve dans un supermarché de la région d’Anvers.

En fait, il s’agit de trois installations qui assurent les besoins de froid et réutilisent, si nécessaire, la chaleur produite pour maintenir la température dans le magasin.

Le froid est produit à trois niveaux de température grâce à trois groupes de froid indépendants : le premier produit du froid à -35°C et les rejets thermiques chauffent l’entrée et la zone des caisses; le deuxième à -15°C et chauffe les locaux du personnel; le troisième à -10°C et chauffe le magasin. Chaque groupe est équipé de deux compresseurs. Selon la puissance de froid nécessaire, l’un des deux ou les deux seront utilisés. La puissance frigorifique totale atteint 100 kW.

Il s’agit donc de trois pompes à chaleur bien que le rôle premier de l’installation soit la production de froid, qui est continue toute l’année tandis que le chauffage des locaux ne se fait que si la température extérieure le demande. Un chauffage électrique est ajouté pour assurer une continuité d’alimentation en cas de panne et un complément de puissance lors des températures extrêmes.

Chaque groupe peut fonctionner selon trois modes selon les besoins calorifiques :

  • Sans récupération de chaleur : la condensation à lieu dans des condenseurs extérieurs sur le toit du supermarché et l’énergie, transmise à l’air extérieur, n’est pas récupérée. L’installation fonctionne uniquement en machine frigorifique et les performances sont déterminées par la température extérieure.
  • Avec récupération de chaleur durant les heures d’ouverture du supermarché : le groupe fonctionne comme pompe à chaleur avec comme source froide l’espace à refroidir.
  • Avec récupération de chaleur en dehors des heures d’ouverture du supermarché : la pompe à chaleur maintient une température intérieure plus basse que durant les heures d’ouverture (fonctionnement de nuit, de week-end).

Entre le 15 mars 1985 et le 26 avril 1985, les caractéristiques des groupes ont été mesurées en continu :

  • énergie électrique consommée aux compresseurs (Pel),
  • pression au condenseur (pc),
  • pression à l’évaporateur (pe),
  • température de sortie du compresseur (t1),
  • température d’entrée du compresseur (t2).

Durant la période de mesure, il n’a pas été fait usage des condenseurs d’appoint, les besoins calorifiques étant importants. Le chauffage d’appoint a été utilisé au total quelques heures en raison de la demande de puissance importante lors de la relance de chauffage matinale.

Les COP mesurés durant cette période pour une température extérieure moyenne de 10° sont les suivants :

Pel moyenne par heure [kW]

Temp. au condenseur [°C]

Temp. à l’évaporateur [°C]

COP instantané

Groupe 1

 Sans récupération 3,733 26 – 32 3,49
Avec récupération de nuit 4,77 34 – 32 3,29
Avec récupération en journée 4,85 34,5 – 32 3,27

Groupe 2

 Sans récupération 0,75 26,5 – 20 3,69
Avec récupération de nuit 0,80 28 – 20 3,65
Avec récupération en journée 0,90 33 – 20 3,48

Groupe 3

 Sans récupération 4,42 26,5 – 13 4,03
Avec récupération de nuit 3,66 29,8 – 11,5 3,58
Avec récupération en journée 6,67 38 – 12 3,29

Sur base de ces résultats qui nous permettent d’extrapoler la puissance électrique à assurer par la PAC en fonction de la température extérieure, on peut discuter de la rentabilité économique de l’investissement. En tenant compte de l’évolution des températures moyennes et de la puissance de chauffage installée (18 kW, pour une demande de puissance de 40 kW par – 10 °C extérieurs, soit la couverture de 80 % des besoins), un coût total annuel de production de 1160,08 € a été calculé pour un coût moyen de l’électricité de 10c€. Ce coût inclut la consommation de l’appoint qui couvre les 20 % d’énergie non fournis par la PAC, soit environ 14 400 kWh.

L’année précédente, les frais de chauffage et de refroidissement avaient été de 3 600 €. Il y a donc une économie annuelle de 2 500 €. Le surcoût à l’investissement engendré par la transformation des machines frigorifiques en pompes à chaleur était de 8 750 €. Si on considère qu’une nouvelle installation de chauffage aurait de toute façon été installée et que celle-ci aurait coûté 5 000 €, le surinvestissement réel est de 3 750 €. Le temps de retour de l’investissement est donc d’un an et demi.

Source : Toepassing van de warmtepomp in supermarkten par J. Berghmans, Nationaal programma RD ENERGIE, diensten voor programmatie van het wetenschapbeleid, 1987.

PAC sur ventilo-convecteurs : la caisse d’épargne de Saint Etienne

Photo caisse d’épargne de Saint Etienne.

L’installation concerne les 2ème, 3ème, 4ème et 5ème étages d’un bâtiment de type haussmannien à très forte inertie à Saint-Etienne. Les étages ont une surface de 2 903 m² dont 186 m² de locaux informatiques avec armoires de climatisation autonomes (2 x 32 kW). La surface climatisée par la PAC est de 2 717 m² pour un volume de 8 954 m³. Les déperditions du bâtiment sont de 0,43 W/m³K, soit 136 kW ou 50 W/m². Les besoins en froid sont de 240 kW en août, soit 88 W/m².

L’installation comprend une pompe à chaleur Air/Eau dont :

  • la puissance frigorifique est de 253 kW (eau à 12 – 7°C),
  • la puissance absorbée au compresseur est de 76,7 kW,
  • la puissance calorifique est de 230 kW (eau à 45°C avec T°ext = 0°C),
  • Une puissance de ventilateur de 3,3 kW (débit total : 80 580 m³/h).

Schéma installation PAC caisse d’épargne de Saint Etienne.

Il y a également une centrale double flux pour la préparation de l’air hygiénique (36 kW à la batterie chaude et un débit de 3 000 m³/h). Les unités terminales pour l’air hygiénique sont au nombre de 68, pour une puissance électrique totale de 109,8 kW. Les ventilo-convecteurs sont au nombre de 8, avec une puissance totale de batterie d’appoint de 40,8 kW.

Le coût d’investissement est de 114 € HT/m².

Le bâtiment est occupé du lundi au vendredi de 8h à 18h, le samedi de 8h à 12h. En période de chauffage, la température de confort est fixée à 20°C. La température de nuit à 15°C. En période de refroidissement, ces températures sont de 25 et 30°. Le passage du mode chaud au mode froid se fait à une température extérieure de 18°C. Le passage inverse à 15°C.

Le suivi de l’installation a été réalisé de mai 1995 à avril 1996. L’intégralité des besoins en chaud a été assurée par la PAC. Le COP annuel a été de 2,34 et le coût d’exploitation de 1,65 € HT/m².

Une installation identique mais non réversible avec chauffage par résistance électrique aurait provoqué un surcoût de consommation de 4 350 € HT sur l’année. Le temps de retour de la réversibilité est de 16 mois.

La part du change over dans le coût total est faible : 120 € pour 132 basculements.

Source : Ventilo-convecteurs alimentés par une pompe à chaleur réversible, revue Chaud Froid Plomberie n°600 mars 1998.

PAC Eau/Eau : gare de Sargans

Lorsque la gare de Sargans (Suisse) dû être agrandie en 1983, les concepteurs ont cherché une solution originale pour le chauffage des nouveaux locaux et ont opté pour la pompe à chaleur alimentée par la nappe phréatique. Les chaudières des anciens bâtiments ont cependant été conservées comme sécurité et pour couvrir les pointes.

Photo gare de Sargans.

L’eau de la nappe phréatique est également utilisée pour rafraîchir l’air en été. L’eau chaude sanitaire est chauffée par l’électricité indépendamment de la PAC.

Données techniques :

  • puissance de chauffage de la PAC : 217 kW (température d’évaporation de 1°C et de condensation de 60°C),
  • chauffages d’appoint : 192 et 157 kW,
  • demande de chaleur : 350 kW à – 11°C.

Si le comportement global a donné satisfaction aux utilisateurs, ils ont cependant pointé certaines imperfections :

  • Le système de régulation automatique mis en place est trop compliqué et nécessite toujours des interventions manuelles régulières. Par exemple, le besoin d’enclencher manuellement les chaudières d’appoint quand elles sont nécessaires.
  • La présence de gaz a été détectée. S’il provient en partie d’un garage automobile contigu, des recherches sont menées pour détecter la présence de gaz amené par l’eau phréatique.

Les campagnes de mesure ont montré que 98 % du besoin de chaleur était produit par la PAC. Son Facteur de Performance Saisonnier (SPF) est de 2,5. Ce résultat est assez faible pour une PAC Eau/Eau. La pointe puissance enregistrée a été de 220  W. Comparé à la puissance de dimensionnement de 350 kW, on voit que l‘installation a été largement surdimensionnée. L’avantage est le faible emploi des brûleurs traditionnels. Mais ce sur-dimensionnement est la cause du mauvais SPF.

Source : CADDET result 58, décembre 1990.

Conditionnement d’air d’une discothèque : le Top Jimmy’z Club

Photo système de conditionnement d’air d’une discothèque.  Photo système de conditionnement d’air d’une discothèque.   Photo système de conditionnement d’air d’une discothèque.

Le but des gérants de cette discothèque de Saronno (Nord de l’Italie) était de réduire les coûts d’investissement et de fonctionnement du système de conditionnement d’air. Ce type de bâtiment est en effet très énergivore vu qu’il nécessite un refroidissement même en hiver et les pertes thermiques sont très importantes vu le fort taux de renouvellement d’air.

Le système installé n’était pas efficace pour les fortes demandes de froid et les réponses rapides aux variations de cette demande. À Saronno, l’hiver est froid (-5°C) il faut donc préchauffer la salle à 20°C en début de soirée. Mais très vite la température monte et le système de traitement d’air doit pouvoir inverser son fonctionnement. Trois pompes à chaleur réversibles ont été installées ainsi qu’un récupérateur de chaleur.

Les PAC réversibles ont permis une économie d’investissement par rapport à une installation de chauffage et une autre de refroidissement. Les frais d’utilisation des PAC électriques sont raisonnables vu le fonctionnement à peu près exclusif en heures creuses.

Les paramètres de design sont les suivants :

  • volume à conditionner : 1 600 m³, 500 m², 260 personnes,
  • conditions intérieures en hiver : 20°C et 45 % d’humidité,
  • conditions intérieures en été : 24°C et 65 % d’humidité,
  • conditions extérieures en hiver : -5°C et 85 % d’humidité,
  • conditions extérieures en hiver : -5°C et 85 % d’humidité,
  • conditions extérieures en été : 32°C et 50 % d’humidité,
  • taux de renouvellement d’air : 7, soit 11 000 m³/h.

La puissance totale de chauffage installée est de 118,3 kW et celle de froid est de 120,5 kW. Les PAC ont été installées à l’extérieur et travaillent indépendamment, chacune s’étant vu attribuer une zone du bâtiment (la piste de danse, le bar, la zone de bureau). La puissance du récupérateur de chaleur est de 46,5 kW de chauffage et 11,6 kW de froid.

Les trois PAC ont permis une réduction de coûts d’investissement de 10 % Les coûts de fonctionnement ont eux été réduits de 36 %. La consommation d’énergie primaire a diminué de 17 %.

Source : CADDET result 110, avril 1992.

PAC pour piscine intérieure : la piscine municipale de Tøyenbadet

Photo piscine municipale de Tøyenbadet.

Schéma installation PAC piscine municipale de Tøyenbadet.

L’installation des pompes à chaleur dans ce complexe date de 1980 et fait suite à un audit destiné à réduire le coût énergétique. Le complexe comprend 2 piscines intérieures et 3 extérieures pour une surface d’eau totale de 1 745 m². La capacité d’accueil est de 2 000 personnes.

L’audit avait dégagé trois pistes d’économie : réduire la consommation d’eau chaude, récupérer la chaleur de l’air extrait et établir un monitoring énergétique du système.

Les améliorations ont été apportées en 3 étapes.

La première, en 1981/1982 a consisté en l’installation de nouvelles douches destinées à réduire les consommations d’eau et d’énergie.

La seconde étape (1982/1983) était l’installation d’une pompe à chaleur pour récupérer la chaleur de l’air extrait des zones de bassin. Cette seule mesure à réduit la consommation de 3 GWh. Elle a aussi réduit le degré d’humidité de l’air et limité la prolifération de moisissures dans le bâtiment.

La troisième et dernière étape, réalisée en 1987, était l’installation d’une autre pompe à chaleur conjointement à un échangeur de chaleur de chaleur Eau/Glycol. Leur rôle est de récupérer la chaleur de l’air extrait des douches et vestiaires, du bar et des locaux techniques. Un système de monitoring de l’installation a été placé en même temps.

La consommation du bâtiment avant les modifications était de 10,6 GWh électriques (l’ensemble du chauffage se faisait à l’électricité). Les consommations après transformation sont résumées dans le tableau ci-dessous.

– 1988 1989 1990 1991

Consommation [MWh]

 4 839 5 393 5 407 5 668

Visiteurs

 335 000 340 000 320 000 265 000

PAC

Consommation [MWh]

 1 159 987 1 012 1 068

Production [MWh]

 4 380 3 851 4 150 4 367

COP

 3,78 3,9 4,1 4,1

Besoins couverts par la PAC en %

 91 71 77 77

Le coût d’investissement global dans les mesures d’économie d’énergie a été de 861 500 €. La consommation a été réduite de 5 800 000 kWh annuels, ce qui représente une économie d’exploitation d’environ 363 400 €. Le temps de retour a donc été de 2,4 ans.

Source : CADDET result 111, avril 1992.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Température

Température

Introduction

La température est un état instable dont les variations au voisinage de l’environnement humain dépendent du rayonnement solaire, du vent, de l’altitude et de la nature du sol.

Le soleil réchauffe l’atmosphère indirectement par l’intermédiaire de la surface de la terre car celle-ci stocke et réémet la chaleur par rayonnement et par convection. La propagation de cette chaleur est alors assurée soit par conduction, soit par diffusion due aux turbulences créées par le vent. La température varie également suivant la couverture nuageuse. Par journée claire, la température tend à s’élever parce que le rayonnement direct est plus important. À l’inverse, la terre, et donc l’atmosphère, se refroidiront davantage la nuit par rayonnement infrarouge vers la voûte céleste.

Les stations météorologiques effectuent des relevés horaires des températures de l’air, sous abri à 1,5 mètre du sol, pour définir la courbe d’évolution journalière des températures en un lieu. On détermine également la température moyenne mensuelle pour tracer la courbe d’évolution annuelle des températures en un lieu.

Les températures n’atteignent pas leur maxima quand l’offre solaire est la plus grande (solstice d’été). Un certain déphasage, de l’ordre de 4 à 6 semaines, est observé et correspond au temps nécessaire pour réchauffer la masse terrestre (inertie de la terre).

La figure ci-dessus permet de suivre l’évolution des températures pour une journée typique (le 8 juin 1964) à Bruxelles, ainsi que les rayonnements diffus et direct à partir d’un relevé toutes les trente minutes. L’exposition directe est mesurée perpendiculairement au rayonnement, alors que l’exposition diffuse est mesurée sur une surface horizontale.

On relèvera la corrélation et le retard entre l’offre solaire et la réponse des températures (cercle). Le rayonnement diffus varie peu entre les prises de mesure, alors que l’intensité du rayonnement direct peut atteindre des valeurs très élevées tout comme des valeurs nulles (passage de nuages). Le minimum des températures est rencontré au petit matin, juste avant le lever du soleil sous l’influence du rayonnement diffus.

La température en Belgique

Les graphes ci-dessous donnent l’évolution journalière de la température extérieure moyenne par ciel serein, moyen et couvert, le 15 des mois de mars, juin, septembre et décembre, à Uccle.

Ainsi donc, à Uccle le 15 juin, la température extérieure maximale moyenne est de 24,2°C par ciel serein, 20,7°C par ciel moyen, et 16,9°C par ciel couvert; tandis que le 15 septembre la température extérieure moyenne est de 16,2°C par ciel serein, 15,2°C par ciel moyen, et 14,3°C par ciel couvert.

Analyse des températures

En Belgique les températures extérieures moyennes mensuelles sont presque partout positives, mais ne dépassent pas 20°C; les écarts de température moyenne jour-nuit sont faibles et de 7°C maximum en été.

Heureusement, lorsque la température est élevée en journée (ciel serein), le ciel est également dégagé la nuit, la terre et donc l’atmosphère se refroidissent plus à cause des radiations terrestres nocturnes vers la voûte céleste. La température nocturne est alors fraiche et permet un refroidissement naturel ou mécanique (free cooling) du bâtiment.

À noter que le minimum sur la courbe journalière des températures correspond aux heures de lever du soleil : ceci fait apparaître l’incidence de l’ensoleillement sur la température de l’air.

Température de base

Pour dimensionner une installation, l’évaluation doit être faite de sorte que le système puisse répondre aux conditions de température extérieure minimale : la température extérieure de base.

Degrés-jours

Par contre, l’évaluation de la demande en énergie nécessite la prise en compte de l’écart de température entre l’ambiance intérieure et l’extérieur.

Or la température extérieure varie d’un lieu à un autre.

La notion de degré-jour a été introduite pour permettre la détermination de la quantité de chaleur consommée par un bâtiment sur une période de chauffage donnée et pour effectuer des comparaisons entre des bâtiments situés dans différentes zones climatiques.

Influence de l’environnement sur la température

La température en un lieu est dépendante de la nature des surfaces environnantes et est influencée par l’occupation du site et par son relief.

Les sols couverts de végétation favorisent l’évapo-transpiration d’eau et ainsi la réduction de l’échauffement de l’air. Les sols aménagés par l’homme et couverts par des matériaux à forte inertie (béton, pavés, briques, …) stockent la chaleur durant les journées ensoleillées et la rayonnent en début de soirée. Ils ont pour effet de retarder la chute de température nocturne.

Influence de l’eau

Les étendues d’eau stockent également de grandes quantités de chaleur avec aisance. L’eau agit comme tampon thermique : à l’inverse des sols qui s’échauffent et restituent la chaleur rapidement, l’eau emmagasine et rend la chaleur lentement. C’est pourquoi il fait plus chaud à la Côte que dans les Ardennes en hiver, à l’inverse de l’été où il fait plus chaud dans les Ardennes qu’à la Côte.

De manière générale, la très grande capacité thermique de l’eau rend celle-ci peu sensible aux variations de température de l’atmosphère. Sur la frange côtière, la présence conjointe de l’eau et du continent détermine des schémas climatiques particuliers : les brises de mer et les brises de terre.

Pendant la journée, un échauffement plus rapide sur terre que sur mer aboutit à la création de basses pressions thermiques dans l’arrière-pays et de pressions relativement hautes en mer. La brise fraîche qui souffle de la mer vers la terre tend à supprimer le déséquilibre ainsi créé. Durant la nuit, la déperdition par rayonnement est plus forte sur terre que sur mer et les courants aériens sont inversés.

Influence de la végétation

Dans les régions fortement boisées, les arbres interceptent de 60 à 90 % de la radiation solaire, empêchant l’augmentation de température du sol. Ainsi, l’air s’y échauffe dans une moindre mesure qu’ailleurs. Ce phénomène est permanent ou saisonnier suivant qu’il s’agit d’arbres à feuillage permanent ou caduc. Par ailleurs, les arbres empêchent la radiation nocturne : la chute de température durant la nuit est donc limitée. On constate ainsi que les écarts de température sont moins importants dans les régions boisées.

Influence d’un site urbanisé

En ville, les apports gratuits provenant des véhicules, industries, chauffage, etc… ainsi que la nature du sol et la quantité importante de matériaux à forte inertie réchauffent l’atmosphère. Le dôme de pollution recouvrant les villes limite également les radiations nocturnes, de telle sorte qu’en moyenne, la température en ville est de 3 à 5°C plus élevée qu’en site dégagé. La pollution ralentit le réchauffement matinal de l’air et la grande quantité de matériaux accumulateurs freine la chute de température en début de soirée. Les sites dégagés sont fortement balayés par les vents et largement ouverts vers la voûte céleste. Il y fait donc plus froid qu’ailleurs.

Influence de la topographie

La figure ci-dessous propose d’examiner l’évolution typique des températures extérieures sur 24 heures dans un relief montagneux. On constate que les vallées sont en général plus chaudes le jour que les sommets. Par contre, de nuit, le soleil n’entrant plus en ligne de compte, l’air se refroidit et s’accumule au fond des vallées et des petites dépressions. Il se crée ainsi une différence de température au profit des pentes directement en contact avec ce qu’on appelle la ceinture chaude. Dans les longues vallées, le phénomène tend à créer un mouvement d’air longitudinal d’autant plus puissant que la vallée est longue et que le gradient de température est élevé.

L’altitude influence aussi la température. La pression diminuant avec l’altitude, l’air se détend et se refroidit. Cette diminution de température est de l’ordre de 0,7 °C par accroissement de 100 m.

La température de base

Lorsqu’il s’agit de dimensionner une installation, l’évaluation doit être faite de sorte que le système puisse répondre aux conditions de température extérieure minimale qui sont rarement dépassées sur base des observations météorologiques belges.

Pour ce faire, on utilise les températures extérieures de base.

Les températures extérieures de base sont les températures extérieures moyennes journalières qui, en moyenne, ne sont dépassées vers le bas que pendant 1 seul jour par an.

Les températures extérieures de base sont données pour chaque commune dans la norme NBN B62-003.

À titre d’exemple, le tableau ci-dessous donne la température extérieure de base pour un certain nombre de villes et communes.

Celles-ci peuvent également être lues approximativement sur la carte présentée à l’écran.

Source – Logiciel OPTI Bureaux – Architecture et Climat – juin 2000

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Evolution des besoins thermiques des immeubles suite à l’isolation des parois

Evolution des besoins thermiques des immeubles suite à l'isolation des parois

Transfert thermique par les parois extérieures

Prenons l’exemple d’un local de bureau de 30 m² sur 3 m de hauteur, soit un volume de 90 m³.

Supposons qu’il soit entouré d’autres locaux régulés à la même température (bureaux voisins, couloirs, …), si bien que seule la paroi en façade est source d’échanges thermiques.

Cette paroi est constituée de 7,5 m² de vitrage et de 6 m² d’allège.

Il y a 30 ans on aurait placé du simple vitrage (U = 6 W/m²K) et une allège non isolée (U = 1,5 W/m²K). Une ventilation de 1 renouvellement horaire serait assurée, essentiellement par infiltrations non maîtrisables. Il en résulte les puissances suivantes

  • pertes par paroi : (7,5 x 6 + 6 x 1,5) = 54 [W/K]
  • pertes par ventilation : (0,34 Wh/m³K x 90 m³) = 31 [W/K]

Soit un total de 85 Watts par degré d’écart entre extérieur et intérieur.

Quelle doit être la température intérieure à considérer ? On peut partir d’une zone neutre de confort entre 21°C (hiver) et 24°C (été), et donc d’une température moyenne intérieure d’hiver de 18°C (moyenne jour/nuit/week-end). On obtient alors le profil d’échange suivant en fonction de la température extérieure :

Supposons à présent que la paroi soit isolée : double vitrage à basse émissivité (U = 1 W/m²K) et allège avec 6 cm de laine minérale (U = 0,24 W/m²K). Il en résulte les puissances suivantes

  • pertes par paroi : (7,5 x 1,5 + 6 x 0,53) = 14 [W/K]
  • pertes par ventilation : (0,34 Wh/m³K x 90 m³) = 31 [W/K]

Soit un total de + 40 Watts par degré d’écart entre extérieur et intérieur. La température intérieure moyenne en période de chauffe est réévaluée à 19°C (avec la nouvelle isolation, les nuits et les week-ends seront moins frais entrainant une augmentation de la température moyenne). Le profil d’échange est adapté :

Cette fois, les infiltrations par les châssis sont négligeables et le taux horaire de renouvellement d’air de 1 correspond au débit d’air neuf pulsé mécaniquement dans les locaux de manière volontaire et contrôlée. Ce qui sous-entend que ce débit peut être arrêté la nuit et le WE, soit les 2/3 du temps.

Conclusions

Suite à l’isolation, les besoins de chauffage et de froid sont réduits. L’enveloppe freine davantage le transfert de chaleur quel que soit le sens de passage. Le besoin de refroidissement du local en été est donc, à première vue, diminué par l’isolation de la paroi ! (mais ce n’est qu’un regard partiel puisque l’on ne prend pas ici en compte l’effet des charges internes et solaires).

À noter que les besoins liés à la ventilation représentent les 3/4 des besoins totaux et qu’ils sont contrôlables.

Influence des apports internes

Les apports internes doivent être introduits dans le bilan.

Dans les bureaux non-isolés

Autrefois, on comptait 30 W/m², soit 10 W/m² pour les personnes et 20 W/m² pour l’éclairage. Quelle que soit la température extérieure, c’est un apport fixe de 900 W qui est donné au local.

Cet apport doit être diminué dans la mesure où ils apparaissent chaque jour durant les 10 heures de fonctionnement des bureaux, soit 1/3 du temps de la semaine. Les besoins thermiques sont eux proportionnels à la température moyenne intérieure, maintenue en permanence.

Ainsi, les apports internes représentent une puissance moyenne permanente de 900 x 1/3 = 300 Watts. Ce nouvel apport décale le profil de demande de -3,5 °C.

Le point d’équilibre est atteint pour une température extérieure de 14,5°C : les apports compensent les besoins de chaleur. Les besoins de froid sont augmentés : dès que la température extérieure dépassera les 20,5 °C, une puissance de réfrigération sera nécessaire pour assurer le confort des occupants.

Dans les bureaux actuels isolés avec 14 cm de laine minérale

Pour un bâtiment actuel, les apports internes sont similaires dans un local de bureaux : si 10 W/m² supplémentaires de bureautique sont apparus, la nouvelle performance des systèmes d’éclairage a permis une diminution de 10 W/m².

À noter que dans les anciens bureaux, l’arrivée de la bureautique a entraîné un réel accroissement de la charge.

Le nouveau profil de charge apparaît, avec un point d’équilibre ramené à 11,52 °C :e

19 °C – (300 W/(40 W/K)) ≈ 11,5 °C

Conclusion

La puissance frigorifique maximale n’est pas plus élevée que dans les anciens bâtiments; elle commence cependant plus tôt dans la saison.

Influence des apports solaires

Des apports solaires élevés vont s’ajouter à la charge thermique du local.

Imaginons que le bureau soit situé en façade Ouest.

Comment estimer l’importance des apports solaires en fonction de la température extérieure ?

Un lien partiel existe. On l’évaluera en première approximation par le fait que :

  • 3 kWh d’énergie solaire atteignent, en moyenne, chaque m² de façade Ouest par journée, pour un ciel moyen de juin, soit pour une température extérieure moyenne de 16 °C.
  • 0,36 kWh d’énergie solaire atteignent, en moyenne, chaque m² de façade Ouest durant une journée de décembre, que l’on pourra faire correspondre à T° extérieure de l’ordre de 0° (en fait, par ciel serein l’apport solaire est élevé mais la température est plus faible).
  • 4,8 kWh sont reçus par m2 de façade Ouest, par jour, par ciel serein au mois de juin, et donc pour des températures maximales proches de 30°C.

Pour connaître les apports solaires reçus par le bureau, multiplions ces valeurs par les 7,5 m2 de vitrages, affectons ces montants d’un coefficient 0,6 pour tenir compte du facteur solaire du double vitrage et de la présence du châssis, et divisons cette énergie par 24 h pour obtenir une puissance moyenne effective.

Il en résulte un apport de 900 Watts aux températures maximales (30°C), de 560 Watts à 16°C et de 70 Watts à 0°C. Apport qu’il faut additionner à la courbe qui traduit le bilan thermique du local :

Bilan pour les immeubles non isolés

On constate que la température d’équilibre est descendue à 12 °C. Ceci signifie qu’avec 12 °C à l’extérieur, les apports internes et externes suffisent à assurer une température confortable de 21°C à l’intérieur. De plus, au-delà de 15 °C extérieur, en raison des divers apports, la température intérieure dépasse 24 °C et un besoin de rafraîchissement apparaît.

Bilan pour les immeubles isolés

Cette fois, le chauffage s’arrête pour 7°C extérieur et le rafraîchissement est souhaité à partir de 10°C extérieur.

Remarque : cette évaluation est simplifiée puisque le lien entre température extérieure et puissance solaire est évalué grossièrement et de plus, la présence de soleil fait monter la température extérieure des parois, ce qui entraîne une augmentation du transfert thermique au travers de la paroi.

Conclusions sur les conséquences de l’isolation des parois

La comparaison des deux courbes de puissance montre que la puissance de refroidissement souhaité n’a pas été augmentée par l’isolation des parois (elle a même plutôt légèrement diminué aux fortes températures).

Mais le profil de la demande de puissance est très différent : il faut refroidir de plus en plus tôt dans l’année.

L’énergie de refroidissement (produit de la puissance par le temps de la demande) va dès lors augmenter. Pour le visualiser, il faut mettre en regard la courbe des puissances et la courbe de l’évolution des températures en fonction du temps de l’année :

On constate que la température extérieure est située entre 12 et 18°C durant de nombreuses heures de l’année. Autrefois, à ces températures la puissance du local était nulle ou faible. Aujourd’hui, une demande de refroidissement est bel et bien présente à ces températures…

Voici l’évolution de la demande annuelle du local par tranche de températures extérieures :

Attention : dans l’absolu les besoins de chauffage ne baissent pas en deçà de 0 degrés pour devenir nuls vers -15 °C; simplement, le nombre d’heures/an rencontrant ces situations extrêmes étant très réduit, la consommation annuelle (puissance x durée) à ces températures, est réduite. Le même raisonnement explique la tendance au-delà de 18 °C.

La demande énergétique totale est en baisse de 20 % ;L’énergie de refroidissement est donc en hausse après isolation. Mais pas de regrets et pas de marche arrière !

  • La demande de chauffage s’est effondrée de 75 %.

Comment comprendre que les besoins soient nuls sur une large plage (7 °C à 10 °C ? Le bâtiment est à l’équilibre thermique et la température intérieure oscille dans « la zone neutre » entre 21 et 24 °C.

Cependant, la demande en énergie de refroidissement a dramatiquement progressé de + 95 % ! Dramatiquement, vraiment ? Nous sommes tout de même passés de 1 200 kWh/an à 2 350 kWh/an…

En réalité cette valeur est à nuancer. Rappelez-vous qu’elle exprime l’énergie nécessaire au refroidissement d’un local fermé, peu aéré, sans protections solaires…

Nous pouvons aussi observer que l’augmentation des besoins de refroidissement suite à l’isolation du local a principalement lieu pour des températures extérieures comprises entre 10 °C et 21 °C. À ces températures, l’air frais extérieur pourra-t-être mis à profit pour refroidir l’ambiance gratuitement (les besoins de froids qui concernent des températures supérieures à 21 °C ne représentent que 20 à 30 % des besoins de froids).

Vous l’aurez compris, isoler permet une réduction de la consommation d’énergie de chauffage très importante avec pour revers d’augmenter les besoins de froids. Il faudra donc entreprendre des stratégies adaptées à ce nouveau profil pour en tirer tous ses avantages :

  1. Autrefois, le chauffage constituait le principal poste énergivore, mais à présent, un équilibre est plus souvent atteint et il faut pouvoir faire face à une demande de chaud et une demande de froid lors des températures extrêmes. Par exemple, la simple présence de protections solaires extérieures peut fortement limiter les besoins de refroidissement.
  2. Le diagramme des puissances met en évidence que la demande de froid se fait souvent au moment où la température extérieure est bien inférieure à la température de consigne intérieure, ce qui, théoriquement, permet de mettre en place une technique de free cooling diurne.
  3. Suite à cette évolution des besoins, il y a de plus en plus souvent des besoins de réfrigération dans certains locaux alors que d’autres locaux sont encore en demande de chauffage. Par exemple, dans un immeuble bien isolé comportant deux façades Est-Ouest, il est probable qu’en mi-saison vers 10h00, la façade Est est en demande de refroidissement alors que la façade Ouest demande encore de la chaleur. Le système de climatisation devra pouvoir répondre à cette évolution.
  4. Également, ce que le diagramme ne montre pas, c’est le cycle de température jour/nuit qui permet d’évacuer la chaleur accumulée en journée, par de l’air nocturne plus frais : c’est le free cooling nocturne. Ceci pour autant que le local puisse jouer le rôle de réservoir tampon, et donc qu’il dispose d’une inertie suffisante.
  5. Pour finir, nous pouvons observer sur le schéma ci-dessous que la période de besoin de refroidissement  coïncide avec la disponibilité en énergie solaire la plus forte. Ainsi, l’installation de panneaux photovoltaïques pourrait s’avérer être une stratégie judicieuse [notamment dans le cadre d’un objectif QZEN] profitant de la concordance entre la période de disponibilité d’une énergie renouvelable (le photovoltaïque solaire) et la période de besoin de cette énergie pour le refroidissement.

Si cela se vérifie à l’échelle d’une année, il en va de même à l’échelle de la journée.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionnement de la production d’eau chaude sanitaire en semi-accumulation

Dimensionnement de la production d'eau chaude sanitaire en semi-accumulation

On trouvera ci-dessous le développement d’une méthode de calcul extraite du « guide au dimensionnement des appareils de production d’eau chaude sanitaire » publiée par l’Institut de Conseils et d’Études en Développement Durable. Le document source est disponible ici.

Calculs

 Si les besoins sont continus et que l’installation peut être décrite par un profil de puisage critique.

Étape 1 : profil de puisage

Le calcul d’une installation d’ECS en semi-instantané ou semi-accumulation sera fondé sur la reconstitution des puisages possibles dans les conditions réputées les plus rigoureuses.

Établir le profil de puisage consiste à déterminer pour différentes journées caractéristiques de l’année, les besoins en eau chaude heure par heure.

Remarque : Si le découpage heure par heure du profil de puisage n’est pas représentatif de la situation réelle, par exemple si on assiste à des puisages courts et discontinus ou à de courtes pointes de puisage, un autre découpage doit être considéré, de 10 en 10 minutes, par exemple.

La méthode décrite ci-après permet de dimensionner l’appareil de production d’ECS pour satisfaire aux besoins de la pointe la plus importante de la journée. On prendra comme hypothèse que l’entièreté des stocks éventuels d’eau chaude de l’appareil soient reconstitués avant d’aborder la pointe de consommation suivante.

Dimensionné pour la pointe principale, l’appareil choisi pourra alors sans problème satisfaire les demandes de pointes moins critiques.

Étape 2 : profil de l’énergie puisée

L’eau chaude consommée peut se traduire en énergie puisée. Le profil de puisage d’eau chaude peut donc être transformé en un profil d’énergie puisée au moyen de la formule suivante :

E = 1,16 x V60 x (60° – 10°) / 1 000

avec,

  • E = énergie contenue dans l’eau chaude en kWh
  • V60 = volume puisé en litre ramené à 60°C
  • 1,16 / 1 000 = facteur de conversion
  • 10° = température de l’eau froide

Étape 3 : courbe des besoins consécutifs

a. Qu’est-ce que la courbe des besoins consécutifs ?

À partir du profil de puisage (exemple sur base d’un profil de puisage continu ne subissant pas de forte pointe pouvant donc être décrit heure par heure), on peut dessiner le graphe ci-dessous :

Puisages maximum consécutifs.

Ce schéma représente l’énergie maximum puisée en continu en 1 heure, 2 heures, 3 heures, … en considérant les conditions les plus critiques, quel que soit le moment de la journée et le jour de la semaine. Autrement dit, cela peut être le puisage le plus élevé demandé un jour de semaine à 8h00, suivi de la demande la plus forte enregistrée un samedi de 9h00 à 11h00, etc…

b. Comment établir la courbe des besoins consécutifs ?

Le traitement des données peut s’effectuer de la manière suivante :

  • À partir du profil d’énergie puisée heure par heure, on peut calculer un profil d’énergie puisée, de 2 heures en 2 heures, de 3 heures en 3 heures et ainsi de suite.
  • On répète la même opération pour chaque jour caractéristique (ex.- en semaine, les vendredi et samedi, le dimanche).
  • On peut alors dessiner la courbe des besoins consécutifs, on reporte sur un graphe énergie en fonction du temps, l’ensemble des puisages maximum consécutifs, tous types de journée confondus.

Le graphe ainsi obtenu représente donc l’énergie maximum puisée via l’eau chaude sanitaire en 1 heure, 2 heures, 3 heures, 4 heures, …

Il traduit donc les besoins les plus contraignants que l’on peut rencontrer.

Il suffit maintenant de choisir l’appareil de production d’ECS (volume de stockage et puissance de l’échangeur) capable de satisfaire ceux-ci.

Étape 4 : volume de stockage et puissance de l’échangeur

Le dimensionnement des appareils consiste à définir la puissance de l’échangeur (ou du générateur) et le volume de stockage nécessaire pour satisfaire la courbe des besoins consécutifs.

a. La puissance de l’échangeur

Reprenons la courbe des besoins consécutifs. Sur ce graphe, l’énergie fournie par le générateur ou l’échangeur de la production d’ECS en fonction du temps, est représentée par une droite, appelée droite de puissance.

Puisages maximum consécutifs.

Si l’échangeur fonctionne dès le début d’un puisage, cette droite partira de l’origine.

Traçons donc une droite de puissance, par exemple la droite 1. Celle-ci représentant l’énergie fournie par l’échangeur en fonction du temps, la puissance de l’échangeur est représentée par la pente de la droite :

Examinons sur le graphe, ce qu’il se passe après un temps h de puisage :

  • l’équivalent « énergie » de l’eau chaude consommée par les utilisateurs = E5 kWh,
  • l’énergie fournie par l’échangeur de puissance P = E4 kWh.

b. Le volume de stockage

L’énergie consommée étant supérieure à l’énergie fournie par l’échangeur, la différence E5 – E4 doit être contenue dans l’eau chaude stockée.

L’énergie maximum qui doit être stockée dans l’eau chaude du ballon est donc représentée par la plus grande distance verticale entre la droite de puissance et la courbe des besoins consécutifs. C’est-à-dire, la distance verticale entre la parallèle à la droite de puissance tangente à la courbe des besoins (droite 2) et la droite de puissance elle-même (distance B – D). ce qui donne l’énergie : E2 – El.

Le volume du ballon nécessaire est donc de :

en litres

où,

  • Tec = température de stockage de l’eau chaude
  • 10° = température de l’eau froide et donc température minimum que peut atteindre l’eau dans le ballon avant que l’inconfort n’apparaisse
  • a = coefficient d’efficacité du ballon

c. Comportement du système

En parcourant la courbe des besoins consécutifs, on peut résumer le fonctionnement de l’appareil de production d’ECS, comme suit :

  • de A à B : la puissance puisée est supérieure à la puissance fournie par l’échangeur, le stock d’eau chaude se vide;
  • en B : le stock d’eau chaude a atteint sa température minimum admissible;
  • de B à C : la puissance fournie par l’échangeur est supérieure à la puissance puisée. Le stock d’eau chaude se reconstitue partiellement;
  • en C : le stock d’eau chaude est entièrement reconstitué.

d. En résumé

On a donc déterminé une paire

Puissance de l’échangeur : P =

Volume de stockage : V =

pour satisfaire les besoins.

Remarque : comme dans le cas des préparations instantanées et en accumulation, la puissance sera majorée pour tenir compte des pertes de distribution et de stockage.

Celle-ci dépend évidemment de la droite de puissance choisie. En fait, il existe une infinité de possibilités en fonction de la puissance choisie.

Puisages maximum consécutifs.

On voit ici toute la plage de possibilités offertes lorsque le profil de consommation est considéré sur 24h.

Il convient donc d’explorer l’ensemble des combinaisons P – V possibles avant de faire son choix. On tracera pour cela, une courbe dite d’égale satisfaction des besoins.

Étape 5 : courbe d’égale satisfaction des besoins

Il existe d’autres combinaisons V – P (volume, puissance) permettant de satisfaire les besoins traduits par la courbe des besoins consécutifs.

Pour les déterminer, il suffit de répéter la méthode décrite ci-avant avec plusieurs droites de puissance (ex. – droite 1, 2, 3, … ).

Courbe d’égale satisfaction des besoins.

En calculant pour chacun des cas, la puissance de l’échangeur et le volume de stockage, on peut recomposer une courbe (P, V), représentant l’ensemble des combinaisons possibles : la courbe d’égale satisfaction des besoins.

Étape 6 : choix de la combinaison puissance-volume optimum

Le choix de la puissance et du volume à installer se fera suivant :

  • Le coût :
    Le premier critère sera le coût de l’installation. On comparera le coût de plusieurs combinaisons (puissance, volume), en tenant compte dans une installation combinée (chauffage-ECS) de la surpuissance nécessaire pour la chaudière.
  • L’encombrement :
    La disponibilité de place pour le matériel (le ballon) sera aussi déterminante dans le choix. Il faudra aussi tenir compte des possibilités d’acheminement et d’évacuation du matériel.
  • La compatibilité avec la puissance chauffage dans les installations combinées :
    Dans la mesure du possible (en respectant les deux premiers critères ci-dessus), il faut essayer que la puissance de la production d’ECS soit la moins éloignée possible de la puissance chaudière – puissance de l’échangeur ECS > 30 % de la puissance chaudière. En effet, plus l’écart de puissance sera grand, plus les cycles de fonctionnement du brûleur seront courts pour assurer la production d’ECS, ce qui diminuera le rendement de production.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Humidificateurs à vapeur

Humidificateurs à vapeur

Principe de fonctionnement

Un humidificateur à vapeur injecte dans l’air à humidifier de la vapeur d’eau. Celle-ci est produite soit dans une chaudière à vapeur (grosses installations), soit dans des appareils autonomes fonctionnant … comme une bouilloire électrique, en quelque sorte !

La vapeur est conduite vers les rampes d’injection (tubes percés d’orifices calibrés), rampes placées soit dans les caissons de traitement d’air, soit directement dans la gaine d’air conditionné.

Schéma principe de fonctionnement - 01. Schéma principe de fonctionnement - 02.

Rampe d’injection.

La vapeur arrive sèche dans la rampe (gaz invisible). Lors de son contact avec l’air froid, elle se condense en microgouttelettes (brouillard visible). L’air s’échauffe alors de 10 à 15 K, grâce à la chaleur de condensation de la vapeur. Cette chaleur permet la revaporisation de la vapeur, qui repasse à l’état gazeux invisible, mélangé dans l’air. Finalement, l’ensemble du processus est pratiquement isotherme (= la température de l’air après humidification est pratiquement égale à celle avant l’humidification).

Schéma principe de fonctionnement - 03.

Mais ce processus montre bien qu’il ne faut pas placer les appareils de contrôle (thermomètre et hygromètre) trop prêt de la rampe. A priori, une distance de 3 m minimum est recommandée, mais cette distance dépend de la température de l’air humidifié. Un calcul de la distance humidificateur-sonde peut être réalisé.

Évolution dans le diagramme de l’air humide

En première approximation, l’humidification de l’air par l’injection de vapeur entraîne un déplacement vertical dans le diagramme de l’air humide.

Schéma diagramme de l'air humide.

L’air « sec » (1) suit une évolution à température constante pour se retrouver « humide » au point (2).

Cette évolution surprend ! Intuitivement, on imaginerait un échauffement de l’air par le jet de vapeur…

En réalité, un très léger échauffement existe, mais négligeable dans la pratique.

Pourquoi ? Il faut comprendre la chose en décomposant l’énergie contenue dans la vapeur,

  • en énergie de chauffage de l’eau (de 10 à 100°C),
  • et en énergie de changement d’état (de liquide à vapeur).

Cette énergie de vaporisation lui est nécessaire pour rester à l’état vapeur dans l’air. En quelque sorte, l’eau se diffuse dans l’air « en apportant sa propre énergie de vaporisation ». S’il y a échauffement de l’air, c’est parce que quelques grammes d’eau chaude sont mélangés dans l’air. Et donc l’image exacte de l’humidification de l’air par un jet de vapeur est une droite légèrement inclinée vers la droite. Cette légère augmentation de température est très souvent négligée par le concepteur.

Schéma diagramme de l'air humide.

Exemple : un air à 23° 40 % HR sera humidifié à 24° 80 % HR par un jet de vapeur.

Ce qui est fondamental, c’est de voir les conséquences technologiques du choix d’un humidificateur à vapeur : la batterie de postchauffe à disparu !

Technologie

Système à production centralisée

Si le bâtiment dispose déjà d’un système de production de vapeur (hôpitaux, industries, …), on peut utiliser une partie de la vapeur produite pour humidifier l’air distribué dans les locaux.

Si l’ampleur de l’installation de climatisation nécessite un débit d’humidification fort important, il est même possible d’installer une chaudière à vapeur spécifique. Ce coût d’investissement est motivé par le coût d’exploitation plus faible : l’énergie de vaporisation est réalisée à partir d’un combustible (fuel ou gaz), par opposition à l’énergie électrique plus coûteuse des appareils autonomes.

La vapeur est vaporisée dans l’ambiance des locaux et respirée par les occupants. On sera dès lors attentif au traitement éventuel avec un produit toxique qu’aurait pu subir l’eau avant sa vaporisation (un traitement anti-oxygène dans la chaudière, par exemple). S’il y a risque de contamination, il est possible de prévoir un échangeur vapeur/vapeur qui vaporise de l’eau potable fraîche grâce à la vapeur issue de la chaudière.

Humidificateur autonome à vapeur – générateur à électrodes

La vaporisation de l’eau est réalisée au moyen d’électrodes suspendues dans un réservoir et mises sous tension. Le courant électrique s’établit entre les électrodes au travers de l’eau. Celle-ci s’échauffe jusqu’à ébullition. La vapeur produite peut être diffusée aussi bien dans une centrale de traitement d’air que dans la gaine de pulsion ou dans le local directement (avec une turbine de dispersion de la vapeur).

L’ensemble est installé dans une armoire métallique, généralement fixée au mur. Le raccordement entre l’humidificateur et le conduit d’air de climatisation sera en pente montante afin de ramener vers l’appareil d’éventuels condensats.

La consommation électrique est fonction de la surface des électrodes noyées dans l’eau. Le débit de vapeur produit est donc régulé via la régulation du niveau d’eau dans le réservoir.

> Avantage : l’eau du réseau ne doit pas être traitée puisqu’on a besoin des sels pour conduire le courant ! Une eau pure présenterait une conductivité électrique trop faible. En pratique, la conductivité de l’eau doit être comprise entre 125 et 1 250 µS/cm (dureté comprise entre 15° et 20°)

> Inconvénient : l’eau qui s’évapore laisse ses sels dans le réservoir ! Une purge de déconcentration automatique doit être réalisée par l’appareil. Il est possible de calculer le débit d’eau de déconcentration, en fonction de la teneur en sels de l’eau du réseau.

Malgré la déconcentration régulière, l’entartrage reste l’ennemi n°1 de l’humidificateur. Notamment parce que la couche calcaire fait office d’isolant sur les électrodes, diminue la conduction électrique et donc le débit de vapeur. Divers systèmes sont proposés pour résoudre ce problème :

  • Une injection de bulles d’air dans l’eau du réservoir pour maintenir les sels en suspension, entre deux périodes de déconcentration.
  • Une pompe pour réaliser la déconcentration, plutôt qu’une simple ouverture d’électrovanne, afin de renforcer la purge.

L’installation comprend également :

  • un détecteur de niveau d’eau de limite haute pour alarme (locale et à distance),
  • les équipements électroniques de contrôle du débit de vapeur, de déconcentration,
  • les contacteurs de puissance.

Humidificateur autonome à vapeur – générateur à résistances

Le chauffage et la vaporisation de l’eau sont réalisés via des résistances électriques immergées, du type barre ou serpentin qui chauffe à 1 100°C.

Ici, l’électricité ne traverse pas l’eau. Celle-ci ne doit dès lors pas être conductrice. Il est donc possible de la déminéraliser, ce qui évite beaucoup de problèmes de corrosion calcaire.

À défaut, il faudra prévoir un système de déconcentration automatique des sels.

Installation

La vapeur d’eau injectée dans l’air doit être de la vapeur sèche. À défaut, le mélange « eau + vapeur » qui sort des orifices crée des dépôts, des corrosions, … C’est dans ce but que les constructeurs des systèmes de production centralisée prévoient :

  • un séparateur et un purgeur de vapeur en amont de la rampe,
  • une sonde thermostatique (ou  » thermocontact « ) qui empêche l’arrivée de vapeur à la rampe si la température est trop basse (c’est le cas au démarrage de l’installation),
  • une rampe généralement auto-réchauffée par la vapeur d’amenée, ce qui réévapore les condensats éventuels.

Si la vapeur est destinée à l’humidification de salles propres (informatique, hôpitaux,…), l’eau sera totalement déminéralisée et tous les équipements en contact avec la vapeur seront en acier inoxydable.

Si la diffusion a lieu dans une gaine d’air, des distances minimales d’humidification doivent être respectées pour éviter l’humidification des parois (attention à la présence de coudes, par ex.) et des équipements en aval.

La situation est particulièrement critique lorsque l’air à humidifier est froid (air pulsé à 16 ou 18°C, par exemple), puisque cela allonge la portée de l’humidification. De même, si un filtre est prévu en aval (un filtre absolu pour les salles d’opérations, par exemple), le risque d’humidification de ce filtre est grand et aurait des conséquences hygiéniques graves.

Le calcul de la portée minimale et des sécurités à prévoir pour les équipements en aval est réalisable.

Si nécessaire, on peut améliorer la situation par le placement d’un système de diffusion à rampes multiples qui permet la répartition uniforme de l’injection sur toute la section du conduit. La portée de l’humidification est alors fortement réduite.

Equipements complémentaires à prévoir :

  • une arrivée d’eau avec robinet d’arrêt,
  • une évacuation d’eau avec entonnoir et siphon,
  • une ligne 380 V pour l’humidificateur,
  • une ligne 220 V pour le régulateur à régulation proportionnelle,
  • le raccordement de l’hygrostat sur la conduite de reprise,
  • le raccordement de l’hygrostat de limite haute sur la conduite de pulsion,
  • un pressostat pour mettre hors service l’humidificateur lors de l’arrêt du ventilateur,
  • un bac-égouttoir de sécurité pour recueillir l’eau de ruissellement éventuel (1 à 2 m en amont des rampes et 3 à 50 m en aval, sur 30 cm de hauteur), relié à l’égout.

Avantages

  • La qualité hygiénique indiscutable des humidificateurs à vapeur par rapport aux humidificateurs à évaporation ou aux laveurs.
  • Leur fonctionnement sans bruit.

Pour les systèmes avec chaudière à vapeur

  • Le prix de revient de l’énergie par combustible (gaz, fuel) nettement inférieur par rapport à celui de l’énergie électrique (le coût total est fortement dépendant de la disponibilité et du coût de la vapeur dont on dispose).

Pour les systèmes autonomes électriques

  • Une facilité de régulation individuelle de l’humidité ambiante.

Inconvénients

  • Le coût et la maintenance d’une chaudière à vapeur spécifique.
  • Le coût de l’énergie électrique qui joue fortement en défaveur de l’humidificateur à vapeur autonome.
  • La sensibilité à l’entartrage des appareils autonomes, tout particulièrement ceux à électrodes dont on ne peut déminéraliser l’eau.

Coûts

En particulier

Le calcul du coût de l’humidification est possible pour une installation donnée. C’est d’autant plus important que la vaporisation est effectuée sur base d’énergie électrique (appareil autonome).

En général

D’une façon générale, les coûts de maintenance et d’amortissement indiqués ci-dessous sont tirés d’une *étude comparative sur les systèmes d’humidification* réalisée en Suisse. Les coûts de l’énergie sont établis sur base d’une humidification 10 h/jour, 50 h/semaine et sur base d’un prix du fuel à 0,25 €/litre. Une occupation continue des bâtiments augmenterait fortement l’estimation des coûts énergétiques.

Il est possible de synthétiser les principales propriétés comme suit :

x Mainten. Coût annuel de l’énergie therm. Coût annuel de l’énergie électr. Total Amortis. de l’investis. sur 10 ans Total
[€/m²] [€/m²] [€/m²] [€/m²] [€/m²] [€/m²]
A vapeur électrique 0,75 – 1 1,75 0,35 21
A vapeur thermique 0,05 0,25…0,35 – 0,35…0,4 6,5 6,83…6,9
Chaudière électrique à vapeur 0,1 – 1 1,1 5 6,1
x Frais de mainten. Frais d’
exploit.		 Frais d’ Investis. Encombr. Adaptab. Utilisation recom. pour un débit d’air en m³/h
A vapeur électrique Faible Elevé Faible Faible Très bonne < 3 000
A vapeur thermique Moyen Faible Elevé Elevé – > 10 000
Chaudière électrique à vapeur Elevé Elevé Elevé Elevé – > 10 000

Maintenance

Les humidificateurs à vapeur doivent être périodiquement vidangés et régulièrement détartrés.

Pour les appareils autonomes à électrodes, le remplacement des électrodes est nécessaire après un temps de fonctionnement variant entre 800 et 5 000 heures, selon le degré de dureté de l’eau.

On surveillera tout particulièrement l’humidification éventuelle des parois internes du conduit aéraulique et des grilles de diffusion de l’air. Un antibiogramme des moisissures à ces endroits est recommandé périodiquement.

Régulation

Différents systèmes permettent à l’humidificateur de moduler le débit entre 0 et 100 %.

Pour les installations de conditionnement d’air :

La régulation est basée sur le schéma suivant :

En fonction de l’écart entre l’humidité relative mesurée sur l’air extrait et la valeur de consigne réglable sur le régulateur, il y a action sur l’humidificateur. Un limiteur maximal d’humidité relative de l’air soufflé limite le débit de vapeur pulvérisé. Une sonde de sécurité (en option) commande directement l’arrêt de l’humidificateur.

C’est le même régulateur qui agit en cascade sur la batterie froide, pour la déshumidification éventuelle.

Ce système doit être complété par deux dispositifs de sécurité qui interdisent la pulvérisation de vapeur lors de l’arrêt du ventilateur

  • Le verrouillage électrique entre l’humidificateur et le ventilateur.
  • Un pressiomètre qui vérifie le fonctionnement effectif par la mise en pression de la gaine (si la courroie du ventilateur casse, le ventilateur est électriquement en fonctionnement…).

Il sera utile de définir le niveau d’humidification : du « tout centralisé » au départ des circuits si besoins homogènes, vers le « tout décentralisé », chaque local ayant des besoins différents. Les appareils électriques autonomes offrent beaucoup de liberté à ce sujet.

Pour les humidificateurs d’ambiance directe :

On utilise généralement des humidificateurs par action tout ou rien, l’hygrostat enclenchant l’appareil lors du dépassement d’un seuil réglable. Un hygrostat supplémentaire de sécurité est également prévu pour limiter le risque en cas de panne du premier régulateur.

Prédimensionnement

Améliorer

 Le prédimensionnement du débit d’eau d’humidification nécessaire peut être réalisé sur base du débit d’air à traiter et de son degré d’humidité initial et final.

L’estimation de la portée du jet de vapeur est également possible.

Ensuite, pour les appareils électriques, la puissance appelée est de 750 Watts par kg/h de débit de vapeur souhaité, environ.

Améliorer

 Il est également possible d’estimer le débit d’eau de déconcentration afin de limiter cette consommation d’eau parasite.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Auditer rapidement l’eau chaude sanitaire

Limitation des besoins

Repérer le problème

Projet à étudier

Rentabilité
La présence d’eau chaude aux lavabos est vraiment utile ? Supprimer la présence d’eau chaude aux lavabos des immeubles de bureaux.

+ + +

Gain : 11 kWh minimum par occupant et par an.
Si les besoins d’ECS sont localisés et ponctuels (limités au nettoyage, par exemple), sont-ils assurés par une production indépendante ?

(= éviter d’amener de l’eau chaude produite à l’autre extrémité du bâtiment)

 Installer, pour les besoins d’ECS localisés et ponctuels, une (des) production(s) indépendante(s), et fermer la portion du réseau d’eau chaude qui n’est plus utilisée.

+ +
L’ouverture des robinets des lavabos et des douches est-elle temporisée.

(Boutons poussoirs) ?

 Équiper les robinets des lavabos et des douches d’une temporisation (boutons-poussoirs,…).

+ +
La robinetterie eau chaude est-elle à faible débit ?

(Réducteur de pression aux robinets, pomme de douche à faible débit, …).

 Installer des réducteurs de débit sur la robinetterie d’eau chaude (réducteur de pression aux robinets ou pour l’ensemble du réseau, pomme de douche à faible débit, …).

+ +

…30 % … de la préparation de l’eau chaude pour les robinets
… 70 %… de la préparation de l’eau chaude pour les douches.
Les occupants sont-ils sensibilisés à limiter leur utilisation d’eau chaude, à utiliser plutôt l’eau froide que l’eau chaude ? Sensibiliser les occupants à  limiter leur utilisation d’eau chaude et à utiliser plutôt l’eau froide que l’eau chaude (campagne d’information sur le coût de l’eau chaude dans le bâtiment).

+ +

Gain : 5 Euro/m³ (moitié eau /moitié énergie).

Production et distribution

Repérer le problème

Projet à étudier

Rentabilité
La boucle de distribution est-elle isolée ? Isoler la boucle de circulation, particulièrement dans les gaines techniques.

+ + +

Gains : …90 %… des déperditions des canalisations.
L’isolation des parois du ballon est-elle de 5 cm minimum ? (Mieux) isoler les parois du ballon (au moins 5 cm). Suite aux mesures anti-légionelles, une isolation de 10 cm se justifie tout à fait.

+ + +

Gain : …90 %… des déperditions du ballon (s’il n’est pas encore isolé).
Si le ballon est lié à la chaudière, le chauffage de l’eau est-il arrêté en dehors de l’utilisation du bâtiment ? Arrêter le chauffage de l’eau en dehors des périodes d’utilisation du bâtiment, tout en respectant les critères anti-légionelles (montées périodiques à haute température).

+ + +

Gain : 15 à 30 % des pertes.
La puissance de chauffage pour la production d’eau chaude sanitaire est-elle adaptée en été ?

(Évite-t-on le fonctionnement simultané de toutes les chaudières lorsqu’il y a demande d’eau chaude sanitaire en été ?).

 Installer une production d’eau chaude sanitaire indépendante de la production d’eau chaude de chauffage (pour utilisation en été)

Adapter la gestion en cascade des chaudières ou arrêter manuellement toutes les chaudières sauf 1 en été.

+ +

La rentabilité s’accroît si la puissance de la production d’ECS est très faible par rapport à celle du chauffage.
S’il y a un ballon électrique, le chauffage du ballon est-il organisé la nuit ? un délestage est-il prévu en période de pointe ? Organiser le chauffage électrique du ballon la nuit.

Prévoir un délestage du chauffage du ballon en période de pointe.

 Économie pécuniaire, mais pas d’économie d’énergie.
S’il y a stockage d’eau chaude sanitaire, le volume puisé est-il nettement inférieur au volume total des ballons ? (Volume puisé tel que, parmi les ballons installés, 1 ou 2 ballons sont excédentaires.) Lors du remplacement du ballon, réévaluer le volume de stockage nécessaire.

Déconnecter hydrauliquement les ballons excédentaires.

+
La pompe de circulation est-elle arrêtée en-dehors des heures d’occupation ? (nuit, WE,…). Arrêter la pompe de circulation en dehors des heures d’occupation (nuit, W-E,…), tout en respectant les critères anti-légionelles (montées périodiques à haute température).

+ + +

Gain : 50 % de la consommation du circulateur + pertes du réseau.
La puissance de la pompe de circulation paraît-elle adaptée (= très petite) ? Si la pompe de circulation possède différentes vitesses commutables, réduire la vitesse.

+ + +

Gain : … 40…% de la consommation électrique du circulateur.
Y a-t-il des capteurs solaires de préchauffage ?

Si non, un emplacement orienté S-E… S-O est-il disponible pour poser des capteurs ?

 Installer des capteurs solaires de préchauffage.

+

La rentabilité s’accroît si forts besoins d’eau chaude.
Si les besoins d’ECS sont importants, et s’il y a une machine frigorifique, y a-t-il récupération de chaleur au condenseur ? Installer une récupération de chaleur au condenseur de la machine frigorifique.

(chauffage partiel du ballon ou préchauffage de l’eau d’un préparateur instantané).

+

La rentabilité s’accroît s’il y a des besoins frigorifiques en hiver.

Audit complet avec classement des mesures à prendre ?

L’audit d’un bâtiment existant

Évaluer pour le Responsable Énergie

Calculs pour l’auditeur (xls)
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Normes sur les systèmes de fourniture d’électricité

Normes sur les systèmes de fourniture d'électricité

NBN C 15-101-1:1989 H2C 15 H78
Installations électriques à basse tension – Influences externes pour le matériel basse tension – Règles générales (2e éd.)

NBN C 15-101-2:1989 H2C 9 H78
Installations électriques à basse tension – Influences externes pour le matériel basse tension -Influences externes dans les locaux ou lieux domestiques (2e éd.)

NBN C 15-101-3:1989 H2C 9 H78
Installations électriques à basse tension – Influences externes pour le matériel basse tension Influences externes dans les locaux ou emplacements destinés à recevoir du public et les locaux à usage collectif (2e éd.)

NBN C 15-101-5:1989 H2C 3 H78
Installations électriques à basse tension – Influences externes pour le matériel basse tension – Influences externes dans les lieux de travail des établissements disposant de personnes averties ou qualifiées au sens de l’article 47 du R.G.I.E. (2e éd.)

NBN C 15-364-523:1987 R6C 40 R25
Installations électriques à basse tension – Installations électriques des bâtiments – Choix et mise en œuvre des matériels électriques – Canalisations (CEI 364-5-523 – 1983) (1 e éd.)

NBN C 90-202:1983 H1c 21 H55
Récepteurs de télécommande centralisée (1e éd.)

NBN EN 60387:1993 R6C 7 R53
Symboles pour compteurs à courant alternatif (CEI 387 : 1992) (1 e éd.)

NBN EN 61037:1993 R60 10 R53
Récepteurs électroniques de télécommande centralisée pour tarification et contrôle de charge (CEI 1037 : 1990) (1e éd.)

NBN EN 61037/Al:1996 R6X 3 R72
Récepteurs électroniques de télécommande centralisée pour, tarification et contrôle de charge (1e éd.)

NBN EN 61038:1993 R6C 10 R53,
Horloges de commutation pour tarification et contrôle de charge (CEI 1038 : 1990) (1e éd.)

NBN EN 61038/Al:1996 R6X 3 R72
Horloges de commutation pour tarification et contrôle de charge (1e éd.)

NBN EN 61107:1996 R6X 13 R72
Echange des données pour la lecture des compteurs, contrôle des tarifs et de la charge – Echange des données directes en local (2e éd.)

NBN EN 61142:1994 R6X 5 R57
Echange des données pour la lecture des compteurs, contrôle des tarifs et de la charge – Echange des données par bus en local (1e éd.)

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réduire les déperditions thermiques de la gaine d’ascenseur

Réduire les déperditions thermiques de la gaine d'ascenseur

Création d’une zone « chaude »

Au départ, le volume de la gaine est exclu du volume protégé

Il arrive régulièrement que les gaines d’ascenseur et ses espaces annexes rompent la continuité du volume chauffé de l’immeuble par leur mise en communication thermique directe avec des locaux non chauffés ou l’extérieur.

En effet :

  • Au niveau du pied de gaine, l’isolation est réduite et en contact soit directement avec l’air extérieur ou soit avec des volumes non chauffés (garage, parking, cave, vide ventilé, …). À ce niveau il se crée une déperdition.
  • De par la présence de déperditions thermiques au niveau des portes palières, le volume chauffé échange sa chaleur avec la gaine d’ascenseur.
  • Vu la nécessité de ventiler la gaine pour fournir de l’air hygiénique, l’air chauffé du bâtiment passe à travers les interstices des portes palières et est extrait au sommet de la gaine via la salle des machines (si existante) vers l’extérieur.

Tout se passe comme si la gaine d’ascenseur était assimilée à une énorme cheminée.

Amélioration : inclure le volume de la gaine dans le volume protégé

Schéma inclure le volume de la gaine dans le volume protégé.

Dans son étude, Suisse énergie constate que créer une zone « chaude » constitue une amélioration intéressante pour réduire les consommations énergétiques. Le fait d’isoler les parois du pied et du sommet de la gaine (ou du local des machines si existant) permet au volume de l’ascenseur d’intégrer le volume protégé et chauffé.
Un grand nombre de techniques d’isolation existe.

En pratique : isolation du pied de gaine d’ascenseur …

Isoler le pied de la gaine d’ascenseur réduit les ponts thermiques et, par conséquent, les déperditions thermiques. Cette modification est assez simple en ne demande que très peu d’investissement.

Schéma isolation du pied de gaine d'ascenseur.

Source : Suisse énergie.

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  Pour en savoir plus sur les techniques d’amélioration de l’isolation des murs et des planchers.

Et isolation des cabanons de toiture

Pour intégrer le volume ascenseur dans le volume protégé, il faut isoler, dans la mesure du possible, les murs et la toiture du cabanon.

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  Pour en savoir plus sur les techniques d’amélioration de l’isolation des murs du cabanon.

Généralement, les toitures couvrant la salle des machines des ascenseurs sont des toitures plates.

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  Pour en savoir plus sur les techniques d’amélioration de l’isolation des toitures plates.

Créer une coupure thermique au niveau des sas intermédiaires

Régulièrement, dans les bâtiments tertiaires, les paliers d’ascenseur constituent des sas équipés de portes d’accès. En général, ces portes d’accès restent ouvertes au moyen de rétenteur de porte relié sur la détection incendie. Parfois même, les paliers d’ascenseur sont chauffés au moyen de radiateurs; il s’ensuit une déperdition calorifique non négligeable, surtout si la gaine d’ascenseur est à l’extérieur ou présente une grande surface de mur en contact avec l’air extérieur.

L’idée est de créer un sas non chauffé entre le volume protégé et le volume ascenseur et de fermer les portes. Dans ce cas, et pour autant que les portes soient étanches, la coupure thermique que constitue le sas entre le volume chauffé et la gaine limite les déperditions et les débits de fuite.

Les vannes des radiateurs doivent être fermées ou mises sur position antigel.

L’isolation complète du sas paraît difficile et coûteuse. C’est pour cette raison qu’en amélioration, il paraît plus aisé de malgré tout préférer la méthode de la zone chaude.

Contrôler le débit de ventilation de la gaine

Comme le montre une étude faite par Suisse énergie (mise en évidence des débits de ventilation dans les gaines d’ascenseur), le débit de ventilation d’une cage d’ascenseur de 12 [m] de haut d’un bâtiment de 4 étages, équipée de grilles de ventilation haute et basse de 1 225 [cm²] chacune, et dont les températures externes et internes étaient respectivement de 6 et 20 [°C], avoisinait les 600 [m³/h]; ce qui n’est pas négligeable. Toutefois, il est difficile d’évaluer les débits réels sachant que dans le projet :

  • l’orifice d’ouverture dans le pied de gaine d’ascenseur ne sera pas toujours prévu ;
  • les fuites au niveau des portes palières seront incontrôlables.

Évaluer

 Pour en savoir plus sur l’estimation des débits de ventilation dans les gaines d’ascenseur.

Néanmoins,  ces pertes peuvent être considérablement réduites en contrôlant le débit d’extraction naturelle au sommet de la gaine.

Pour ce faire, depuis septembre 2012, la législation belge (par l’Arrêté royal du 21 septembre 2012) reconnait une solution qui consiste à munir l’ouverture de ventilation de clapets motorisés gérés intelligemment.  Ceux-ci s’ouvrent automatiquement en cas :

  • de besoin de ventilation (lorsque les occupants utilisent l’ascenseur) ;
  • d’incendie ;
  • de défaillance de la source d’énergie.

Ils sont généralement aussi asservis à un thermostat d’ambiance pour réguler la température dans la gaine (et ce, notamment, afin de garantir le bon fonctionnement des dispositifs de commande et de régulation des ascenseurs (à voir avec le constructeur au niveau des températures de commande)). Une ouverture manuelle doit de plus être prévue pour le service d’incendie.

Il faudra de plus tenir compte :

  • des prescriptions en matière d’incendie (clapet coupe-feu) ;
  • des risques de condensation par le placement d’un calorifugeage au niveau des volets ;
  • des contraintes d’étanchéité à l’air à garantir (clapet étanche à l’air en position fermée).
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Finitions et protections superficielles de la toiture plate

Finitions et protections superficielles de la toiture plate

Les couches de protection assurent plusieurs rôles : protéger des rayonnements UV, améliorer l’aspect, réduire la température superficielle en cas d’ensoleillement.
On distingue

Les protections lourdes peuvent également servir de lestage et permettre la circulation.

Les protections légères

Les protections légères peuvent être de trois types.

Une couche de paillettes d’ardoise

Les paillettes sont uniquement appliquées sur les étanchéités bitumineuses. Elles peuvent être de couleurs différentes. Les couleurs foncées sont les plus courantes. Les paillettes sont directement appliquées sur les membranes en usine.

Protection par paillettes d’ardoise.

Une couche de peinture

La peinture est appliquée sur chantier. Pour éviter tout problème d’incompatibilité, il faut utiliser uniquement des peintures agréées par le fabricant des membranes.

La peinture est la seule protection légère qui peut être appliquée sur les membranes synthétiques qui dans la plupart des cas n’en nécessitent pas.

 

Protection par peinture.

Une feuille métallique

Certaines membranes en bitume modifié SBS sont revêtues en usine d’une feuille de cuivre ou d’aluminium gaufrée destinée à réfléchir les rayonnements solaires.
Le métal s’oxydant, l’effet réfléchissant disparaît au bout de quelques années.

Protection par feuille métallique.

Les protections lourdes

Les protections lourdes peuvent être de quatre types.

Du gravier

Le gravier peut être roulé ou concassé. Il est appliqué en une couche de 4 à 6 cm d’épaisseur, il a une granulométrie sélective qui peut varier de 16 à 45 mm. Il pèse ± 80 Kg/m² pour une épaisseur de 5 cm. La pente de la toiture ne peut pas être supérieure à 5 %.

Gravier roulé.

Dans les zones critiques, le lestage par gravier peut être insuffisant et doit parfois être complété par la pose de dalles en béton.

Les graviers roulés peuvent être déposés directement sur l’étanchéité.

Dans ce cas le taux de graviers cassés ne doit pas dépasser 15 % et ceux-ci doivent être uniformément répartis dans l’ensemble.

Les graviers concassés sont plus agressifs vis-à-vis des membranes.

Ils ne peuvent être posés que sur des membranes épaisses de type bitume modifié APP ou SBS armées d’un voile polyester. Une couche de protection intermédiaire constituée d’une natte de polyester ou de polypropylène, est conseillée sous le lestage. Cette couche est toujours nécessaire dans le cas d’une toiture inversée.

Des dalles

Les dalles peuvent être posées sur plots, ou sur une chape armée. Les dalles doivent être ingélives.

Dalles sur plots

Les dalles sont en général de grandes dimensions. Elles sont posées aux quatre coins sur des plots constitués de taquets réglables en hauteur ou de plaquettes en superposition.

Dalles sur plots.

L’embase des plots doit être suffisante pour qu’ils ne puissent s’imprimer dans les membranes bitumineuses sous l’effet du fluage par temps chaud.

Plots réglables à grande embase.

L’évacuation de l’eau se fait sous le dallage qui, de ce fait, sèche rapidement après la pluie. La hauteur des plots sera d’au moins 2.5 cm.

Régulièrement, certaines dalles doivent être enlevées pour permettre le nettoyage des boues accumulées sous le pavement. Il est parfois difficile de remettre correctement les dalles en place après démontage.

Les dalles ne doivent pas nécessairement suivre la pente du toit. Elles peuvent être posées horizontalement grâce au réglage possible des plots en hauteur.

Dalles drainantes

On peut également poser sur l’étanchéité (ou sur l’isolant, dans le cas d’une toiture inversée) des dalles drainantes. Il s’agit de dalles de grandes dimensions, largement rainurées en face inférieure. L’eau s’évacue par les rainures.

Dalles drainantes.

L’espace réservé à l’écoulement est plus réduit que dans le cas des dalles sur plots. Il risque de s’obstruer plus rapidement.

Étant donné l’absence de plots, le réglage vertical n’est pas possible. Il faut donc que la planéité de l’assise des dalles soit particulièrement régulière.

La grande dimension de la surface de contact diminue les risques d’écrasement et de fluage du support.

Dalles complexes isolantes

La dalle se compose d’un panneau isolant en mousse rigide de polystyrène extrudé sur lequel est ancrée une couche supérieure en béton renforcé de fibre.

Dalles complexes isolantes.

En fonction de la nature et de l’épaisseur du béton, ces dalles peuvent être circulables aux piétons, ou n’être accessibles que pour l’entretien de la toiture.

Les dalles sont posées librement sur la membrane d’étanchéité, les unes contre les autres. Ils peuvent être munis de rainures et languettes, ou pas.

La toiture ainsi constituée sera du type « toiture inversée » ou « toiture combinée ».

Dalles sur chape

Les dalles sont posées à plein bain de mortier sur une chape armée posée en indépendance de l’étanchéité.

Une couche de désolidarisation est placée entre l’étanchéité et la chape. Elle assure en même temps l’écoulement de l’eau d’infiltration au niveau de l’étanchéité.

Carrelage sur chape armée au-dessus de l’étanchéité.

La chape de pose doit être réalisée à l’aide de mortier ou de microbéton à sécrétions calcaires réduites.

Les dalles sur chape sont plus faciles à entretenir que les dalles sur plots, mais l’accès à la membrane pour une réparation est pratiquement impossible.

Des matériaux coulés en place : béton ou asphalte

Chape en mortier ou en béton coulé

Protection par chape armée.

Ce genre de protection peut se justifier lorsqu’il est nécessaire de protéger les couches sous-jacentes des sollicitations mécaniques importantes.

Cette chape subit des contraintes thermiques très importantes surtout la toiture est isolée et qu’elle ne bénéficie pas de la stabilité thermique du bâtiment. La chape doit donc être fractionnée et doit pouvoir glisser sur l’étanchéité. Les variations dimensionnelles seront résorbées dans des joints souples et étanches. Une feuille de glissement sera interposée entre l’étanchéité et la chape. Ces couches de protection seront découpées en zones de maximum 4 m de côté et assemblées entre elles au moyen de joints continus.

La protection doit être réalisée en microbéton à sécrétions calcaires réduites ou en béton à texture dense et présenter une épaisseur minimale de 50 mm.

Asphalte coulé

L’asphalte coulé est posé sur l’étanchéité en interposant une couche de séparation dont la fonction consiste à permettre l’évacuation des gaz qui se forment entre les membranes bitumineuses et l’asphalte lors de sa mise en place. Ces gaz proviennent du bitume réchauffé par la température de l’asphalte liquide.

Protection en asphalte.

Des joints de fractionnement doivent être prévus lorsque les dimensions de la toiture sont importantes.

Des pavements sur gravillon

Des pavés en béton de petit format sont posés sur une couche de gravier de granulométrie de 5 à 8 mm. La couche de gravier a une épaisseur d’environ 3 cm.

Attention !

Il doit être tenu compte du poids de la protection lourde lors du calcul de la résistance et de la flèche du support.

Le gravier et les dalles en pose libre (drainantes, sur plots, sur gravillon ou complexes isolants) rendent l’entretien, le contrôle et les réparations de l’étanchéité plus difficiles.

Ils permettent également la formation de poussière et la prolifération de végétaux.

Les matériaux coulés en place et les dalles sur chape ne permettent pas un accès à l’étanchéité sans détruire la couche de protection.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

De l’électricité au mazout pour cette nouvelle installation de chauffage central

De l'électricité au mazout pour cette nouvelle installation de chauffage central

Introduction

La Maison de Repos et de Soins (MRS) Ferdinand Nicolay accueille 84 résidents dans le cadre verdoyant de la petite ville de Stavelôot. Le bâtiment principal de 3 640 m² répartis sur 5 niveaux date de 1982 et était équipé jusqu’au début 2000 d’un chauffage électrique. Équipement qui fut démonté et remplacé par une nouvelle installation de chauffage central au mazout.

La situation initiale en tout électrique

La MRS disposait de trois types d’appareillage pour le chauffage du bâtiment et la production de l’eau chaude sanitaire (ECS) :

  • Des radiateurs : le chauffage individuel des locaux était réalisé via 140 accumulateurs mixtes, dont la puissance unitaire variait entre 1 et 2,5 kW pour un total de 180 kW, répartis sur l’ensemble des étages.
  • Des accublocs : la ventilation des locaux est assurée par 3 groupes de pulsion dont les batteries chaudes étaient alimentées par de l’eau chaude produite à partir de 5 chaudières électriques (accublocs) de 120 kW situées au sous-sol. Soit une puissance totale de 600 kW.
  • Des boilers électriques : la consommation quotidienne d’ECS est d’environ 3,5 m³. Sa production était assurée par deux installations : 3 boilers de 2.500 litres à accumulation de nuit avec chacun 2 résistances de 15 kW et 1 boiler en direct (électricité de jour) de 1.500 litres avec également 2 résistances de 15 kW. Au total une puissance installée de 120 kW pour un volume de 9.000 litres.

Deux transformateurs de 630 kVA, dont un seul est aujourd’hui utilisé, desservaient le bâtiment.

Les arguments du changements

La facture électrique dévolue au chauffage pèse lourd dans le budget. En 1997, elle s’élevait pour le poste chauffage à quelques 37 850 € pour une consommation de 600 000 kWh.

L’installation est peu fiable

À côté du prix de l’énergie utilisée, il faut aussi tenir compte du coût élevé de la maintenance des installations. Chaque année, il fallait remplacer des cartes de régulation, des résistances, des roulements, des moteurs,… pour quelques milliers d’euros.

L’installation est inconfortable

Le principe des accumulateurs électriques est de se charger la nuit, en fonction de la température extérieure, pendant que le prix de l’électricité est moindre (en heures creuses). Cependant même la plus fine des régulations ne peut prévoir le temps qu’il fera le lendemain. Cela présente deux inconvénients, d’autant plus importants si la régulation est basique ou défectueuse :

  • soit le lendemain, il fait plus chaud ou plus ensoleillé que prévu. Le convecteur a accumulé trop. Par ses pertes statiques, il surchauffera l’ambiance et il fait alors intenable dans le bâtiment ;
  • soit il fait plus frais que la veille. Dans ce cas, l’appareil n’a pas accumulé assez et en journée, la résistance directe s’enclenche consommant de l’électricité au prix fort.

Nouvelle installation

photo installation chauffage.  photo installation chauffage.

Décision fut prise de démonter l’ensemble des installations électriques de chauffage et de substituer ces équipements par une installation de chauffage central au mazout vu que le gaz de ville n’est pas disponible à Stavelot.

Comme il s’agit d’une nouvelle installation, la conception des circuits fut fonction des différentes affectations des locaux et de l’orientation des façades. Au total, 5 circuits de chauffage pilotés individuellement par une régulation climatique performante.

Deux chaudières haut rendement supportant des retours d’eau froide jusqu’à 40°C de 325 kW chacune ainsi que 2 boilers de 500 litres chacun occupent la chaufferie. Une attention particulière fut portée à l’isolation correcte des tuyauteries.

Chaque chaudière à la puissance nécessaire pour assurer par –12°C extérieurs, les besoins de chauffage des locaux (déperditions par transmission de 153 kW et par infiltration de 84 kW) et d’ECS (80 kW) soit 317 kW. En cas de panne d’une chaudière et si la température extérieure est suffisamment basse, les groupes de ventilation sont arrêtés momentanément afin d’assurer prioritairement ces besoins.

En ce qui concerne les 3 groupes de pulsion en tout air neuf existants, une rénovation de certaines gaines fut opérée ainsi que le remplacement des humidificateurs et de la régulation. Le système de récupération de chaleur sur l’air extrait par batterie à eau glycolée fut également amélioré.

Comparaison des consommations

En année climatique normale, la consommation énergétique du bâtiment fut de 648 000 kWh électriques en 1997 et de 606 000 kWh équivalent fuel en 2004. En s’arrêtant à cette première comparaison, on peut penser que l’économie est seulement de 42 000 kWh soit l’équivalent de 4 200 litres de fuel.

Si l’on ramène la consommation électrique de 1997 en énergie primaire (l’électricité est principalement produite en Belgique via des centrales nucléaires et des centrales TGV ou Turbine Gaz Vapeur dont les rendements respectifs sont de 30 et 55 %), on obtient 1 178 000 kWh de gaz sur base du rendement d’une centrale TGV. Le constat est flagrant !

On consomme donc 2 fois plus d’énergie primaire en chauffant à l’électricité en lieu et place d’une chaudière au fuel ou au gaz. Le gain environnemental est incontestable sans compter que la facture énergétique fond comme neige au soleil.

En effet, en 2004 avec une consommation de mazout de l’ordre de 55 000 litres, le budget fut de 18 600 € TVAC. La facture se serait élevée au minimum au double si cette même fourniture énergétique avait été assurée par une installation électrique.

Données

   Le prix de l’énergie

En détail

Économique

Investissement global : 337 150 € TVAC
Des subsides peuvent être sollicités auprès de la DGO4 (UREBA) pour ce type d’investissement.

Informations complémentaires

Alain COLLARD
Directeur Résidence Ferdinand Nicolay
CPAS de Stavelot
Tél : 080 892 406
Email : alain.collard_3@publilink.be

Cette étude de cas provient des Sucess Stories réalisées par l’ICEDD, Institut de conseils et d’études en développement durable en 2004. En 2016, dans le cadre d’une restructuration des infrastructures du CPAS de la Commune de Stavelot, une nouvelle aile a été ajoutée au bâtiment. Elle compte 30 chambres supplémentaires et des espaces communs adaptés aux spécificités des résidents. L’électricité n’a évidemment pas été choisie pour assurer le chauffage et la production d’eau chaude sanitaire.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Arrêté royal du 13 juillet 2014 relatif à l’hygiène des denrées alimentaires

Arrêté royal du 13 juillet 2014 relatif à l'hygiène des denrées alimentaires

L’arrêté impose au responsable de l’établissement d’identifier tous les points critiques dans la chaîne de production au niveau de l’hygiène des denrées alimentaires. Pour ces points critiques, il doit veiller à ce que des procédures de respects de conditions d’hygiène, soient établies, appliquées, respectées et mises à jour.

L’arrêté royal du 13 juillet 2014 fixe les prescriptions générales d’hygiène pour les exploitants du secteur alimentaire en complément au Règlement n°852/2004. La réécriture complète de l’arrêté royal du 22 décembre 2005 a été entreprise en tenant compte des évolution des matières traitées tant au niveau belge qu’au niveau européen.

Les articles 17 à 29 contiennent notamment les dispositions générales d’hygiène pour tous les exploitants du secteur alimentaire notamment concernant la température, l’équipement, l’infrastructure et l’hygiène du personnel.

L’annexe I reprend la liste des espèces de légumes qui sont soumis au contrôle pré- récolte.L’annexe II contient les conditions qui sont d’application pour l’approvisionnement direct de petites quantités de produits primaires végétaux par le producteur au consommateur final ou au commerce de détail local fournissant directement le consommateur final.

L’annexe III précise les conditions portant sur les locaux d’exploitations, sur les distributeurs automatiques et les sites mobiles et/ou provisoires ainsi que sur l’hygiène du personnel et les dispositions applicables aux denrées alimentaires.

L’annexe IV, reprend les températures de réfrigération des denrées alimentaires applicables à la mise en commerce dans le secteur du commerce de détail.

L’arrêté royal du 13 juillet 2014 ainsi que toutes les informations relatives à cet arrêté sont disponibles sur le site de l’AFSCA (agence fédérale pour la sécurité de la chaîne alimentaire) dans la rubrique législation relative à l’hygiène.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Bâtiment PROBE du CSTC

Bâtiment PROBE du CSTC

Introduction

Le bâtiment de bureaux « PROBE » (Pragmatic Renovation of Office building for a Better Environment)se situe sur le site du CSTC à Limelette.

Photo bâtiment.

Ce bâtiment fit l’objet d’une rénovation énergétique dans le cadre d’un projet de démonstration cofinancé par le Ministère de la Région wallonne.

Ce projet a comme objectif de montrer comment il est possible, dans les immeubles de bureaux, de diminuer les consommations énergétiques et d’améliorer le confort intérieur :

  • par des mesures simples et des technologies éprouvées (pas de « high-tech »),
  • avec un coût limité,
  • sans grands travaux, ni grande perturbation des activités de bureau.

Les actions ainsi menées dans le bâtiment « PROBE » peuvent facilement être appliquées à d’autres immeubles de bureaux.

Situation d’origine

Le bâtiment PROBE est un immeuble de 1 120 m², construit en 1975. Il comprend 36 bureaux répartis sur 2 étages (surface de bureaux : 672 m²) qu’occupent environ 55 personnes.

Étage type du bâtiment PROBE.

Lors de sa construction, le bâtiment ne fit l’objet d’aucune mesure visant à maîtriser les consommations, ni le confort intérieur : aucune isolation, pas de ventilation, pas de protection solaire, installation de chauffage minimaliste.

Les conditions de confort n’y sont pas optimales : manque de chaleur en hiver, surchauffe en été, médiocre qualité de l’air et médiocre éclairage. Cette situation n’est évidemment pas une exception car rencontrée dans de nombreux immeubles de bureaux de cette époque.

Résumé des mesures prises

Les mesures prises tant au niveau de l’enveloppe du bâtiment que des équipements ont pour objectif de garantir un confort correct (confort visuel, thermique, acoustique et respiratoire) tout en tenant compte du comportement des occupants et des consommations énergétiques.

Chauffage

 Remplacement des chaudières par des chaudières à haut rendement
Rénovation de la régulation et placement de vannes thermostatiques

Isolation

 Isolation de la toiture
Remplacement de certains châssis
Remplacement des simples vitrages par des vitrages HR (dans les anciennes menuiseries)

Protection contre les surchauffes

 Protections solaires extérieures automatisées
 

Ventilation nocturne intensive

 
Vitrages réfléchissants

Qualité de l’air

 Ventilation double flux avec détection de présence

Éclairage

 Luminaires haut rendement avec ballasts électroniques
Régulation en fonction de la présence et de la lumière naturelle

Pour évaluer les résultats des différentes actions menées, plusieurs campagnes de mesures (consommation, températures de l’air, des parois, niveaux d’éclairement, …) ont été réalisées en exploitation réelle.

Ventilation à la demande

Principe de ventilation

Le bâtiment PROBE a été équipé d’un système de ventilation mécanique

  • L’air neuf est pulsé dans les bureaux avec un débit nominal total de 1 250 m³/h (25 m³/h par personne).

Réseau de pulsion d’air neuf parcourant les faux plafonds des couloirs.

  • Cet air est transféré en partie par les couloirs vers les sanitaires où un débit nominal de 300 m³/h est extrait. Ce transfert d’air permet de ne pas alimenter les sanitaires en air neuf et donc une économie d’énergie.
  • Le solde de débit entre la pulsion et l’extraction est évacué par les inétanchéités (portes d’entrée, …),mettant le bâtiment en légère surpression, ce qui limite les infiltrations d’air parasites dans le bâtiment.

Bouches de pulsion et régulation

Photo bouche de pulsion.

Les bouches de pulsion sont disposées dans la retombée du faux plafond des couloirs. Il n’y a donc pas de gainage parcourant les bureaux, la distribution se faisant par les faux plafonds techniques des couloirs.
Les bouches de pulsion choisies permettent d’origine :

  • Un réglage manuel en 4 positions du débit nominal : 25, 50, 75, 100 m³/h. Ce réglage est réalisé une fois pour toutes en fonction du nombre d’occupants normal du bureau, par rotation du cylindre se trouvant devant l’ouverture.
  • Une fermeture de la bouche en cas d’absence dans le local, par un détecteur de présence disposé sur la bouche. Si après 10 minutes, le détecteur n’a enregistré aucun mouvement dans le local, la bouche de pulsion passe en position fermée (action en tout ou rien).

Chaque bouche est autonome. Son système de détection fonctionne sur batteries longue durée et ne demande que peu d’énergie. Il n’y a donc pas de câblage à prévoir entre les bouches, ce qui s’adapte particulièrement bien à la rénovation.

L’utilisation de telles bouches impose des dispositifs de régulation de débit tant au niveau des bouches que du ventilateur. En effet, dans ce type de régulation de la ventilation à la demande, lorsqu’une bouche de ventilation se ferme, la pression dans le circuit de distribution augmente. Il en résulte une augmentation du débit dans les bouches restées ouvertes. L’impact de la fermeture d’une bouche sur le débit total, donc sur la consommation globale, n’est pas alors celui escompté.

Pour remédier à cela, il faut d’une part agir sur le ventilateur en lui imposant le maintien d’une pression constante en un point du circuit et placer des éléments auto-régulateurs de débit au niveau des bouches de pulsion.

Photo bouche de pulsion.

Elément auto-régulateur de débit :
lorsque la pression et le débit augmentent,
la membrane se gonfle et rétablit débit d’origine.

Dans ce bâtiment, les bouches de pulsion comportent d’origine une auto-régulation des débits dans une plage de pression allant de 70 à 130 Pa (pression nominale de fonctionnement des bouches = 100 Pa), c’est-à-dire une constance des débits, malgré la fermeture de certaines bouches dans le circuit.

La pression dans le circuit de distribution est contrôlée au niveau du ventilateur d’une part grâce à un ventilateur à courbe caractéristique plate et d’autre part grâce à un filtre mobile placé derrière le ventilateur. Ce filtre est composé d’une manchette mobile faisant varier la surface active du filtre et donc sa perte de charge, maintenant ainsi une pression constante au début du circuit quel que soit le nombre de bouches de pulsion ouvertes dans le circuit. Durant la nuit, le ventilateur est mis à l’arrêt par une horloge.

Cette régulation par étranglement n’est cependant pas optimum du point de vue des consommations énergétiques (cela revient à accélérer et freiner en même temps pour régler la vitesse d’une voiture !). On lui préférerait à l’heure actuelle une régulation du ventilateur par variation de vitesse.

Filtre à surface active variable.

Circuit de distribution

La distribution de l’air neuf se fait via un gainage disposé dans les faux plafonds des couloirs.

À l’origine, la distribution se faisait via des conduites de section rectangulaire. Après installation, il s’est avéré impossible d’atteindre les débits demandés dans les différents bureaux. La cause première de ce problème était l’inétanchéité importante (mais non exceptionnelle !) du réseau de distribution. Ainsi, lorsque toutes les bouches de pulsion sont fermées, le ventilateur pulse quand même dans le bâtiment son débit nominal. De même, lorsque toutes les bouches sont ouvertes, le ventilateur doit fournir 1 300 m³/h pour obtenir le débit d’air neuf recommandé par étage, soit environ 650 m³/h pour l’ensemble des bureaux. Il en résulte une multiplication par 2 de la consommation nécessaire au chauffage de l’air neuf. Le bénéfice d’une gestion de la ventilation à la demande est alors perdu.

Evolution de l’étanchéité des conduits de distribution en fonction des améliorations apportées, le cas 1 étant la situation d’origine. L’étanchéité obtenue est comparée aux classes d’étanchéité définies par le standard Eurovent 2/2.

Dans un premier temps, un calfeutrage a été tenté au moyen de bandes adhésives et de mastic. Ce fut un travail laborieux (notamment pour détecter les fuites) qui ne donna que peu de résultats (cas 2 à 5).

Photo ancien réseau de distribution rectangulaire. Photo nouveau réseau de distribution circulaire.

Ancien réseau de distribution rectangulaire et nouveau réseau de distribution circulaire plus encombrant, mais nettement plus étanche.

 

Conduit circulaire à double joint aux raccords.

Pour pouvoir comparer les technologies, les conduites rectangulaires d’un étage furent remplacées par des conduits circulaires avec double joint aux raccords (cas 6). Ces conduites, nettement plus simple à installer, ont presque permis d’atteindre, sans effort supplémentaire, la meilleure des classes d’étanchéité du standard Eurovent. Les fuites ont ainsi pu être réduites à 2,5 % du débit nominal.

Résultats

L’objectif du système de ventilation est de fournir un débit total d’air neuf de 650 m³/h, lorsque le bâtiment est occupé au maximum et d’adapter ce débit au taux d’occupation réel du bâtiment.

Débits obtenus grâce à la gestion de la ventilation à la demande comparée à un système à débit constant et au système de gestion parfait.

En moyenne, les bureaux de 1 personne sont occupés durant 52 % du temps de travail, tandis que les bureaux de 2 personnes le sont durant 72 %.
La régulation des débits de ventilation en fonction de cette occupation a entraîné une réduction des débits d’air neuf et donc des consommations de chauffage qui y sont liés de 35 % par rapport à un système à débit constant fonctionnant durant les heures de travail.

Les mesures de débit prises dans le bâtiment montrent la réponse du système à la variation de l’occupation. On voit que pour les faibles réductions de débit, le débit d’air neuf suit bien la demande et fonctionne parfaitement. Par contre, des surdébits apparaissent lorsque peu de locaux sont occupés. Ceci est lié à :

  • L’augmentation trop importante de la pression dans le circuit lorsque plus de 50 % des bouches sont fermées. On sort de la zone d’autorégulation des bouches de pulsion.
  • La part importante prise par les inétanchéités.

Résultat des différentes actions menées au niveau de la ventilation du bâtiment PROBE
Action Débit d’air neuf au niveau du ventilateur Économie d’énergie sur le chauffage de l’air neuf
[m³/h] [kWh/m².an]
[kWh/an]		 %
Situation d’origine : ventilation constante durant les heures de bureau, réseau de distribution rectangulaire de départ 1 800 – –
Placement de conduits circulaires étanches 1 500 2,4
2 695		 17 %
Transfert d’air des bureaux vers les sanitaires (la ventilation des sanitaires se fait avec l’air des bureaux) 1 200 2,3
2 590		 20 %
Ventilation à la demande – 3,0
3 396		 35 %
Économies cumulées – 7,7
8 681		 environ 50 %

Graphe de consommation de chauffage de l'air neuf.

Consommation de chauffage de l’air neuf en fonction des améliorations successives possibles, dans le bâtiment PROBE.

Cette économie est réalisée par rapport à une situation correspondant à la situation moyenne des immeubles de bureaux belges et peut donc être extrapolée à bien d’autres bâtiments.

Aspects financiers

Lorsqu’un bâtiment n’est équipé d’aucun système, l’installation d’une ventilation nécessite un investissement financier et conduit souvent à une augmentation des consommations énergétiques (chauffage de l’air neuf et consommation des ventilateurs).

Il est donc difficile de parler dans ce cas de temps de retour de l’investissement : le bénéfice se mesure en terme d' »amélioration de la qualité de l’air », donc de « meilleur environnement de travail » et d' »augmentation de la productivité ».

On peut cependant comparer la ventilation à la demande installée dans le bâtiment PROBE avec la même ventilation sans gestion des débits.

Dans le cas de PROBE, les surcoûts occasionnés par la ventilation à la demande consistent en :

  • Bouches avec détection de présence, batterie et autorégulation des débits en fonction des variations de pression dans le réseau de distribution. Surcoût minimum de 75 € par rapport à des bouches classiques de la même gamme.
  • Gestion de la pression au niveau du ventilateur.

Les conduits circulaires directement étanches se sont, quant à eux, avérés moins chers que les conduits d’origine, grâce à leur facilité de placement.

Ventilation nocturne

Avant rénovation, le bâtiment PROBE, comme beaucoup d’immeubles de bureaux subissait d’importantes surchauffes en été, du fait de sa superficie de vitrages et de l’accroissement considérable des équipements de bureau.
Un des objectifs de la rénovation est de montrer qu’il est possible de rétablir un confort d’été correct sans avoir recours à une installation de climatisation.

L’un des critères utilisés pour objectiver le confort d’été est (prescription pour les bâtiments publics hollandais) : la température intérieure ne peut dépasser 25°C durant plus de 100 heures par an et ne peut dépasser 28°C durant plus de 20 heures par an.

Première action : réduire les apports de chaleur

Plusieurs actions ont d’abord été menées pour réduire les gains de chaleur tant externes qu’internes :

  • Placement de protections solaires automatiques (intégrées dans les doubles vitrages au sud, inclinées extérieures à l’est et verticales extérieures à l’ouest) réduisant les apports solaires de plus de 80 %.
  • Isolation de la toiture diminuant de 63 % les apports de chaleur au travers du toit ensoleillé.

Deuxième action : refroidir le bâtiment par ventilation naturelle

Durant les nuits d’été, un free cooling nocturne est appliqué : le bâtiment est ventilé naturellement et de façon intensive au moyen de grandes grilles fixées en été dans les châssis sur les deux façades du bâtiment.

Photo free-cooling.   Photo free-cooling.

Grilles de ventilation nocturne intensive associées à des protections solaires automatiques.

La nuit, les portes de bureaux sont ouvertes, permettant une ventilation transversale importante entre les façades grâce à la pression du vent.

Ventilation transversale intensive de nuit.

Une ventilation par effet cheminée aurait aussi pu être appliquée en pratiquant des évacuations naturelles verticales mais cela demandait des aménagements beaucoup plus importants dans la structure du bâtiment.

Ventilation intensive de nuit par effet cheminée.

Si les portes des bureaux doivent rester fermées, une ventilation par bureau est aussi possible étant donné la taille des grilles placées dans les châssis.

Ventilation intensive de nuit avec portes fermées.

Taux de renouvellement d’air moyen obtenu dans « PROBE » en fonction de la stratégie de ventilation nocturne appliquée
Ventilation transversale : fenêtres (avec grille) et portes ouvertes en grand 13 [vol/h]
Ventilation par bureau : fenêtres (avec grille) ouvertes en grand et portes fermées 3,4 [vol/h]
Ventilation par bureau : fenêtres (avec grille) ouvertes en position basculante et portes fermées 2,2 [vol/h]
Infiltrations : fenêtres et portes fermées 0,2 [vol/h]

Une ventilation intensive donne les meilleurs résultats si les portes et les fenêtres restent ouvertes durant la nuit. À défaut, on peut imaginer le placement de grilles de transfert dans les portes ou des petites fenêtres au-dessus de celle-ci. Il importe donc, pour la réussite totale du refroidissement nocturne, que les occupants soient clairement informé de leur rôle dans la gestion du confort, ce qui marche bien dans le bâtiment PROBE.

Il faut également que les ouvertures en façade soient suffisantes. Voici les recommandations en matière d’ouverture minimum pour la ventilation intensive comparées à ce qui est réalisé dans le bâtiment PROBE :

Ouvertures minimum nécessaires à la ventilation naturelle intensive en % de la surface au sol des locaux
NBN D50-001 pour les locaux d’hébergement Projet

NatVent

 Ouverture effective dans PROBE
Ventilation par des ouvertures sur une seule façade 6,4 % 4 % de 1,9 à 3 %
Ventilation par des ouvertures sur des façades opposées 3,2 % 2 % 1,7 %

Résultats

Graphe des résultats obtenus.

Nombre d’heures pendant lesquelles la température intérieure dépasse 25°C et 28°C dans plusieurs bureaux de PROBE. Les bureaux les plus chauds sont de bureaux contenant un nombre important de personnes, d’ordinateurs et d’imprimantes fonctionnant souvent 24h/24. Notons que le comportement des occupants est variable selon les bureaux, notamment lorsqu’il s’agit, le soir, d’ouvrir les portes et fenêtres, d’éteindre les équipements de bureau, …

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Chaudières à condensation [Chauffage]

Chaudières à condensation [Chauffage]

Principe de la chaudière à condensation : le retour de circuit de chauffage à basse température amène les fumées de combustion en dessous du point de rosée au sein de l’échangeur, une partie plus ou moins importante de l’eau contenue dans les fumées condense.

Principe de la condensation dans les chaudières

Pouvoir calorifique inférieur (PCI) et supérieur (PCS)

Les produits normaux d’une bonne combustion sont essentiellement du CO2 et de l’H2O. Juste après la réaction de combustion, cette eau issue du combustible se trouve à l’état gazeux dans les fumées. Notons que l’eau à l’état gazeux n’est pas visible, elle est transparente. D’ailleurs, l’air ambiant en contient toujours une certaine quantité.

Imaginons que nous puissions réaliser une combustion parfaite d’un combustible, libérant ainsi le maximum d’énergie sous forme thermique (énergie qui était initialement contenue sous forme chimique dans le combustible).  L’énergie libérée est transmise, d’une part, à la chaudière et, d’autre part, est contenue dans les fumées à température élevée. Si on peut aussi récupérer l’énergie contenue dans ces fumées en abaissant leur température jusqu’à la température ambiante, on dispose théoriquement de toute l’énergie que le combustible contenait initialement. Il s’agit du pouvoir calorifique. Néanmoins, comme évoqué ci-dessus, les fumées contiennent de l’H2O à l’état gazeux. En abaissant la température des fumées, l’eau peut passer à l’état liquide cédant ainsi une énergie, la chaleur de condensation ou énergie latente. Si on est capable de récupérer cette énergie, on parlera du pouvoir calorifique supérieur (PCS). Par contre, si, dans la phase de récupération de l’énergie des fumées, on ne sait pas la récupérer, alors on parlera de pouvoir calorifique inférieur (PCI).

Le pouvoir calorifique supérieur est par définition supérieur au pouvoir calorifique inférieur (PCS > PCI). En effet, on a récupéré la chaleur latente de la vapeur d’eau contenue dans les fumées. Voici les valeurs de pouvoir calorifique pour les combustibles liés à la technologie des chaudières à condensation :

  • Pour le gaz naturel (type L) : PCS = 9,79 kWh/m³N et PCI = 8.83 kWh/m³N, soit PCS = PCI  + 10.8 %
  • Pour le gaz naturel (type H) : PCS = 10.94 kWh/m³N et PCI = 9.88 kWh/m3N, soit PCS = PCI + 10.7 %
  • Pour le mazout (standard) : PCS = 12.67 kWh/kg et PCI = 11.88 kWh/kg, soit PCS =  PCI + 6.6 %

Dans le cas du gaz naturel ?

On voit que l’on peut récupérer jusqu’à 10 % de rendement supplémentaire si on peut condenser la vapeur d’eau des fumées et récupérer parfaitement cette chaleur. On voit donc que le potentiel d’une telle technique pour le gaz naturel est substantiel. À l’heure actuelle, on trouve des chaudières condensation gaz pour toutes les gammes de puissance.

Dans le cas du fuel ?

La technique de la condensation est principalement utilisée dans les chaudières gaz. Il existe également des chaudières fuel à condensation, mais leur utilisation est actuellement moins répandue, pour trois raisons :

  • Teneur en eau plus faible : La teneur en vapeur d’eau des fumées issues du fuel est plus faible que pour le gaz naturel. Il en résulte une différence plus faible entre le PCS et le PCI (pour le fuel : PCS = PCI + 6 %). La quantité de chaleur maximum récupérable est donc plus faible, ce qui rend moins facile la rentabilité du surcoût de la technologie « condensation ».
  • Point de rosée plus bas : Pour que l’eau à l’état gazeux dans les fumées se condense totalement, il faut que la température des fumées soit bien inférieure à la température dite de « rosée » (c’est-à-dire la température à partir de laquelle la vapeur d’eau des fumées se met à condenser, à ne pas confondre avec la température du « rosé » qui, lui, se sert bien frais). Si la différence n’est pas suffisante, autrement dit, la température des fumées pas assez basse, seule une fraction de l’eau condense. On perd donc en efficacité. Parallèlement, on peut difficilement descendre les fumées avec un échangeur en dessous d’un certain seuil. En effet, les chaudières ne possèdent pas des échangeurs de taille infinie. Typiquement, on peut descendre jusqu’à 30 °C dans de bonnes conditions. Le problème est que, dans le cas du mazout, la température à partir de laquelle les fumées condensent (point de rosée) est plus basse (d’une dizaine de °C) que dans le cas du gaz. Il faut donc descendre les fumées à une température relativement plus faible pour pouvoir bénéficier pleinement de l’avantage de la condensation. Or, la température de retour du circuit de chauffage qui assure le refroidissement des fumées dépend, d’une part, du dimensionnement, mais aussi des conditions météorologiques (la température de retour est plus élevée si la température extérieure est plus faible, et donc le besoin de chauffage grand). Dans ces conditions, il est possible que l’on ait moins de périodes où la chaudière condense avec une chaudière mazout qu’avec une chaudière gaz.

Température de condensation des fumées (point de rosée) de combustion du gaz et du fuel, en fonction de leur teneur en CO2. : pour les coefficients d’excès d’air typiques pour le gaz et le fioul, c’est-à-dire 1.2, la concentration en CO2 est de, respectivement, 10 et 13 % donnant une température de rosée d’approximativement 55 °C et 47.5 °C.

  • Présence de Soufre et acidité : Le fuel contient du soufre et génère des condensats plus acides (présence d’H2SO4), corrosifs pour la cheminée et l’échangeur. De plus, lorsque la température d’eau de retour du circuit de chauffage se situe à la limite permettant la condensation des fumées, la quantité d’eau condensée est faible, mais sa concentration en acide sulfurique est très élevée, ce qui est fort dommageable pour l’échangeur. Cela explique pourquoi les fabricants ont mis plus de temps pour le mazout pour développer des chaudières à condensation résistantes aux condensats.

Notons cependant que les gros fabricants de chaudières ont quasiment tous développé des chaudières à condensation fonctionnant au fuel. Néanmoins, ils ne proposent pas toujours ces produits dans toutes les gammes de puissance. L’acier inoxydable de l’échangeur a été étudié pour résister aux condensats acides.

Ainsi, l’existence d’un fuel à très faible teneur en souffre (« Gasoil Extra » avec une teneur en souffre inférieure à 50 ppm) officialisée par un arrêté royal publié le 23 octobre 02, peut ouvrir de nouvelles perspectives aux chaudières à condensation fonctionnant au fuel. Suivant la technologie de la chaudière à condensation au mazout, on est obligé de fonctionner avec un mazout Extra à faible teneur en Soufre ou, si la chaudière le permet, on peut fonctionner avec un mazout standard.

Dans le cas du bois ?

Certains fabricants de chaudières au bois proposent des chaudières à condensation. À l’heure actuelle, cela reste assez rare, mais cela existe. Manquant de retour et de références à ce sujet, nous ne donnerons plus d’information.

Intérêt énergétique d’une chaudière à condensation

Que rapporte une chaudière à condensation par rapport à une chaudière traditionnelle ?

Le gain énergétique réalisé grâce à une chaudière à condensation se situe à deux niveaux :

  1. Gain en chaleur latente : La condensation de la vapeur d’eau des fumées libère de l’énergie. Pour une chaudière gaz, ce gain maximum est de 11 % du PCI tandis qu’il s’élève à 6 % pour le mazout.
  1. Gain en chaleur sensible : La diminution de la température des fumées récupérée au travers de la surface de l’échangeur (de .. 150.. °C à .. 45 °C ..).

Pour comparer le rendement des chaudières à condensation et celui des chaudières classiques, 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.

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 dimensionnement des émetteurs).

Exemple pour le gaz naturel : 

 

Exemple pour le mazout :

Représentation du rendement utile (sur PCI et sur PCS) d’une chaudière gaz traditionnelle et d’une chaudière à condensation.

Par exemple pour le gaz naturel, avec une température d’eau de 40 °C, on obtient des produits de combustion d’environ 45 °C, ce qui représente des pertes de 2 % en chaleur sensible et des pertes de 5 % en chaleur latente (on gagne sur les 2 tableaux). Le rendement sur PCI est donc de :

((100 – 2) + (11 – 5)) / 100 = 104 %
(ce qui correspond à 93 % sur PCS)

Par exemple pour le mazout, des produits de combustion donnent des pertes de 2 % en chaleur sensible et des pertes de 2 % en chaleur latente. Le rendement sur PCI est donc de :

((100 – 2) + (6 – 2)) / 100 = 102 %

(ce qui correspond à 96 % sur PCS)
Un rendement supérieur à 100 % ?

Ceci est scientifiquement impossible.

Lorsque l’on a commencé à s’intéresser au rendement des chaudières, la technologie de la condensation n’existait pas. On comparait donc l’énergie produite par une chaudière à l’énergie maximale récupérable pour l’époque c’est-à-dire à l’énergie sensible contenue dans le combustible ou PCI (ou HI) du combustible.

De nos jours, ce mode de calcul a été maintenu même si, dans les chaudières à condensation, on récupère aussi une partie de la chaleur latente. On a alors l’impression de produire plus d’énergie que le combustible n’en contient. C’est évidemment faux.

Si l’on voulait être scientifiquement rigoureux, il faudrait comparer l’énergie produite par une chaudière à condensation au PCS (ou Hs) du combustible. Si on commet l’erreur de comparer avec les valeurs PCI d’autres chaudières, on aurait l’impression qu’une chaudière à condensation a un plus mauvais rendement qu’une chaudière traditionnelle, ce qui est aussi erroné.

Par exemple, un rendement utile de chaudière au gaz à condensation de 104 % sur PCI, correspond à un rendement de 93 % sur PCS.

Le tableau ci-dessous indique pour les différents rendements exprimés en fonction du PCS, l’équivalence pour le fioul ou le gaz exprimée en fonction du PCI

Rendement PCS Rendement PCI
 Fioul Gaz naturel

79,0
80,0
81,0
82,0
83,0
84,0
85,0
86,0
87,0
88,0
89,0
90,0
91,0
92,0
93,0
94,0
95,0
96,0
97,0
98,0
99,0
100,0

 84,4
85,5
86,6
87,6
88,7
89,8
90,8
91,9
93,0
94,0
95,1
96,2
97,2
98,3
99,4
100,4
101,5
102,6
103,7
104,7
105,8
106,9

87,6
88,7
89,8
90,9
92,0
93,1
94,2
95,3
96,4
97,6
98,7
99,8
100,9
102,0
103,1
104,2
105,3
106,4
107,5
108,6
109,8
110,9

Le tableau ci-dessous indique pour les différents rendements exprimés en fonction du PCS, l’équivalence pour le fioul ou le gaz exprimée en fonction du PCI

Rendement PCS Rendement PCI
 Fioul Gaz naturel

79,0
80,0
81,0
82,0
83,0
84,0
85,0
86,0
87,0
88,0
89,0
90,0
91,0
92,0
93,0
94,0
95,0
96,0
97,0
98,0
99,0
100,0

84,4
85,5
86,6
87,6
88,7
89,8
90,8
91,9
93,0
94,0
95,1
96,2
97,2
98,3
99,4
100,4
101,5
102,6
103,7
104,7
105,8
106,9

87,6
88,7
89,8
90,9
92,0
93,1
94,2
95,3
96,4
97,6
98,7
99,8
100,9
102,0
103,1
104,2
105,3
106,4
107,5
108,6
109,8
110,9

Besoin d’une température de retour la plus basse possible et émetteurs de chaleur

Pour obtenir les meilleurs rendements, il faut que la température des fumées soit la plus basse possible. Du coup, il faut une température de retour du circuit de distribution de chauffage la plus basse. Cela s’obtient par une bonne conception du circuit hydraulique, essentiellement, en travaillant avec une température de départ plus basse et des émetteurs de chaleur qui travaillent à basse température. On pense naturellement au chauffage par le sol (basé sur le rayonnement). Néanmoins, les radiateurs ou convecteurs basse température peuvent aussi convenir pour atteindre cet objectif.

Rendement théorique utile des chaudières gaz et mazout à condensation en fonction de la température à laquelle on a pu descendre les fumées dans la chaudière : le coefficient d’excès d’air est pris égal à 1.2. On voit que le point d’inflexion où la chaudière au gaz commence à condenser se situe autour de 55 °C alors que ce point se déplace à 47.5 °C pour le mazout.

Quelles sont les conclusions de ce dernier graphe :

  • On voit que la température à laquelle débute la condensation (point de rosée) commence plus tôt pour le gaz (55 °C) que pour le mazout (47.5 °C). Physiquement, c’est dû à la composition des fumées.
  • On remarque que les gains de rendement potentiels grâce à la condensation sont plus faibles avec le mazout que le gaz. Physiquement, c’est dû à une moindre présence d’hydrogène dans le mazout donnant, après réaction, moins d’eau dans les fumées.
  • On remarque qu’il faut être bien en dessous de la température de rosée pour atteindre les meilleurs rendements. En effet, il ne suffit pas d’être à quelques degrés inférieurs à ce point critique. Il faut de l’ordre d’une dizaine de degrés pour assurer une augmentation significative. Encore une fois, la température des fumées dépendra des conditions climatiques et du dimensionnement de l’installation de chauffage.

Intérêt d’une chaudière à condensation pour améliorer une ancienne installation de chauffage ? Oui si régulation adaptée !

Il y a-t-il un intérêt de placer une chaudière à condensation sur un réseau de radiateurs dimensionnés en régime 90°/70 °C ? En effet, si la température de retour est de 70 °C, alors la chaudière ne condensera pas !

Pourtant, il y a bien un intérêt à placer une chaudière à condensation :

  • D’une part, la température de retour ne sera de 70 °C que pendant les périodes plus froides de l’année. En effet, le régime de radiateur 90°/70 °C correspond aux températures extérieures les plus basses, plus particulièrement à la température de dimensionnement de l’installation (en d’autres termes, la température de base qui varie suivant les régions, mais tourne autour de – 10 °C). Si la température de départ est adaptée à la température extérieure (régulation climatique ou glissante), la température de retour sera plus faible pendant les périodes moins froides de l’année pouvant finalement donner lieu à la condensation dans la chaudière.

   

Sur la première figure, il s’agit de l’évolution de la température glissante de retour en fonction de la température extérieure pour une installation conçue en régime 90°/70° (à une température de dimensionnement de – 10 °C) : on voit que le point de rosée pour le gaz et le mazout est obtenu à des températures extérieures supérieures à  ~ – 10 °C et ~ – 4 °C, respectivement.  Dans notre calcul, on a pris une température de retour limite à partir de laquelle commence la condensation de 5 °C inférieure à la température de rosée pour tenir compte de l’imperfection de l’échangeur de la chaudière. Sur base des conditions météorologiques rencontrées en moyenne (année standard), on voit sur la seconde figure que les chaudières gaz et mazout condensent sur une grande partie de la période de chauffe. En termes d’énergie, en faisant l’hypothèse que les besoins du bâtiment sont proportionnels à la température extérieure, on voit avec la troisième figure que la chaudière gaz à condensation condense 75 % du temps et la chaudière mazout approximativement 40 %.

  • D’autre part, même en l’absence de condensation, les rendements utiles minimum obtenus (95 %) sont supérieurs aux valeurs que l’on rencontre avec les chaudières traditionnelles haut rendement (92 … 94 %). En effet, les chaudières à condensation sont équipées d’échangeurs de chaleur avec une surface plus grande que les chaudières traditionnelles. À température de retour égale, la chaudière à condensation amènera les fumées à un niveau de température plus bas.

Sur base des arguments suivants, le potentiel d’une chaudière à condensation sur une ancienne installation dimensionnée en régime 90°/70° est justifié pour le gaz naturel. Pour les installations au mazout, l’amélioration induite par la condensation est bel et bien présente, mais moins importante : ceci est dû à la température du point de rosée qui est plus basse pour le mazout.

On voit au moyen des figures suivantes que la situation est encore plus favorable à la condensation en présence d’émetteurs dimensionnés en régime 70 °C/50 °C. Dans le cas de la chaudière au gaz, on peut potentiellement avoir une condensation quasi permanente de la chaudière. Pour le mazout, la condensation est aussi majoritairement présente. Par conséquent, pour s’assurer de l’efficacité des installations équipées de chaudières à condensation, il peut être intéressant de redimensionner l’installation en régime 70°/50 °C. C’est généralement possible, dans la mesure où, d’une part, les émetteurs des anciennes installations de chauffage sont souvent largement surdimensionnés en régime 90°/70 °C, et, d’autre part, que la rénovation d’une installation de chauffage va souvent de pair avec l’amélioration des performances de l’enveloppe (rénovation), ce qui réduit significativement la puissance nécessaire des émetteurs.

    

Sur la première figure, il s’agit de l’évolution de la température glissante de retour en fonction de la température extérieure pour une installation conçue en régime 70°/50° (à une température de dimensionnement de – 10 °C) : on voit que le point de rosée pour le gaz et le mazout est obtenu à des températures extérieures supérieures à  ~-10 °C et ~- 4 °C, respectivement.  Dans notre calcul, on a pris une température de retour limite à partir de laquelle commence la condensation de 5 °C inférieure à la température de rosée pour tenir compte de l’imperfection de l’échangeur de la chaudière . Sur base des conditions météorologiques rencontrées en moyenne (année standard), on voit sur la seconde figure que les chaudières gaz et mazout condensent la majeure partie de la période de chauffe. En termes d’énergie, en faisant l’hypothèse que les besoins du bâtiment sont proportionnels à la température extérieure, on voit avec la dernière figure que la chaudière gaz à condensation condense 100 % du temps et la chaudière mazout approximativement 93 %.

L’intérêt des chaudières à condensation démontré, il faut néanmoins savoir que le circuit hydraulique de distribution de chaleur devra être éventuellement modifié pour assurer une température de retour la plus faible à la chaudière.

Influence de l’excès d’air

L’excès d’air a une influence sur les performances d’une chaudière à condensation. En effet, plus l’excès d’air est important et plus la température de rosée diminue. Comme la température de retour du réseau de distribution de chaleur dépend de sa conception, mais aussi des conditions météorologiques, cette température de rosée devrait être la plus haute possible pour être certain que la chaudière condense efficacement le plus souvent. Autrement, le risque est d’avoir une température de fumée trop élevée et donc de l’eau qui reste à l’état de vapeur dans ces fumées. En conclusion, il faut que l’excès d’air soit le plus faible possible pour avoir une température de rosée la plus haute et de meilleures conditions de condensation.

Rendement utile d’une chaudière gaz de type L en fonction de la température des fumées (fonction de la température de l’eau) et de l’excès d’air (λ = 1,3 équivaut à un excès d’air de 30 %).

Remarque : ce schéma montre que les anciennes chaudières atmosphériques à condensation avaient de moins bonnes performances puisqu’elles fonctionnaient avec un excès d’air supérieur à 50 % (λ = 1,5).

Gains sur le rendement saisonnier

Le gain obtenu sur le rendement saisonnier et donc sur la facture énergétique en choisissant une chaudière à condensation plutôt qu’une chaudière traditionnelle haut rendement peut donc varier entre : 1 et 14 %.

Si on compile les informations de l’ARGB pour le gaz et le résultat 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 pouvant être utilisé pour guider le choix de la nouvelle chaudière (voir peut-être un peu plus pour les meilleures installations).

Constitution d’une chaudière à condensation

Type d’échangeur

Les chaudières à condensation actuelles sont composées de deux ou trois échangeurs en série. Ces échangeurs sont soit séparés sous une même jaquette, soit intégrés dans un ensemble monobloc.

Le dernier échangeur sur le circuit des fumées (ou la dernière partie de l’échangeur monobloc) est appelé « condenseur ». C’est dans ce dernier que les fumées doivent céder leur chaleur latente. C’est donc également au niveau de ce dernier que se raccorde le retour d’eau à température la plus basse possible. Cet échangeur est conçu en un matériau supportant la condensation sans risque de corrosion (acier inox, fonte d’aluminium).

Il est également possible d’utiliser un condenseur séparé, rajouté à une chaudière traditionnelle, de manière à en augmenter son rendement. Cela est en principe possible pour toute chaudière gaz et fioul existante. C’est la seule solution si on veut exploiter la condensation avec des chaudières de plus d’un MW.

    

Échangeurs-condenseurs s’adaptant à une chaudière traditionnelle.

Pour obtenir le meilleur rendement de l’échangeur-condenseur, il est important que l’évacuation des fumées se fasse dans le même sens que l’écoulement des condensats, c’est-à-dire vers le bas. Dans le cas contraire, les fumées s’élevant risqueraient de revaporiser les condensats, ce qui ferait perdre l’avantage de la condensation.

Évacuation des fumées dans une chaudière à condensation, dans le sens de l’écoulement des condensats.

Le rendement de combustion obtenu dépend entre autres de la qualité de l’échangeur. Un bon échangeur permettra d’obtenir des fumées dont la température à la sortie de la chaudière est au maximum de 5 °C supérieure à la température de l’eau de retour. Attention, sur les plus mauvaises chaudières à condensation, cette différence de température peut aller jusqu’à 15 °C.

Circuits retour

Certaines chaudières comportent deux branchements de retour : un retour « basse température » au niveau du condenseur et un retour « haute température » au niveau du premier échangeur. Cette configuration permet l’utilisation d’une chaudière à condensation même lorsqu’une partie des utilisateurs demandent une température d’eau élevée (production d’eau chaude sanitaire, batteries à eau chaude, circuits de radiateurs à différents niveaux de température, …). Les circuits qui leur sont propres sont alors raccordés du côté « haute température », les circuits pouvant fonctionner en basse température (circuits radiateurs basse température, chauffage par le sol, …) étant dédiés au retour « basse température ».

Il faut toutefois faire attention : le retour « froid » reste le retour principal de la chaudière.  Le retour chaud by-passe une partie de la surface d’échange.  Il est donc important de maintenir un rapport (60% min, 40% max) entre le retour froid et le retour chaud !

Si l’on place la production ECS sur le retour « chaud » , tout l’été, la chaudière va fonctionner dans de mauvaises conditions, car il n’y a pas de retour « froid ».  Il est donc préférable dans ce cas de surdimensionner la production ECS, de manière à revenir plus froid sur la chaudière, et n’utiliser qu’un seul retour, à savoir le retour « froid » dans ce cas !

Type de brûleur

En gros, en fonction du type de brûleur, on retrouve trois types de chaudière à condensation :

  1. Des chaudières dont le brûleur est un brûleur gaz pulsé traditionnel (souvent 2 allures) commercialisé séparément de la chaudière à condensation.
  2. Des chaudières dont le brûleur est un brûleur à prémélange avec ventilateur (rampe de brûleurs, brûleurs radiant, …), modulant (de 10 à 100 % de leur puissance nominale). La modulation du brûleur se fait soit par variation de vitesse du ventilateur, soit par étranglement variable de la pulsion d’air et de gaz.
  3. Des chaudières gaz à brûleur atmosphérique à prémélange, sans ventilateur. Ces brûleurs sont à une ou 2 allures. Étant donné la technologie assez basique appliquée (contrôle moindre de l’excès d’air, pas de modulation de la puissance), ces chaudières présentent généralement de moins bonnes performances que les 3 premières catégories ci-dessus.

Type d’alimentation en air

Dans certaines chaudières avec brûleur à prémélange, l’air comburant est aspiré le long des parois du foyer avant d’être mélangé au gaz. Il est ainsi préchauffé en récupérant la perte du foyer. Les pertes vers l’ambiance sont dès lors minimes.

Cette configuration liée à une régulation qui fait chuter directement la température de la chaudière à l’arrêt et à un brûleur modulant fonctionnant quasi en permanence en période de chauffe rend inutile la présence d’isolation dans la jaquette de la chaudière.

Chaudière sans isolation, dont l’air est aspiré le long du foyer.

Ces chaudières peuvent être équipées d’un système de combustion étanche (ou à ventouse) dans lequel l’air comburant est directement aspiré à l’extérieur du bâtiment.

Irrigation

Il existe de trois types de chaudière, en fonction du degré d’irrigation minimum exigé :

  • Sans irrigation imposée (chaudières à grand volume d’eau),
  • Avec irrigation faible ou moyenne imposée (chaudières à faible volume d’eau),
  • Avec irrigation importante impérative (chaudières à faible volume d’eau).

Le circuit hydraulique qui sera associé à la chaudière à condensation dépend des exigences suivantes :

  • Pour les chaudières avec faible ou moyenne exigence d’irrigation, c’est la régulation qui doit assurer un débit minimum en toute circonstance, par exemple, par action sur les vannes mélangeuses.
  • Pour les chaudières sans irrigation imposée, les circuits de distribution peuvent être extrêmement simples et optimalisés pour garantir une condensation maximale.

Dans les deux cas de figure, il est impératif d’avoir une régulation performante qui régule la température de départ chaudière en fonction des besoins et /ou de la température extérieure, afin d’optimiser les performances chaudières et limiter les pertes de distribution.

Pertes vers l’ambiance, pertes à l’arrêt et isolation

Certaines nouvelles chaudières gaz à condensation se caractérisent par l’absence d’isolation dans la jaquette. Et pourtant, leurs pertes vers l’ambiance sont très faibles.
Il y a plusieurs raisons à cela :

  • Ces chaudières sont équipées de brûleurs modulants dont la plage de modulation est grande. En journée, puisque le brûleur adapte en permanence sa puissance aux besoins. Celui-ci ne présente nettement moins de périodes d’arrêt.
  • Parallèlement à cela, l’air de combustion est aspiré par le brûleur entre le foyer et la jaquette de la chaudière. Durant le fonctionnement du brûleur, l’air lèche le foyer avant d’être mélangé au gaz. La perte du foyer est ainsi récupérée en grande partie par le brûleur.
  • Lorsque le brûleur s’arrête (par exemple, au moment de la coupure nocturne), la chaudière retombe directement en température (si son irrigation s’arrête). Elle ne présente donc plus de perte.

 Exemples de chaudière à condensation

Exemples de chaudières à condensation : 

Chaudière gaz à condensation, équipée d’un brûleur modulant 10 .. 100 % et d’un réglage automatique de la combustion par sonde d’O2.

Chaudière gaz à condensation à équiper d’un brûleur pulsé traditionnel.

Chaudière gaz à condensation avec brûleur modulant à prémélange et aspiration d’air le long du foyer en fonte d’aluminium.

 

Chaudière fioul à condensation avec brûleur à air pulsé.

Chaudière à pellets à condensation : le refroidissement des fumées s’opère en deux fois. Le premier échangeur correspond aux plus hautes températures tandis que la condensation s’opère dans le second. Cette séparation permet de récupérer le condensat efficacement sans polluer le cendrier de la chaudière.

Spécificité des chaudières à condensation fuel

Chaudière fioul à condensation avec brûleur à air pulsé.

Configuration des échangeurs

De manière générale, on distingue deux types de configuration d’échangeur :

  • les échangeurs de chaleur sur l’eau de chauffage ;
  • les échangeurs de chaleur sur l’air frais de combustion.

Les échangeurs de chaleur sur l’eau de chauffage
Lorsque l’échangeur est prévu pour transmettre la chaleur de condensation à l’eau du circuit hydraulique du système de chauffage, on distingue encore deux sous-familles. Les condenseurs sont :

  • Intégrés dans la chaudière. Pour ce type de chaudières, la chaleur de condensation est directement récupérée dans la chaudière. Elles sont apparentées aux chaudières gaz à condensation. En pratique : au niveau du circuit hydraulique, les chaudières équipées d’un seul échangeur sont constituées juste d’un départ et d’un retour.
  • En aval de la chaudière. Ce type de chaudières est alors constitué de deux échangeurs de chaleur. Au niveau de la chambre de combustion, les fumées sont refroidies dans le premier échangeur. À ce stade, les températures de fumées restent au-dessus du point de rosée. C’est seulement au niveau du second échangeur, placé en aval du premier sur le parcours des fumées, que la vapeur d’eau des fumées de combustion condense. En pratique : au niveau du circuit hydraulique, les chaudières équipées de deux échangeurs sont constituées d’un départ et de deux retours, soit un retour froid et un retour chaud.

Chaudière fuel à condensation (source Viessmann).

La condensation dans ce type de chaudière n’est pas optimale sachant qu’il faut un retour froid de l’eau de chauffage en dessous de 47 °C afin d’atteindre aisément le point de rosée. On rappelle qu’à titre de comparaison, le point de rosée pour le gaz est de l’ordre de 57 °C.

Méthode alternative : Préchauffage de l’air de combustion

Contrairement aux chaudières équipées d’échangeur(s) de chaleur sur l’eau de chauffage, les chaudières à préchauffage de l’air de combustion sont destinées à exploiter la chaleur de condensation des fumées de combustion pour préchauffer l’air frais. Dans ce type de chaudière, l’échangeur de chaleur entre les fumées et l’eau de chauffage n’est pas dimensionné pour condenser.

L’avantage d’un tel système est que la chaudière condense pratiquement en permanence puisque l’air frais pris à l’extérieur et nécessaire à la combustion est en Belgique très frais (Tex moyenne annuelle est de l’ordre de 6.5 °C). Le taux de condensation est donc maximal en hiver, lorsque la chaudière fonctionne à pleine charge.
En pratique :

  • À la sortie du foyer, les fumées traversent d’abord l’échangeur de chaleur fumées/eau de chauffage. Les fumées sont refroidies jusqu’à environ 70 °C. A ce niveau, il n’y a pas de condensation. Dans ce système, la température de retour du circuit hydraulique de chauffage ne doit plus être basse, ce qui réduit énormément les contraintes de dimensionnement des circuits de retour de la distribution.
  • Le parcours des fumées passe au travers d’un second échangeur fumées/air frais de combustion. C’est un système ventouse (conduit concentrique) qui est généralement utilisé pour permettre aux fumées de croiser l’air frais.

Chaudière fuel à condensation type échangeur à air (source : Kroll)

Qualité du fuel

Jusqu’il y a peu, l’utilisation du fuel dans la technique de condensation était difficile sachant que sa contenance en soufre pouvait atteindre 1 000 ppm (>1 000 mg/kg ou 0.2 % selon la NBN T 52-716). Une telle présence de soufre dans le fuel donnait immanquablement des produits de combustion composés de quantités importantes d’oxyde de soufre (SO2 et S03). En présence d’eau (lors de la condensation de la vapeur d’eau), de l’acide sulfureux H2SO3 et de l’acide sulfurique H2SO4 sont formés en même quantité.

Il n’y a plus de mazout 1000 ppm sur le marché en Belgique. Ni la problématique des échangeurs intégrés ou en aval des condenseurs, ni la problématique de la neutralisation des condensats, ne se posent plus.

La teneur maximale autorisée en soufre des fuels de chauffage, ces dernières années, a été abaissée à 50 ppm (gazoil extra : < 10 ppm selon la NBN EN 59590). L’adoption de cette disposition a permis l’ouverture du marché des chaudières à condensation au fuel. Aucun système de neutralisation des condensats n’est requis.

Les condenseurs séparés

Chaudière HR avec condenseur séparé.

Détails du condenseur séparé.

Lorsqu’on dépasse une certaine puissance de chaudière, les différents constructeurs ne proposent plus dans leur gamme des échangeurs à condensation intégrés, mais des condenseurs séparés et placés derrière à la sortie des gaz de combustions. Cette configuration est intéressante :

> En conception lorsque la puissance de chauffe souhaitée est supérieure à 1 500 kW ;

Concevoir

 Pour en savoir plus sur le dimensionnement et le choix des condenseurs séparés.

> En rénovation lorsque les chaudières à haut rendement sont encore en bon état de marche.

Améliorer

 Pour en savoir plus sur le placement d’un condenseur séparé sur une installation existante.

Conception

Suivant le constructeur, les condenseurs séparés peuvent travailler :

  • en permanence avec des chaudières gaz ;
  • avec des chaudières mixtes gaz/fioul, en permanence lorsqu’elles sont alimentées en gaz et temporairement lorsqu’elles le sont en fioul ;

Quel que soit le type de combustible, le condenseur séparé sera toujours conçu en inox de manière à bien résister à l’agressivité des fumées de combustion.

Condenseur séparé.

  • A.Trappe à fumée.
  • B. Surfaces d’échange.
  • C. Isolation.

Puissance des condenseurs

La puissance d’un condenseur externe associé à une chaudière classique est de l’ordre de 10 % de la puissance de la chaudière proprement dite. En effet, en parlant en termes de puissance, la chaleur résiduelle contenue dans les fumées de combustion ne dépasse pas les 10 voire 11 % de la chaleur que la flamme a donnée à l’échangeur de la chaudière. Attention, ces 10 % de puissance correspondent à un doublement de la surface d’échange total, car la température d’échange est beaucoup plus faible que dans la chaudière elle-même !!

Côté hydraulique

D’un point de vue hydraulique, la configuration la plus souvent retrouvée est celle où le condenseur est placé en amont de la chaudière sur le retour d’eau chaude. En fonction de la température de retour du circuit de distribution, la vanne de « by-pass » de l’échangeur externe est plus ou moins ouverte :

  • plus basse est la température de retour plus le « by-pass » sera fermé privilégiant le passage du débit de retour dans le condenseur ;
  • à l’inverse, plus haute est la température de retour, plus le « by-pass » sera ouvert en évitant d’irriguer le condenseur séparé.

Seule une partie du débit passe dans le condenseur externe étant donné que l’on ne peut récupérer que de l’ordre de 11 % de l’énergie de condensation. Faire passer 100 % du débit augmenterait de façon inutile la résistance hydraulique de l’ensemble chaudière condenseur et dans la consommation électrique.

Côté fumée

D’un point de vue du parcours des fumées, l’échangeur à condensation externe est placé en série et en aval de la chaudière HR. Il reçoit les fumées de combustion extraites de la chaudière HR. Les températures à la sortie de la chaudière doivent être les plus basses possible, mais toutefois au-dessus du point de rosée afin d’éviter la condensation.

Circuits hydrauliques associés à une chaudière à condensation

Une chaudière à condensation n’a ses performances optimales que si elle est alimentée avec une eau à basse température, en tout cas inférieure à la température de rosée des fumées (de 53 à 58 °C pour les fumées issues de la combustion du gaz naturel, environ 45 °C pour les chaudières au mazout). Plus la température d’eau de retour est froide, plus la quantité de fumée condensée est importante et meilleur est le rendement.
La configuration des circuits de distribution doit donc être adaptée en conséquence avec comme principes :

  • De ne jamais mélanger, avant le condenseur, l’eau de retour froide et l’eau chaude de départ,
  • D’alimenter le condenseur avec les retours les plus froids.

Cumul imaginaire des recyclages d’eau chaude possibles vers la chaudière. Situations à éviter.

Exemples : schémas hydrauliques proposés par les fabricants de chaudières. Remarque : d’autres schémas sont également proposés par certains fabricants. Il est impossible de les reprendre tous ici. Certains sont particulièrement complexes, pour ne pas dire « biscornus ». Nous ne critiquons pas ici leur efficacité énergétique. Nous pensons cependant qu’il est préférable de choisir les schémas les plus simples, pour des raisons de facilité de conception (diminution des erreurs de conception), de rationalisation de l’investissement et de facilité d’exploitation.

Chaufferie comprenant une chaudière à condensation pouvant fonctionner à débit variable

Exemple 1

La chaudière alimente des circuits de chauffage par radiateurs régulés en température glissante (garantis un retour le plus froid possible vers le condenseur) et une production d’eau chaude sanitaire. Les configurations de la régulation (où la température de départ de la chaudière peut rester constante) et du circuit primaire en boucle ouverte sont extrêmement simples (il n’y a pas de circulateur primaire). Des aérothermes devant fonctionner à haute température d’eau peuvent être raccordés de façon identique à la production d’eau chaude sanitaire.

ATTENTION : Le retour « haute température » by-pass une partie de la chaudière.  Pour l’ECS en été, la chaudière fonctionnera dans de mauvaises conditions !!!  Dans le cas de l’utilisation de deux retours d’eau, le retour « froid » doit rester le principal retour, avec min 60 % du débit contre 40 % max pour le retour « chaud », dans toutes les conditions d’exploitation.

Exemple 2

Le branchement de la production d’eau chaude sanitaire sur le retour « froid » de la chaudière est rendu possible par un dimensionnement de l’échangeur en régime 70°/40°. On peut également raccorder sur ce même retour froid, des batteries de traitement d’air dimensionnées en régime 70°/40° ou des ventilos-convecteurs dimensionnés en régime 55°/40°.

Exemple 3

La présence d’un circuit à très basse température comme le chauffage par le sol est à valoriser pour augmenter la condensation. La chaudière à condensation aura de bonnes performances si la puissance du circuit « basse température » équivaut au minimum à 60 % de la puissance thermique totale.

Chaufferie composée comprenant une chaudière à condensation pouvant fonctionner à débit variable, et une chaudière traditionnelle

Exemple 1

L’enclenchement des chaudières est régulé en cascade. Dans l’ordre d’enclenchement, la chaudière à condensation est prioritaire.

Exemple 2

Le fonctionnement de ce schéma est identique au précédent, mais avec une production d’eau chaude sanitaire fonctionnant en régime 70°/40°.

Exemple 3

La chaudière à condensation et la chaudière traditionnelle sont raccordées en série. La chaudière à condensation préchauffe l’eau de retour. Si la température de consigne du collecteur n’est pas atteinte, la vanne trois voies (1) bascule pour alimenter la chaudière traditionnelle qui se met alors en fonctionnement.

Chaufferie comprenant une chaudière à condensation devant fonctionner à débit constant : bouteille casse-pression et circulateur sur boucle primaire

La chaudière alimente en température glissante les circuits de chauffage par radiateurs.

Le débit constant dans la chaudière est obtenu au moyen d’une bouteille casse pression qui recycle une partie de l’eau de départ lorsque les vannes mélangeuses des circuits secondaires se ferment. Pour obtenir la condensation, malgré la possibilité de retour d’eau chaude de départ vers le condenseur (via la bouteille casse-pression), il est impératif que la température (1) à la sortie de la chaudière suive au plus près la température (2) des circuits secondaires et garantisse une ouverture maximale des vannes mélangeuses. Une régulation climatique peut assurer que la température des radiateurs est mieux adaptée aux besoins de chaleur et, donc, que les vannes mélangeuses sont plus ouvertes.

Ce type de schéma est plus complexe et risque de conduire à des performances moindres puisqu’il est quasi impossible d’empêcher le recyclage partiel d’eau chaude dans la bouteille casse-pression :

  • Les différents circuits n’ont jamais la même température de consigne,
  • Les circulateurs des circuits primaires et secondaires (et donc les débits mis en œuvre) ne sont jamais dimensionnés avec la précision voulue.

De plus, il n’est guère possible de combiner une production d’eau chaude sanitaire avec ce type de chaudière. En effet, celle-ci ne pourra, à la fois, suivre au plus près la température des circuits secondaires et produire de l’eau chaude à plus de 60 °C.

Une solution est de placer un circulateur primaire à vitesse variable. Celui-ci diminuera sa vitesse lorsque la demande des circuits secondaires diminue, empêchant le recyclage d’eau chaude dans la bouteille casse-pression. Il s’agit cependant de rester dans les limites de débit exigé par la chaudière.

Par exemple, la régulation de la vitesse du circulateur peut être réalisée comme suit : la vitesse est augmentée si la température en amont de la bouteille (T°G) est supérieure à la température en aval de la bouteille (T°D) augmentée de 2 K. Inversément, elle sera diminuée si la T°G est inférieure à T°D + 2 K. De la sorte, on est assuré du fait que l’eau de retour remontera en faible quantité dans la bouteille et que l’eau de chaudière ne sera jamais recyclée.

Chaufferie composée comprenant une chaudière à condensation devant fonctionner à débit constant et une chaudière traditionnelle

Dans un tel schéma, la chaudière à condensation est prioritaire dans l’ordre d’enclenchement de la régulation en cascade.
Pour réguler une installation de ce type en favorisant au maximum la condensation sans créer d’inconfort, il est impératif que la consigne de température des chaudières soit d’une part très proche de la température des circuits secondaires (pour éviter un retour d’eau chaude via la bouteille casse-pression) et d’autre part, que cette température soit mesurée en aval de la bouteille casse-pression (en 2 et non en 1, pour éviter une incompatibilité de débit entre le circuit des chaudières et les circuits radiateurs).

Le risque de retour d’eau chaude dans la bouteille casse-pression est moins grand que dans le cas d’une seule chaudière. En effet lorsque les besoins sont moindres et que les vannes mélangeuses des circuits secondaires se ferment, on peut imaginer que seule la chaudière à condensation est en demande. Le débit primaire est alors diminué par 2.

On peut aussi imaginer que, le raccordement du retour vers les chaudières se fasse séparément au départ d’une bouteille casse-pression verticale. Le retour vers les chaudières traditionnelles se raccordera plus haut que le retour des circuits secondaires, qui lui-même sera plus haut que le retour vers la chaudière à condensation. Cette façon de faire permet de diriger le recyclage éventuel d’eau chaude dans la bouteille casse-pression vers la chaudière traditionnelle.

Cheminées associées à la condensation

Les produits de combustion issus d’une chaudière à condensation sont saturés en vapeur d’eau dont une partie va se condenser sur les parois de la cheminée. Cela exclut une évacuation par une cheminée traditionnelle en maçonnerie, car l’humidité provoquerait de graves dommages au bâtiment. De plus, la température trop froide créé une dépression naturelle.

Des solutions particulières ont donc été mises au point pour évacuer les produits de combustion des chaudières à condensation. On rencontre ainsi principalement les deux techniques suivantes :

  1. La cheminée étanche à l’humidité, en acier inoxydable ou matériau synthétique. Elle permet de maintenir une température inférieure au point de rosée sans que l’humidité ne la traverse et attaque la maçonnerie. Fonctionnant en surpression, elle est aussi étanche aux produits de combustion.
  2. Le tubage, qui s’applique en rénovation à une cheminée ancienne. Il doit être étanche, résistant à la corrosion et installé dans une cheminée. Le tubage doit pouvoir fonctionner en surpression dans toute sa longueur. Il peut être réalisé en conduit rigide ou flexible. Dans le cas d’un tubage en conduit flexible, l’aluminium, même de qualité requise, est interdit. Le bas du conduit d’évacuation des produits de combustion doit être équipé d’une purge munie d’un siphon et reliée au réseau d’eaux usées par un conduit en matériau résistant aux condensats, le tube en PVC est réputé convenir pour cet usage.

Notons qu’il existe un agrément technique concernant les conduits de cheminée utilisables en combinaison avec une chaudière à condensation. Seuls ceux-ci peuvent être choisis.

En principe, dans une chaudière à condensation la température des fumées est supérieure à la température de l’eau entrant dans la chaudière d’environ 5 °C. La température des fumées ne peut donc jamais dépasser 110 °C qui est la limite de fonctionnement d’une chaudière. Cependant pour pallier à un défaut de la régulation de cette dernière, un thermostat de sécurité coupant la chaudière si la température des fumées dépasse 120 °C doit être prévu dans les raccordements vers la cheminée en matériau synthétique.

Il est important aussi de signaler que l’on ne peut raccorder sur un même conduit de cheminée, une chaudière traditionnelle et une chaudière à condensation.

Notons également qu’il existe des chaudières à condensation à combustion étanche (dites « à ventouse ») dont l’alimentation en air et l’évacuation des fumées se font par deux conduits concentriques (l’air est aspiré au centre et les fumées rejetées par le conduit extérieur). Une telle configuration est possible jusqu’à une puissance de 1 000 kW en conduit vertical et 160 kW en conduit horizontal.

Chaudières raccordées à un système de combustion étanche (à « ventouse »).

Pour plus d’information concernant la conception des cheminées.

Évacuation des condensats

À l’heure actuelle, il n’existe pas de normes ou de prescription en vigueur pour l’évacuation des condensats. De manière générale, les condensats sont évacués vers l’égout au moyen d’un conduit.

Photo évacuation des condensats vers les égouts.

 Photo face isolée arrière d'une chaudière à condensation au gaz.   Photo partie inférieure du conduit de cheminée munie d'un conduit d'évacuation des condensats.

La première figure montre l’évacuation des condensats vers les égouts, la deuxième figure montre la face isolée arrière d’une chaudière à condensation au gaz avec son tuyau d’évacuation des fumées et son conduit d’évacuation des condensats (en blanc), tandis que la dernière figure montre la partie inférieure du conduit de cheminée munie d’un conduit d’évacuation des condensats.

En régime permanent, une chaudière gaz à condensation de 250 kW produit en moyenne environ 14 litres/h de condensat. Ces condensats pour le gaz naturel sont légèrement acides (H2O + CO2). Le degré d’acidité est du même ordre de grandeur que celui de l’eau de pluie (pH : 4 .. 4,5). De plus, l’acidité de ceux-ci est souvent compensée par le caractère plutôt basique des eaux ménagères. Ceci explique qu’il ne soit pas obligatoire de traiter les condensats avant leur évacuation à l’égout. Pour les grandes installations où la production de condensat devient importante devant la quantité d’eau domestique, il peut être judicieux de traiter les condensats avant de les évacuer.

Graphe représentant différents niveaux d’acidité et comparaison avec les condensats des chaudières mazout et gaz.

Dans le cas du mazout, le niveau d’acidité est plus important et est dû à la présence plus importante du soufre au sein du combustible. Le mazout extra, pauvre en Soufre, permet de limiter l’acidité. Dans ce cas de figure, les remarques pour les condensats des chaudières gaz peuvent être appliqué pour la chaudière au mazout extra. Dans le cas du mazout standard, nous conseillons le lecteur de clarifier la situation avec l’installateur ou le bureau d’études. En effet, dans les grandes installations (Pn > ~100 kW), une neutralisation des condensats pourrait s’avérer nécessaire, par exemple, dans le cas d’une utilisation continue de la chaudières (ex. piscine) qui occasionnerait une plus grande production de condensat. Pour relever le pH des condensats, on peut utiliser un bac de neutralisation équipé de filtres de charbon actif : les filtres devront être remplacés de manière périodique pour maintenir l’efficacité.

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.

Découvrez cet exemple d’intégration d’une chaudière à condensation pour la résidence « Les Trois Rois » à Liège.

Peut-on placer une chaudière à condensation quand on a des aérothermes ?

Les aérothermes à eau chaude, fréquemment utilisés pour chauffer de grands espaces tels que les ateliers ou les halls sportifs, sont confrontés à de nouveaux défis et opportunités dans le contexte de l’efficacité énergétique actuelle.

Avantages et défis des aérothermes :

  • Rapidité de chauffage (faible inertie) : permet un chauffage intermittent et efficace.
  • Occupation de l’espace minimale : ne prend pas de place au sol.
  • Puissance de chauffage élevée par unité.

Cependant, ils présentent également des limites :

  • Confort restreint : risque de courants d’air et bruit des ventilateurs.
  • Stratification de la température : chauffage inutile de l’espace sous le toit à une température élevée.
  • Dimensionnement traditionnel : basé sur un régime de température d’eau élevé, incompatible avec la condensation efficace dans les chaudières modernes.

Si l’on diminue la température d’eau envoyée dans l’aérotherme pour favoriser la condensation dans la chaudière, la puissance de ces corps de chauffe baisse assez significativement. En outre, l’air pulsé est plus froid et le risque d’inconfort augmente.

Ainsi, si les aérothermes existants sont correctement dimensionnés pour un régime d’eau élevé, on ne pourra pas diminuer la température de l’eau envoyée dans les émetteurs lorsqu’il fait froid, et on risque donc de ne pas condenser dans la chaudière pendant ces périodes.

Solutions et Optimisations :

  • Adaptation de l’installation : Utiliser des sondes extérieures pour ajuster la température de l’eau de chauffage en fonction des besoins. Il sera alors possible de profiter de la condensation dans la chaudière en mi‐saison, lorsque la température extérieure, plus douce, implique des besoins de chaleurs moins importants.

Si l’installation existante est surdimensionnée ou que l’on a réalisé des travaux d’isolation qui permettent de diminuer les besoins de chaleur, on pourra alimenter les aérothermes avec une température d’eau plus basse et on favorisera donc la condensation durant une plus grande partie de la saison de chauffe.

Conseils pour les nouvelles installations :

  • Dimensionnement adapté : Choisir des aérothermes conçus pour fonctionner à des régimes de température d’eau plus bas, favorisant la condensation (par exemple, 45/35 pour le mazout et 50/40 pour le gaz).

Paragraphe réalisé par l’ICEDD (Institut de Conseil et d’Etudes en Développement Durable) – https://www.icedd.be/.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Cycle de la vapeur de stérilisation

Cycle de la vapeur de stérilisation

Qualité de la vapeur d’eau

La stérilisation signifie la destruction totale de tous les micro-organismes présents dans la charge à stériliser tels que les spores, les bactéries, les virus, … Les micro-organismes les plus difficiles à combattre sont les bactéries sous forme de spores (cellule bactérienne au repos). La destruction complète des spores demande qu’ils deviennent humides et chauds (au dessus de 115°C).

On peut obtenir une stérilisation très efficace et bon marché en utilisant la chaleur humide de la vapeur saturée sèche. C’est la nature de la charge (caoutchouc, linge, plastique, instruments métalliques, …) qui détermine les valeurs :

  • de la température,
  • de la pression,
  • du temps de contact entre la vapeur et la charge à stériliser.

Le temps de stérilisation dépend de la température maintenue pendant la phase :

Température [°C] temps [min]
Temps théoriques
121 15
126 10
134 3
Temps minimums dans la pratique
121 20
126 15
134 10

Pendant cette phase, les paramètres de la vapeur doivent rester rigoureusement constants. Il y a donc lieu de contrôler la température et la pression en permanence selon la table de Regnault qui garantit le maintien de la qualité de la vapeur dans son état de vapeur saturée sèche pour autant qu’il n’y ait pas d’air dans la charge:

  • 1 bar correspond à 120.42°C,
  • 2 bar correspond à 133.69°C.

Enfin, on notera que sans une qualité d’eau exceptionnelle, il n’est pas garanti d’obtenir une vapeur idéale pour la stérilisation.

Thermodynamique de la vapeur d’eau

L’utilisation de la vapeur saturée comme agent stérilisant reste la principale référence dans le monde hospitalier.

Pour bien comprendre les enjeux de la stérilisation à la vapeur d’eau, il est nécessaire de rappeler certaines notions de thermodynamique :

Les diagrammes de Mollier (h,s) et (T,s) de la vapeur d’eau ou la table internationale de l’eau à saturation et de la vapeur d’eau saturante sèche sont souvent utilisés pour pouvoir déterminer l’état de l’eau ou de la vapeur.

Le diagramme (h,s) permet de déterminer rapidement les quantités de chaleur dégagées ou absorbées lors d’un changement d’état ou de phase.

Le diagramme (T,s) est très souvent utilisé car, d’une part, on visualise mieux les phénomènes de changement de phase et, d’autre part, il permet de mettre en évidence les énergies mises en jeu sous forme d’une aire; par définition l’entropie s étant égale à dq/T.

Un cycle de stérilisation

Les cycles de stérilisation sont nombreux. Néanmoins, le cycle repris dans le diagramme ci-dessous est celui que l’on rencontre le plus souvent en stérilisation de matériel hospitalier. Il se décompose principalement en 3 phases distinctes :

  • Le prétraitement où, par une succession de vide poussé et d’injection de vapeur, on enlève l’air de la chambre de stérilisation et on réchauffe petit à petit la charge à stériliser.
  • La stérilisation proprement dite.
  • Le séchage de la charge par une mise sous vide prolongée.

Phase de préchauffage d’un stérilisateur

Dans le cas de la stérilisation, lors de la mise en route du système avant le premier cycle, l’obtention de la vapeur d’eau saturée stérilisante (tvap = 134°C , pvap = 3 bar, titre x = 1) à partir d’eau à la température de l’eau de ville (conseillé 15°C) doit être décomposée en trois phases:

1ère étape : l’eau froide ( 15°C) est portée à ébullition et arrive à saturation

Lorsqu’on chauffe de l’eau à une pression constante de 1 bar (c’est le cas avant la production de vapeur) jusqu’à l’ébullition, la chaleur fournie sert uniquement à élever la température de l’eau. A la température de 100°C, les premières bulles de vapeur apparaissent; on est en présence de la phase liquide et d’un début de phase gazeuse. À ce moment, on introduit la notion de titre x en vapeur comme étant le rapport des quantités en masse de vapeur d’eau et d’eau liquide (x = 0 quand il n’y a que de l’eau et, à l’inverse, x = 1 quand l’eau a complètement cédé sa place à la vapeur).

La quantité de chaleur fournie à l’eau correspond à la variation d’enthalpie déterminée soit dans les tables internationales de la vapeur d’eau ou sur le diagramme de Mollier ci-dessus :

h’1 – h’0 = 419 – 67 = 352 kJ/kg

C’est de la chaleur sensible.

2ème étape : l’eau saturée passe à l’état de vapeur saturée humide

Un apport de chaleur supplémentaire fait passer l’eau à saturation (x = 0) à une vapeur saturée sèche (x = 1). Théoriquement, la tranformation se fait à température constante mais dans le cas d’une installation de stérilisation (générateur, distribution et double enveloppe de l’autoclave) on peut considérer que le volume est constant dans la phase de préchauffage du système; ce qui équivaut à dire qu’au fur et à mesure que le volume du système se remplit de vapeur la pression monte et agit sur la phase liquide en augmentant la température de vaporisation de 100 à 134°C pour une pression de 3 bar.

Le diagramme de Mollier nous donne une enthalpie de vaporisation de l’ordre de :

h »2 – h’1 = 2727 – 419 = 2 308  kJ/kg

C’est de la chaleur latente de vaporisation
On se rend compte tout de suite que la chaleur « latente » de la vapeur d’eau est beaucoup plus importante que la chaleur « sensible » de l’eau à saturation; ce qui lui donne un pouvoir stérilisant très important.

3ème étape : le système s’équilibre à une température de 134°C pour une pression de 3 bar

A ce stade, le faible apport de chaleur ne sert qu’à compenser les chutes conjuguées de la pression et de la température dues aux pertes de chaleur au travers des parois du système (générateur, distribution, accessoires, autoclaves, …).

Phase de prétraitement

La phase de prétraitement a pour but :

  • De remplacer tout l’air de la chambre de stérilisation, y compris l’air contenu dans la charge par de la vapeur. Lorsqu’il reste des poches d’air à proximité de spores (cellules bactériennes au repos redoutées en stérilisation et en milieu hospitalier de manière générale), celles-ci s’entourent d’une gangue d’air isolante et peuvent résister à la chaleur. Seul remède, le pouvoir mouillant de la vapeur qui détruit, en principe, toute forme de vie.
  • De réchauffer progressivement la charge à stériliser.

On crée ce prétraitement en arrivant à un vide assez poussé (de l’ordre de 30 mbar) de manière répétée par une pompe à vide à anneau liquide et en injectant entre chaque phase de vide de la vapeur tout en restant en dépression dans la chambre.

Au niveau du traitement de stérilisation proprement dit, l’injection de vapeur joue à deux niveaux en se condensant au contact des composants froid de la charge et de la chambre :

  • La condensation assure un pouvoir mouillant optimum nécessaire à la destruction des spores.
  • La chaleur de condensation est cédée à la charge et la réchauffe.

Chaque injection de vapeur s’accompagne naturellement d’une demande de vapeur au niveau du générateur; ce qui nécessite un apport supplémentaire de chaleur. Toute cette chaleur est perdue puisque la vapeur qui se condense sur des parois plus froides et sur la charge doit être évacuée à l’égout via la pompe à vide sous forme de condensats irrécupérables puisque « contaminés ».

À ce stade de la phase de prétraitement, il est très difficile de savoir où l’on se situe sur le diagramme (s,T) ne sachant quel est le titre de la vapeur dans la chambre de stérilisation. La seule manière de le savoir est de quantifier le volume de condensats soutiré par la pompe à vide; ce qui est loin d’être évident vu que, dans la pompe à vide, les condensats se mélangent avec l’eau adoucie de l’anneau liquide.

A la suite du dernier soutirage de vide, l’injection de vapeur est plus importante que les précédentes afin de se rapprocher au maximum des conditions de stérilisation (dans ce cas, 134°C, 3 bar). Tant que les paramètres de température et de pression ne se stabilisent pas aux valeurs requises, la phase « plateau » de stérilisation ne peut démarrer. La régulation des injections de vapeur prend à ce stage toute son importance.

Phase de stérilisation

Une fois atteint la température de stérilisation au cœur de la charge (par exemple 134°C, 3 bar), la phase « plateau » commence. Durant tout le temps que dure cette phase, les températures et pressions ne peuvent osciller que dans des fourchettes extrêmement étroites.

Comme indiqué précédemment, la durée du plateau de stérilisation dépend de la température de stérilisation.

Phase de séchage

La dernière phase du cycle de stérilisation est l’opération de séchage. Elle consiste, par un vide poussé prolongé, à évacuer au maximum la vapeur d’eau présente dans la chambre et dans la charge par une revaporisation de l’humidité contenue. Cette opération est délicate car la réussite de la stérilisation dépend de l’humidité résiduelle de la charge. Elle est, entre autre, dépendante du conditionnement préalable de la charge (présence de plastique, fond plat susceptible de garder l’eau emprisonnée, …) et du maintien de la chambre sous vide.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les fax

Choisir les fax

Il existe actuellement sur le marché des appareils fax ayant une consommation en mode stand-by extrêmement réduite (de l’ordre de 0,02 W). Ces fax sont également caractérisés par une relance rapide suite à :

  • La manipulation d’une touche,
  • l’insertion d’un document,
  • la réception d’un document.

Les fax laser qui réceptionnent entièrement les messages avant de les imprimer auront une consommation moindre. L’impression des messages en recto-verso procure également une économie de papier.

Un truc : remplir entièrement la page d’en-tête d’un message réduit fortement la consommation de papier, la consommation d’énergie et le coût de la communication téléphonique.

Évaluer

 Pour plus de détail sur les puissances et les consommations mises en jeu au niveau des écrans, cliquez ici !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Norme NBN S 01-401 : valeurs limite des niveaux de bruit en vue d’éviter l’inconfort dans les bâtiments

Norme NBN S 01-401 : valeurs limite des niveaux de bruit en vue d'éviter l'inconfort dans les bâtiments

OBJET DE LA NORME

La présente norme définit les niveaux de bruit (y sont exclus les bruits impulsifs), à considérer comme niveaux maximaux dans certains locaux, fenêtres fermées, en fonction de leur destination. Ces niveaux sonores n’ont aucun lien avec ceux du RGPT . La norme s’applique aux immeubles d’habitation, aux immeubles à usage de bureaux, aux bâtiments scolaires, aux hôpitaux, aux hôtels, aux maisons de retraite et internats, aux salles de spectacles et de réunion, aux restaurants.

TABLE DES MATIÈRES

1. OBJET DE LA NORME

1.1 Mesures globales à prendre dans les locaux abritant une activité humaine
1.2 Mesures globales à prendre dans les locaux techniques

2. DOMAINE D’APPLICATION

3. NOTIONS DE REFERENCE

3.1 Niveau de pression acoustique pondéré La en dB (A)
3.2 Indice d’évaluation NR et courbe d’évaluation du bruit
3.3 Niveau de pression acoustique équivalent pondéré A.
3 4 Niveau de pression acoustique fractile
3.5 Émergence d’une source de bruit

4. METHODES DE MESURE

4.1 appareillage
4.2 Conditions générales à observer au cours des mesures
4.3 Mesure des bruits dans les locaux de séjour et de repos, dans les
écoles et les bureaux
4.4 Mesure des bruits dans les salles diverses
4.5 Mesure des bruits dans les locaux comportant des installations techniques
ou sanitaires ou des équipements divers

5. BRUITS EXTERIEURS

6. VALEURS LIMITES DES NIVEAUX DE BRUIT DANS LES LOCAUX DE SEJOUR ET DE REPOS DES HABITATIONS, HOPITAUX, HOTELS, ETC.

6.1 Définitions locaux de séjour, locaux de repos
6.2 Les émergences dues à des sources intérieures au bâtiment mais extérieures au local à protéger
6.3 Les niveaux équivalents LAeq

7. VALEURS LIMITES DES NIVEAUX DE BRUIT DANS LES BÂTIMENTS SCOLAIRES ET IMMEUBLES DE BUREAUX

7.1 Les bruits en provenance de l’extérieur ou d’autres parties du bâtiment
7.2 Les émergences dues à des sources intérieures au bâtiment mais extérieures aux locaux à protéger
7.3 Les niveaux équivalents LAeq

8. VALEURS LIMITES DES NIVEAUX DE BRUIT DANS LES SALLES DIVERSES

9. VALEURS LIMITES DES NIVEAUX DE BRUIT DANS LES LOCAUX COMPORTANT DES INSTALLATIONS TECHNIQUES OU SANITAIRES OU DES ÉQUIPEMENTS DIVERS LORSQUE CES LOCAUX SONT INTÉGRÉS AUX IMMEUBLES D’HABITATION, AUX ÉCOLES, AUX HÔPITAUX, AUX BUREAUX, ETC.

9.1 Les installations techniques concernées
9.2 Les émergences mesurées dans les cuisines et salles de bains et dues à des sources intérieures au bâtiment mais extérieures à ces locaux
9.3 En phase de régime, les indices d’évaluation maximaux recommandés

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer le support de la toiture plate

Évaluer le support de la toiture plate

Connaître la nature du support

Dans le cas d’un bâtiment existant dont on souhaite améliorer l’isolation thermique, la nature du support influencera nécessairement le choix des techniques de couverture à adopter, principalement en matière d’accrochage et de protection.

Un support relativement isolant, comme le bois et ses dérivés, ou le béton cellulaire, peut contribuer à la valeur globale d’isolation de la toiture. Il faut être attentif à éviter une condensation dans le support en dimensionnant correctement l’isolant et le pare-vapeur.

Les supports lourds sont généralement utilisés pour des toitures de petites portées. Le lestage est proportionnellement moins lourd.

Concevoir

 Pour plus d’information sur le choix de la technique de couverture.

Connaître la résistance du support

Lorsque la toiture à améliorer est déjà lestée, on peut estimer que le support est capable de supporter un lestage et donc la récupération de l’ancien lestage ou la pose d’un nouveau sont possibles.

Dans le cas contraire, la pose d’un lestage nécessite de calculer la capacité portante du support.

Concevoir

 Pour plus d’information sur le choix de la protection.

Connaître l’état du support

Pente suffisante

Certains supports présentent depuis l’origine, des pentes insuffisantes, voire des contre-pentes. Parfois ces défauts de pente sont apparus suite à un tassement ou a une déformation de l’immeuble.

En se déformant, le support a provoqué des zones de stagnation importantes.

Dans ce cas, il faut s’assurer que l’étanchéité supporte des stagnations.

Flèche anormale ?

Une flèche anormale peut être due

  • à une surcharge excessive du support,
  • à un fluage dans le cas d’un support en béton,
  • à une attaque d’insectes ou de champignons ayant provoqué la rupture de certaines pièces en bois,
  • à une humidité excessive ayant provoqué une désagrégation des supports agglomérés ou du bois,
  • au gel des eaux de condensation interne dans les bétons cellulaires ou les hourdis en terre cuite.

Le support en dalles de béton s’est déformé.

Il convient alors de

  • supprimer la cause du désordre,
  • assainir le support, voire le remplacer si nécessaire,
  • corriger les contre-pentes si l’étanchéité ne supporte pas les stagnations.

Traces d’humidité récentes ou anciennes ?

Des traces d’humidité sous la toiture indiquent que des infiltrations se sont produites ou se produisent encore.

Le support a-t-il supporté les infiltrations sans s’affaiblir ?

Il faut :

  • déterminer la cause exacte de ces traces,
  • vérifier si cette cause existe encore, auquel cas la supprimer,
  • vérifier l’état du support par un ou des sondages si nécessaire,
  • réparer ou remplacer les parties altérées.

Examen visuel de la partie inférieure du support ?

La face supérieure du support est par nature inaccessible sans démontage de l’étanchéité.

Un examen de la face inférieure lorsqu’elle est visible permet de détecter certaines faiblesses du support :

fissuration, corrosion, traces d’attaque par les insectes, champignons, taches d’humidité.

Corrosion d’un support en acier.

La fissuration du béton peut être due :

  • à une surcharge excessive du support,
  • au gel de l’eau de condensation interne affaiblissant le support dans sa partie supérieure,
  • à une corrosion des armatures.

Elle se produit plus couramment avec du béton cellulaire car celui-ci, s’il possède une résistance thermique plus élevée que le béton lourd, a une résistance mécanique plus faible.

Fissuration et déformation des dalles en béton cellulaire.

Les taches d’humidité peuvent provenir d’infiltrations, mais aussi de condensation interne dans l’épaisseur de la toiture mal conçue ou mal réalisée.

Les panneaux en bois aggloméré sont détruits par l’humidité.

Il convient :

  • de vérifier si cette humidité a provoqué un affaiblissement du support,
  • de remplacer ou de renforcer les pièces atteintes,
  • de supprimer les causes d’humidité.

Les insectes attaquent les structures en bois, principalement lorsque celles-ci sont sèches et chaudes, et n’ont pas été traitées correctement.

Une attaque par un capricorne.

Il convient de vérifier l’importance de l’attaque par des sondages, renforcer si nécessaire les pièces fragilisées, traiter à l’aide d’un insecticide curatif et préventif l’ensemble du support en bois.

Améliorer 

 Pour en savoir plus sur le traitement contre les insectes.

Les champignons attaquent les bois lorsque ceux-ci présentent un certain taux d’humidité. Suivant les conditions ambiantes et le taux d’humidité du bois, les champignons peuvent varier. Les plus dévastateurs sont certainement les mérules qui dans certaines conditions progressent très rapidement et s’étendent sur de grandes superficies, et de longues distances, même le long et au travers des maçonneries.

Une attaque par la mérule.

L’avis d’un spécialiste est indispensable pour déterminer la nature exacte du champignon. Pour un particulier c’est impossible. Ce n’est d’ailleurs pas nécessaire, car le mode d’attaque, d’une part, et surtout le traitement préconisé, sont les mêmes dans tous les cas.

Améliorer 

 Pour en savoir plus sur le traitement contre les champignons.

Il ne suffit pas de supprimer la cause d’humidité pour que le champignon meure. En s’étendant, il peut avoir trouvé de nouvelles sources d’eau et continuer à se développer. Même s’il ne croît plus, faute d’eau ou de matières ligneuses, il reste en vie et n’attend que de nouvelles conditions favorables pour reprendre sa progression.

Son traitement nécessite généralement des travaux importants, dont le remplacement de toutes les parties atteintes avec une importante zone périphérique de sécurité, le traitement curatif et préventif de toutes les boiseries conservées, le traitement curatif et préventif des maçonneries atteintes.

Ces traitements et travaux réalisés par des firmes spécialisées sont garantis par attestation de traitement.
La présence d’une mérule dans un bâtiment peut avoir des implications juridiques notamment vis-à-vis des voisins.

ON PEUT ÊTRE DÉCLARÉ RESPONSABLE DES DÉGÂTS CAUSÉS PAR UNE ATTAQUE DE MÉRULE CHEZ LE VOISIN !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Traiter les bois attaqués par les insectes

Traiter les bois attaqués par les insectes

Travaux à réaliser

Préparation

Le bois doit d’abord être dégagé pour le rendre accessible et contrôlable.

Tous les bois sont ensuite contrôlés.

Les galeries d’insectes sont dégagées en éliminant la couche superficielle du bois et la vermoulure.

Le bois est finalement dépoussiéré à l’aide d’un aspirateur.

Ces travaux de préparation ont pour buts :

  • de pouvoir évaluer la résistance mécanique des diverses pièces et décider de les remplacer si nécessaire,
  • d’éliminer les parties attaquées jusqu’à mettre à nu le bois encore sain,
  • de préparer le bois à recevoir le produit de traitement.

Traitement en profondeur

Le bois doit être traité en profondeur lorsque l’on constate une attaque de capricorne dans les poutres, les assemblages ou les pièces encastrées, ou une attaque importante de vrillette dans les assemblages ou les pièces encastrées.

En règle générale toutes les pièces de section supérieure à 64 cm², ayant subi une attaque par les insectes doit être traitée en profondeur.

Le traitement en profondeur se fait en forant des trous verticaux de 6 à 20 cm de profondeur, d’un diamètre de 9 à 16 mm, espacés de 25 à 30 cm.

On veille lors des forages à affaiblir le moins possible les pièces et on vérifie si leur stabilité reste assurée.

Après avoir éliminé les débris de bois, on effectue un nettoyage approfondi des pièces à traiter.

Ensuite, les trous de forage sont remplis à trois reprises avec le produit curatif, injecté au moyen d’un système approprié jusqu’à saturation.

Finalement, les trous de forage sont bouchés à l’aide de chevilles traitées.

Traitement de surface

La surface est aspergée avec le plus grand soin sur toutes les faces à l’aide de moyens mécaniques appropriés de façon à éviter la formation de brouillard.

La quantité minimale de produit à utiliser doit être de 300 ml au m² de surface de bois développée.

Attention

Même si aucune attaque ne s’est déjà produite, lors de la mise à nu du bois pour une transformation, ou lorsque des travaux, liés par exemple à une amélioration de l’isolation, vont cacher des ouvrages en bois, il faut impérativement en profiter pour le traiter de façon préventive.

Bois de remplacement

Tous les bois de remplacement seront traités dans une station agréée, travaillant sous contrôle permanent du l’UBAtc.

Un certificat officiel, établi suivant le modèle UBAtc, mentionnera :

  • le relevé des pièces traitées,
  • le mode opératoire utilisé,
  • le nom du produit de traitement, homologué par l’Association Belge pour la protection du bois.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Bardage isolant et nouveaux châssis performants pour les résidents de l’Institut Saint-Joseph

Bardage isolant et nouveaux châssis performants pour les résidents de l'Institut Saint-Joseph

Introduction

En 2004, les résidents de la Maison de Repos et de Soins de Templeuve furent bien heureux de la très récente rénovation de la façade et des châssis du bâtiment. Une mise en œuvre de matériaux de qualité qui apportèrent une note esthétique moderne des plus réussie à cette institution champêtre de 69 lits.

Héritage du passé

Lors de la fusion des communes en 1976, le CPAS de Tournai a hérité de l’Institut Saint-Joseph qui était à l’époque géré par des sœurs. Aujourd’hui, c’est un parc de 4 Maisons de Repos et de Soins dont le CPAS doit assurer la gestion, l’entretien et la mise en conformité pour les prochaines échéances. Une tâche qui n’est pas toujours évidente et qui nécessite parfois de se poser les bonnes questions.

Pas mal de boulot déjà réalisé

En 1995 on procéda au remplacement du chauffage tout électrique d’origine par une installation de chauffage central performante au mazout. L’ensemble des vieux accumulateurs furent éliminés et substitués par des ventilo-éjecteurs. Lors de l’installation du gainage et des conduites de chauffage dans les faux plafonds, l’opportunité fut prise également de rénover l’éclairage.

Sus à l’humidité

Le bâtiment, comportant deux ailes de 3 et 4 niveaux, présentait une faiblesse à l’humidité sur deux de ses façades. Rien de pire en termes de dégradations et de confort. L’origine du problème était triple : un parement poreux, une absence de bavettes au niveau des linteaux de fenêtre et des fissures dues aux légers mouvements saisonniers du bâtiment construit sur une zone tourbeuse. Infiltrations entraînant une détérioration prématurée des linteaux en béton de mauvaise facture, des vieux châssis en bois, des plafonnages et faux plafonds.

Pour quelle intervention opter ?

L’option d’hydrofuger fut abandonnée car jugée peu efficace du fait des fissures difficiles à colmater. Rapidement le choix s’est porté sur un bardage dont la mise en œuvre s’accompagnerait d’une isolation par panneaux de laine minérale répulsifs à l’eau. En matière de bardage, il existe aujourd’hui une multitude de produits sur le marché. Pour l’Institut Saint-Joseph, le CPAS a opté pour un bardage en acier galvanisé laqué de teinte grise sous lequel on plaça les panneaux de 6 cm de laine minérale. Cette épaisseur semble fort mince. En 2004, elle était cependant acceptable. Aujourd’hui, l’épaisseur de la laine minérale aurait été d’au moins 12 cm.  740 m² de façade ont ainsi été rénovés. Le résultat est efficace et très réussi.

Photo isolation par panneaux de laine minérale répulsifs à l'eau.

Les anciens châssis quant à eux furent remplacés par des châssis PVC triple frappe présentant un coefficient de conductivité thermique U égal à 1,65 W/m²K. La finition extérieure de couleur grise à une apparence bois. Ce sont quelques 115 châssis concernés par cette rénovation représentant 445 m² d’ouverture. Aujourd’hui des fenêtres plus performantes sont disponibles sur le marché à des coûts compétitifs. Elles permettent d’atteindre les exigences de la réglementation PEB actuelle.

Schéma châssis PVC triple frappe.

  1. Première frappe (étanchéité. principale à l’eau).
  2. Chambre de décompression drainée.
  3. Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
  4. Deuxième frappe avec joint périphérique continu (étanchéité principale à l’air).
  5. Chambre pour loger la quincaillerie.
  6. Troisième frappe (amélioration acoustique).

Suite à toutes ces opérations, la facture globale d’énergie fut réduite de l’ordre de 20%.

Bilan des consommations

Avant la pose du bardage et le remplacement des châssis, la consommation normalisée de mazout de l’année 2002 s’élevait à 77 500 l.

En 2003, la consommation s’est élevée à 56 500 l soit 21 000 l de mazout économisés.

En détail

Économique

Investissement bardage + isolation : 160 000 €.
Investissement châssis : 114 600 €.
Des subsides peuvent être sollicités auprès de la DGO4 (UREBA) pour ce type d’investissement.

Informations complémentaires

Luc BODDIN
Responsable des Biens et Travaux
CPAS de Tournai
Tél : 069 888 934
Email : architecte@cpas-tournai.be

Cette étude de cas provient des Sucess Stories réalisées par l’ICEDD, Institut de conseils et d’études en développement durable en 2004. Depuis cette époque, dans le cadre d’une restructuration des infrastructures du CPAS l’institut Saint-Joseph a été regroupé avec d’autres maisons de repos dans de nouveaux bâtiments particulièrement performants du point de vue énergétique.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Auditer rapidement l’éclairage

Lampes

Repérer le problème

Projet à étudier

Rentabilité
La puissance installée des luminaires est-elle largement supérieure  aux critères d’efficacité ?

 

 

 Concevoir une nouvelle installation.

+

La rentabilité est plus élevée si la puissance installée au départ est élevée, et si le nombre d’heures d’utilisation par an est > 2 000 heures.
Le niveau d’éclairement est-il suffisant ?

Si oui, la totalité des lampes est-elle nécessaire au confort ?

 Supprimer une partie des lampes.

+ + +
Les lampes utilisées sont-elles efficaces ?

(pas de tubes fluorescents de ∅ 38 mm ? Pas de lampes « rapid start » ? pas de lampes à incandescence ? pas de lampes halogènes ?)

 Remplacer les tubes fluo 38 mm par des tubes 26 mm.

+ + +

Économie d’environ 8 %, temps de retour d’environ 2 ans.
Remplacer les lampes à incandescence par des lampes fluorescentes compactes.

+ + +

Économie d’environ 40 à 70 %, temps de retour d’environ 1 à 3 ans.
Remplacer les lampes à incandescence par des lampes LED.

+

Les lampes LED sont encore coûteuses pour prétendre à une certaine rentabilité.
Remplacer des lampes fluo compactes par des lampes LED.

+ +

Les lampes LED sont encore coûteuses pour prétendre à une certaine rentabilité.
Les revêtements des murs et plafonds sont-ils de couleur claire ? Repeindre ou remplacer le revêtement des murs et plafonds pour qu’ils soient de couleur claire.

+

Le niveau d’éclairement peut chuter d’une valeur allant jusqu’à 20 % avec des parois foncées.

Luminaires

Repérer le problème

Projet à étudier

Rentabilité
Les luminaires semblent-t-ils efficaces ?

(pas de tubes nus sans réflecteurs, pas de globe opalin ou de garniture de verre prismatique, pas de réflecteurs blancs décolorés, pas de lampe à incandescence…)

Les luminaires installés ont-ils moins de 15 ans ?

 Remplacer les optiques existantes par des optiques performantes.

+

Amélioration du confort visuel : le rendement des luminaires peut augmenter de 75 %.
Les luminaires fluorescents sont-ils équipés de ballasts électroniques ? Remplacer les ballasts électromagnétiques des luminaires fluorescents par des ballasts électroniques.

+

Économie de l’ordre de 20 %.

Gestion et commande

Repérer le problème

Projet à étudier

Rentabilité
L’éclairage est-il éteint dans les locaux inoccupés ?

Dans un grand local, est-il possible de commander l’éclairage par zones d’activité ?

 Installer des détecteurs de présence dans les locaux occupés de façon irrégulière (salles de réunion,…).

+ +

Temps de retour de 2 à 4 ans si les ballasts doivent être remplacés par des ballasts électroniques.
Décomposer le réseau par zones homogènes d’éclairement : dans un local, avoir une gestion indépendante des luminaires proches de la fenêtre et par zones d’activité. +
Installer une gestion horaire centralisée.

+ +
Organiser une campagne de sensibilisation des occupants.

+ +
Est-il possible de commander l’éclairage par rangées séparées en fonction de l’éloignement par rapport aux fenêtres ?

La puissance de l’éclairage est-elle limitée en fonction de l’éclairage naturel disponible?

 Équiper les locaux dont l’occupation journalière est importante d’un dimming automatique régulé par un capteur d’éclairement (nécessite le remplacement des ballasts électromagnétiques par des ballasts électroniques dimmables).

+

Économie de l’ordre de 35 à 45 % si les ballasts de départ sont électromagnétiques.
Le fonctionnement de l’éclairage extérieur est-il régulé ? Réguler l’éclairage extérieur en fonction d’une programmation horaire, de cellules photoélectriques, de détecteurs de présence ou en synchronisme avec l’éclairage public.

+ + +

Confort visuel

Pour en savoir plus
Quel est le niveau d’éclairement au niveau des zones de travail ? Est-il nettement inférieur ou nettement supérieur aux valeurs recommandées pour les tâches à effectuer ?

Évaluer
Des reflets apparaissent-ils sur le plan de travail, sur les écrans ?

Évaluer
Les occupants aperçoivent-ils, dans leur champ de vision, des points lumineux éblouissants en provenance des luminaires ?

Évaluer
La zone éclairée présente-t-elle des zones nettement plus sombres ?

Évaluer
La disposition de l’éclairage provoque-t-elle la projection d’ombres sur le plan de travail ?

Évaluer
La lumière artificielle permet-elle de distinguer suffisamment les couleurs des objets ?

Évaluer
Les occupants trouvent-ils la lumière désagréable ?

Évaluer
Y a-t-il fréquemment des plaintes concernant des problèmes oculaires, des yeux larmoyants, des maux de tête, des problèmes de concentration, de fatigue ou d’irritabilité ?

Théories
L’entretien des appareils (dépoussiérage) se fait-il régulièrement ?

Améliorer
Les utilisateurs sont-ils au courant des réglages possibles de leur éclairage ?

Gérer

Audit complet avec classement des mesures à prendre ?

L’audit d’un bâtiment existant

Évaluer – pour le Responsable Énergie

Calculs – pour l’auditeur (xls)

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.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Remplacer le fluide frigorigène d’une installation existante [Climatisation]

Remplacer le fluide frigorigène d'une installation existante

Les différentes règlementations ont peu à peu interdit l’utilisation des fluides frigorigènes de type CFC et HCFC (même recyclés).

Le passage vers un HFC (hydrofluorocarbures) peut être assez couteux et implique généralement un changement de certains composants de l’installation (compresseur et détendeur notamment), ainsi qu’un changement de toute l’huile contenue dans l’installation. On recommande donc de faire appel à une société spécialisée qui réalisera une étude précise en fonction de l’installation en présence. Il faudra tenir compte d’une potentielle diminution de puissance frigorifique (et donc du rendement de l’installation) lors de cette étude de faisabilité. On veillera aussi à anticiper les renforcements réglementaires. La réglementation européenne (dite F-gaz) prévoit en effet un retrait progressif des HFC du marché.  On aura donc tout intérêt à utiliser un fluide qui ne sera pas trop rapidement retiré du marché !

L’ancien fluide sera récupéré et ensuite détruit ou recyclé, par une société habilitée qui délivrera une attestation.

L’alternative au remplacement du fluide est la réalisation d’une nouvelle installation directement conçue pour des fluides frigorigènes naturels ou à faible pouvoir de réchauffement global (PRG ou Global Warming Potentiel en anglais (GWP)).

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Régulation de la production d’eau chaude par « priorité sanitaire »

Régulation de la production d'eau chaude par "priorité sanitaire"

Le principe

Dans les installations domestiques, la régulation d’une installation de production d’eau chaude sanitaire combinée à l’installation de chauffage se base sur le principe de la « priorité sanitaire« . Lorsqu’il y a demande d’eau chaude sanitaire, la distribution de chauffage est mise en « stand by » et le ballon de stockage d’eau chaude est alimenté.

Cette technique de régulation a pour intérêt de ne pas devoir surdimensionner la chaudière pour assurer la production d’eau chaude et de ne pas maintenir en permanence (hiver comme été) la chaudière à haute température.

En pratique, cette technique de régulation ne se rencontre pas dans le secteur tertiaire. On n’imagine pas de fermer les départs différents circuits, au bénéfice des seuls besoins de l’eau chaude sanitaire.

Par contre, il est recommandé d’avoir une régulation de la température de départ de chaudière telle que la haute température ne soit appliquée que lorsqu’il y a demande de production d’eau chaude sanitaire. Imaginons un ballon réglé sur 60°C :

  • En temps normal, c’est la régulation à température glissante qui est de rigueur.
  • Lorsqu’il y a demande d’eau chaude sanitaire (T°ballon = 57,5°C), la température de départ chaudière augmente et les vannes mélangeuses des différents circuits de chauffage vont se fermer quelque peu.
  • Dès la satisfaction du ballon (T°ballon = 62,5°C), la température de chaudière revient à la valeur calculée par le régulateur en fonction de la température extérieure.

Cette régulation sous-entend l’absence d’un préparateur instantané (échangeur à plaques) qui lui doit pouvoir réagir au quart de tour, et qui demandera une température de chaudière toujours élevée.

Elle montre aussi toute l’importance d’un surdimensionnement du serpentin installé dans le ballon :

T°chaudière = T°ballon + X°

X sera d’autant plus petit que la puissance de l’échangeur sera grande. Dimensionner le serpentin au régime 70/40 entraînera environ 10 % de coût d’investissement en plus, mais à l’exploitation, c’est la consommation de la chaudière qui baissera.

La justification

L’intérêt d’une telle régulation est d’autant plus important :

1° – Que la chaudière alimente le ballon d’eau chaude aussi en été. Dans ce cas, la régulation permettra d’arrêter totalement la chaudière (température retombant à 20°C) sauf durant les périodes de chauffage de l’eau sanitaire.

Ces périodes seront définies par une horloge qui limitera la charge du ballon de stockage à un nombre limité de périodes de la journée. Cela permet d’éviter que la chaudière ne démarre pour des faibles puisages, avec pour conséquence :

  • Un maintien quasi permanent de la chaudière à une température moyenne relativement élevée,.
  • Un fonctionnement du brûleur par cycles courts, synonyme de mauvaise combustion et d’émission polluantes.
Cas fréquent : le ballon présente une capacité supérieure aux besoins de la journée.

–> en été, une horloge n’autorisera le fonctionnement de la chaudière que durant 3 heures au matin, par exemple.

2° – Que la chaudière présente des pertes à l’arrêt élevées. Ce n’est pas le cas des chaudières fuel ou gaz à brûleur pulsé modernes. C’est, par contre, le cas des chaudières gaz atmosphériques dont l’échangeur est en communication ouverte avec la cheminée (chaudières par ailleurs à proscrire dans une nouvelle installation). Il faut que ces chaudières soient toujours maintenues à la plus basse température possible (température définie par leur conception et donc par le fabricant).

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])] 1,25 x 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 %.

L’impact sera d’autant plus réduit qu’après une relance de la chaudière, celle-ci mettra un certain temps à se refroidir et à retrouver sa température d’origine. En moyenne, elle restera donc durant la journée à une température moyenne plus élevée que ne le justifierait le seul chauffage.

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 la conception de cette chaudière lui permet de travailler en température glissante (température moyenne sur la saison de chauffe d’environ 43°C) et ne remonte en température que pour produire l’eau chaude sanitaire, le gain sur le rendement saisonnier sera cette fois d’environ 4 %, par rapport au fonctionnement permanent de la chaudière à température constante de 70°C.

Pour une consommation de 240 000 m³ de gaz par an, cela équivaut à une économie de :

0,04 x 240 000 [m³/an] = 9 600 [m³/an] ou environ 2 150 [€/an]

À noter que certains constructeurs proposent une régulation tout à fait optimisée :

  • Lorsque la température dans le ballon atteint 61 ou 62°C, la chaudière est déjà coupée. La circulation d’eau chaude est maintenue de telle sorte que le ballon monte à 62,5°C mais sans prolonger inutilement le maintien en température de la chaudière.
  • Certains ballons sont régulés via 2 sondes plongeuses : si le puisage est faible, la première sonde est froide mais la deuxième reste chaude. L’installation ne réagit pas, elle se base sur la température moyenne entre les 2 sondes. Si le puisage est important, des remous vont déstratifier la température dans la cuve, la deuxième sonde sera rapidement touchée par le flux d’eau froide : une réaction immédiate de l’installation de chauffage est programmée. Cette astuce permet de ne pas faire réagir trop vite la chaudière et d’attendre qu’un volume d’eau important soit à réchauffer, ce qui augmente la durée de la période de condensation.

Complément : une horloge en été

Si l’on constate que la demande peut être couverte facilement par une ou deux relances de la chaudière sur la journée, il est utile, en plus de la priorité sanitaire, de greffer une horloge sur la régulation pour imposer les plages horaires durant lesquelles le réchauffage du ballon est autorisé. Par exemple : de 5 à 7 heures du matin et de 16 à 18 heures en fin de journée. Ainsi, on évitera de remettre la chaudière en route pour le puisage d’un seau d’eau ! C’est surtout avantageux en été, bien sûr, mais ce l’est également en hiver puisque la température moyenne d’une chaudière régulée en fonction de la température extérieure est de 43°C en hiver.

Cette technique a fait l’objet d’une simulation sur une installation ECS domestique (consommation de 45 m³ à 55°C). Voici les rendements obtenus (source « Chauffage et production d’ECS » – M. Rizzo – Éditions Parisiennes) :

Chauffage de l’ECS constant

Chauffage de l’ECS programmé

Eté

44 %

66 %

Hiver

69 %

80 %

Année

59 %

75 %

Soit un gain moyen annuel de 21 % sur la consommation relative à la production d’eau chaude.

Alternative

S’il est difficile de planifier les périodes de chauffage de l’eau chaude, il est possible d’obtenir un effet similaire en régulant le ballon au moyen d’un thermostat à fort différentiel situé en partie haute (au moins au 2/3 de la hauteur). Ce thermostat arrête la pompe de circulation du réchauffeur quand on atteint la valeur désirée, généralement 60 à 65°C et remet le chauffage en service quand l’eau tombe à 40/45°C.

Précautions

Si la priorité sanitaire impose des périodes de coupure de chauffage importante (ce qui est à déconseiller pour le confort des occupants), les circuits de chauffe ont le temps de se refroidir. Au moment de la relance de ces derniers, les vannes vont s’ouvrir et/ou les circulateurs s’enclencher et l’eau froide des circuits va débouler dans la chaudière créant un choc thermique.

Il en va de même si, en mi-saison, l’installation travaille en température glissante : la chaudière sera toujours à haute température lorsque l’eau des circuits de chauffage à température mitigée revient à nouveau vers la chaudière.
Cela peut causer à terme la rupture des chaudières en fonte.

Exemple.

Durant le puisage de l’eau chaude sanitaire, les circuits de chauffage sont fermés et se refroidissent.

A la relance du chauffage, l’eau froide des circuits est envoyée vers la chaudière chaude.
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les photocopieurs

Choisir les photocopieurs

Choisir la capacité de l’appareil en fonction de ses besoins

On a vu précédemment que la consommation d’un photocopieur dépendait de sa vitesse d’impression (nombre de copies par minute ou cpm). Il s’agit donc en tout premier lieu de choisir une machine correspondant à ses besoins propres. Un photocopieur trop gros produira un surcoût et une surconsommation inutiles, tandis qu’un trop petit risque de provoquer un inconfort de travail et une perte de productivité.

Choisir des appareils ayant une mise en veille réelle

Lorsqu’un photocopieur est en attente, il conserve généralement une consommation non négligeable (pour cpm < 40, puissance en attente ± 200 W). Pour les anciens photocopieurs, cette consommation était nécessaire pour maintenir les machines prêtes à l’impression. Les éteindre demandait alors un temps de relance (remise à température du tambour) trop important et incompatible avec un travail efficace.

Il existe maintenant sur le marché des photocopieurs dont la technologie permet un refroidissement complet durant les périodes d’inutilisation et une relance immédiate sous l’impulsion d’une commande.

En mode veille, le photocopieur consommera alors de 0 à 39 W.

Il faut cependant vérifier que la mise en veille soit réelle. Pour des raisons de marketing, il est possible que seul le tableau de commande s’éteigne lors de la mise en veille ! Dans ce cas il n’y a aucune économie d’énergie.

Que rapporte une mise en veille des appareils ?

L’évaluation des consommations montre qu’une photocopieuse labellisée (Energy Star par exemple) dont la fonction de « mise en veille » est activée, réduit de 30 à 45 % l’énergie consommée globalement sur une année :

Exemple.

Pour une photocopieuse de moyenne vitesse (21-44 copies par minute) la consommation annuelle :

  • En gestion conventionnelle est de l’ordre de 747 [kWh/an].
  • En gestion basse énergie activée est de l’ordre de 433 [kWh/an].

Évaluer

 Pour plus de détail sur les puissances et les consommations mises en jeu au niveau des écrans, cliquez ici !

Choisir un appareil ayant le mode impression le plus économe et un timer

Plus les photocopieurs deviennent importants (cpm > 30), plus en principe, ils doivent avoir un fonctionnement continu.

Pour ceux-ci, il est donc également important de comparer, lors du choix, les puissances absorbées en mode impression.

Voici les caractéristiques techniques nécessaires pour être labellisé par Energy Star.

Photocopieuses labellisées Puissance moyenne [W]
(ouverture d'une nouvelle fenêtre ! source Energy Star)
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

Arrêter l’installation durant la nuit et les week-ends

En dehors des heures normales de travail, il est inutile de maintenir les équipements sous tension. Ceci est d’autant plus vrai si les machines ne possèdent pas de mode veille efficace.

L’extinction des équipements collectifs pose généralement certaines difficultés :

  • Si l’arrêt est manuel, le risque d’oubli est grand. Il sera minimisé si une personne est désignée responsable de l’installation (par exemple, le gardiennage).
  • Un arrêt automatisé risque de perturber les personnes dont le travail déborde des heures communes. Une possibilité de dérogation doit être possible.
  • Après une mise en dérogation par un utilisateur « exceptionnel », le mode de coupure automatique doit automatiquement être restauré sous peine d’en perdre tout le bénéfice.

On peut imaginer plusieurs techniques de coupure :

  • Lors de l’achat d’un nouvel équipement : choisir un photocopieur qui s’éteint de lui-même lorsqu’il n’est plus utilisé.
    L’utilisation d’une commande de l’appareil le rend à nouveau opérationnel. Le temps de relance est augmenté par rapport à la mise en veille mais les nouvelles technologies réduisent fortement la période de chauffe.
  • Pour le matériel existant : placer une simple horloge hebdomadaire ou, encore mieux, annuelle sur l’alimentation de la machine. Pour permettre les dérogations, celle-ci devra disposer en plus des programmes d’interruption, d’une touche « ON/OFF ». Le matin, la mise en route se fera par la première personne utilisant l’appareil. Le soir, l’arrêt est programmé à heure fixe. L’usage du photocopieur en dehors des heures programmées est possible via la touche « ON/OFF ». Pour éviter les oublis qui peuvent en découler, il faut choisir une horloge permettant le choix de plusieurs heures de coupure (exemple : 20 h, 22 h).
  • Lors de rénovations des installations électriques : prévoir un réseau interruptible de façon centralisée.
Exemple.

Le Centre Hospitalier Régional de Mouscron.

Le réseau électrique de cet hôpital est scindé en deux parties :

  • Un réseau caractérisé par des prises de couleur blanche qui est coupé chaque soir au niveau de l’alimentation centrale. Les photocopieurs sont branchés sur ce réseau. Leur utilisation est donc impossible la nuit (pas de dérogation).
  • Un réseau caractérisé par des prises de couleur rouge qui reste alimenté en continu pour les équipements ne pouvant être interrompus (fax, chargeurs de batterie, …).
  • Lors d’une nouvelle installation électrique : un automate gère l’arrêt, l’allumage et les dérogations, celles-ci étant accordées pour une période de temps limitée.
Exemple.

Dans le bâtiment abritant les locaux de la DGASS du Ministère de la Région Wallonne, l’ensemble des équipements électriques (éclairage, informatique, photocopieurs, ventilation, cuisine, ascenseurs, …) sont gérés au moyen d’un automate programmable. En particulier, les photocopieurs sont branchés sur un réseau « prises » alimenté en fonction d’un horaire strict 8-18 h. Une relance temporisée (sur minuterie est possible en dehors des horaires d’occupation, grâce à un simple bouton poussoir.

Favoriser l’impression en recto-verso

La fabrication du papier consomme beaucoup d’énergie (de 50 à 100 Wh par page A4).

Le papier recyclé demande lui aussi beaucoup d’énergie pour sa transformation et le gain énergétique par rapport à la production classique est très faible. Néanmoins, il faut prendre en compte, qu’indépendamment du volet énergétique, l’industrie du papier consomme beaucoup de … forets impliquées dans le cycle d’absorption des gaz à effet de serre (CO2).
En outre, des études anglaises ont estimé que la consommation d’énergie pour la production du papier consommé au Royaume-Uni risquait de doubler de 1998 à 2010 si aucune mesure n’était prise.

Bref, il est donc très important d’en limiter la consommation :

L’impression en recto-verso doit donc être favorisée. Le label « Energy Star » impose d’ailleurs pour les grosses machines que le mode recto-verso soit le mode défini par défaut en attente.

Pour les plus petites machines, le mode par défaut peut être reprogrammé. Dans le cas contraire, une affiche peut conscientiser les utilisateurs au problème.

Sensibilisation 

Pour en savoir plus sur la sensibilisation des occupants, cliquez ici !
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité thermique et énergétique des meubles frigorifiques ouverts

Évaluer l'efficacité thermique et énergétique des meubles frigorifiques ouverts

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 les installations entre elles 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 meuble et dans des conditions d’ambiance prédéfinies 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 [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

Source : Eurovent.

Les classes de températures des paquets de denrées test sont :

Classe de température des paquets tests La plus haute température du paquet test le plus chaud doit être inférieure La plus basse température du paquet test le plus froid doit être supérieure La plus basse température du paquet test le plus chaud doit être inférieure
L1 -15 – -18
L2 -12 – -18
L3 -12 – -15
M1 5 -1 –
M2 7 -1 –
H1 10 +1 –
H2 10 -1 –

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 de certification EUROVENT pour un meuble ouvert, réfrigéré à étagères, sans rideau de nuit.

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 (sans rentrer dans les détails, les paquets sont eux aussi normalisés afin de reproduire le plus fidèlement possible le comportement des denrées) 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
3H2 9,6
IVC1, IVC2, (IVC3) 3H2 17,3
3H2 21,0
IVC4 3M1 13,9
IHF1, IHF3, IHF4 3L3 21,5
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

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 précises.

Exemple.

Un meuble RVC1 travaillant dans une classe de température 3H2 signifie que :

  • le type d’application est 1; à savoir : Réfrigéré, semi-vertical
  • 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 [qeau/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 [°C] La plus basse température du paquet test le plus froid doit être supérieure [°C] La plus basse température du paquet test le plus chaud doit être inférieure [°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
RVC1, RVC2 3H 10,1

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.

Source EUROVENT.

La valeur de 10,1 [kWh/jour.m²] est donc une consommation moyenne établie pour l’ensemble des meubles verticaux positifs à groupe de froid séparé et à étagères.

Lorsqu’on analyse de plus près un cas spécifique de meuble, EUROVENT donne les valeurs suivantes pour un RCV1 3H2 :

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 TNLS (ou étagères horizontales non éclairées 1 ou 2 non 6,46 27,7 2,73 12,5

Sachant que ce type de meuble a une ouverture TDA de 2,73 [m²] pour une longueur L de 2,95 [m], on peut évaluer la puissance moyenne absorbée par le meuble. Soit :

Pmoyen = TEC x (TDA / L) / 24 [kW/ml] (où ml = mètre linéaire)

Pmoyen = 12,5 [kWh/jour.m²] x (2,73 [m²] / 2,1 [m]) / 24 [h/jour]

Pmoyen = 0,670 [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.

Apport thermiques

Le meuble frigorifique 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 pour les évaporateurs qui travaillent en convection naturelle ou forcée;
  • avec les plaques de contact pour les évaporateurs prévus pour l’échange par conduction.

On retrouve différents apports, à savoir :

  • les apports externes;
  • les apports internes.

Schéma apports thermiques - 01.Schéma apports thermiques - 02.

Apports externes

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 Ppen (convection de surface et conduction au travers des parois);
  • les apports de chaleur par les ouvertures libres via ou pas le rideau d’air Pind (induction de l’air de l’ambiance);
  • les apports de chaleur par rayonnement Pray des parois de l’ambiance avec celle du meuble.

Apports de chaleur par pénétration Ppen

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 Ppen par la relation suivante :

Ppen  = K moyen_paroi x Sparoi x (Tambiance – Tinterne) [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.

Apports de chaleur par induction du rideau d’air Pind

Les meubles frigorifiques ouverts sont les « mauvais élèves énergétiques » des commerces dans le sens où le rideau d’air qui protège chaque meuble agit comme un véritable piège à chaleur tant sensible que latente. Non seulement il climatise l’ambiance (en température) mais aussi il l’a déshumidifié. En effet, il n’est pas rare d’observer des ambiances de vente où le taux d’humidité reste aux alentours des 30 %. Pour autant que le rideau d’air soit mal réglé ou perturbé par des denrées, des porte-prix, …, l’échange thermique de l’ambiance avec le meuble peut changer du tout au tout.

L’apport de chaleur par induction dépend de beaucoup de facteurs. On citera principalement :

  • le taux d’induction Xrideau_air du rideau d’air. Celui-ci représente l’efficacité du rideau d’air et est défini comme le rapport m a/mrideau_air où :
    • ma = débit massique d’air de l’ambiance externe entraînée et induite par le rideau d’air en [kg/s];
    • mrideau_air = débit massique du rideau d’air en [kg/s].
  • le débit massique m rideau_air du rideau d’air en [kg/s];
  • de l’écart d’enthalpie (chaleur sensible et latente) (hambiance – hinterne) entre l’ambiance externe et interne au meuble en [kJ/kg].

On évalue l’apport de chaleur par induction Pind par la relation suivante :

Pind  = Xrideau_air x mrideau_air x (hambiance – hinterne) x 1000 [W]

Lorsqu’on veut évaluer les apports par induction de jour et de nuit, ils sont différents sachant qu’en pratique les commerçants équipent généralement leurs meubles de rideaux de nuit. L’induction d’air de la zone de vente vers les meubles est alors fortement réduite. On peut considérer que le rideau d’air agit comme une paroi mince soumise une convection interne importante (de par le rideau d’air en fonctionnement permanent) et une convection externe faible.

Lorsque les rideaux de nuit sont placés devant l’ouverture des meubles, l’apport de chaleur par induction devient :

Pind  = Kmoyen_rideau x Srideau  x (Tambiance – Tinterne) [W]

Apports de chaleur par rayonnement des parois Pray

Les denrées à l’intérieur des meubles et les parois de la zone de vente (plafond par exemple) qui se voient mutuellement, échangent de la chaleur par rayonnement pour autant qu’elles soient à des températures différentes. Les parois chaudes du plafond (à 30 °C par exemple) réchauffent les denrées visibles du plafond.

L’apport de chaleur par rayonnement est assez complexe à mettre en évidence. En simplifiant, cet échange dépend :

  • de la surface d’ouverture du meuble A ouverture en [m²];
  • de l’écart de température entre l’intérieur du meuble et la température des parois vues par l’ouverture du meuble en (tparoi – ti) [K];
  • du coefficient équivalent d’échange par rayonnement hro de deux corps noirs parallèles en [W/m².K];
  • du facteur de correction d’émission mutuelle entre deux corps gris (thermiquement) φ1de surface parallèle;
  • du facteur d’angle φ2associé à φ1 lorsque les surfaces ne sont pas parallèles

On évalue l’apport de chaleur par rayonnement Qray par la relation suivante :

Pray = hro x Aouverture (Tparoi – T i) x φ1 x φ2 [W]

Tout comme les apports par induction, ceux par rayonnement sont influencés de nuit par la pose du rideau de nuit. Pour autant que le rideau de nuit soit légèrement isolant la température de paroi du rideau sera plus élevée et échangera moins avec les parois de la zone de vente. En régime de nuit, en simplifiant, on peut considérer que les principaux apports par l’ouverture du meuble sont des apports par pénétration du rideau de nuit dont on inclurait la composante par rayonnement.

La relation en période de nuit devient alors :

Pray = Krideau_nuit  x Aouverture (Tparoi – T i) [W]

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 Pecl;
  • les apports de chaleur par l’intégration des moteurs des ventilateurs dans le réseau de distribution d’air du meuble Event (le moteur chauffe);
  • les apports de chaleur des cordons chauffants Pcordon_chauf;
  • les apports de chaleur ponctuels par les systèmes de dégivrage Pdeg.

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. 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 :

Pecl  = Pélectrique_luminaire + Pélectrique_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 Pvent par la relation suivante :

Pvent  = Pélectrique_ventilateur [W]

Apports de chaleur dû au dégivrage

Le dégivrage est un mal nécessaire sachant que les meubles frigorifiques ouverts sont des déshumidificateurs puissants. L’humidité de l’air de l’ambiance 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 Pdeg par la relation suivante :

Pdeg = Pélectrique_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 dû 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 Pcord_chauf par la relation suivante :

Pcord_chauf = Pélectrique_cordon_chauffant [W]

Bilans thermique et 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 marques différentes (voir certification EUROVENT).

Évaluation théorique des consommations journalières

L’évaluation théorique du bilan énergétique journalier est plus parlant 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, la réduction de l’induction lors de la mise en place du rideau de nuit après la fermeture du magasin, les dégivrages, …, sur une période de 24 heures. Cette période est la même que celle utilisée par EUROVENT pour caractériser les meubles frigorifiques.

Calculs

 Pour évaluer le coefficient de conductivité thermique d’une paroi.

Bilan thermique

Les bilans thermiques instantanés de jour et de nuit sont différents. Ils s’expriment par la somme des déperditions tant internes qu’externes selon la période de la journée, à savoir :

Bilan thermique instantané de jour Pjour =

Σ P apports_jour = P pen + Pind_jour + Pray_jour + Pecl + Pvent [W]

Bilan thermique instantané de nuit Pnuit =

Σ P apports_nuit = P pen + Pind_nuit + Pray_nuit  + Pvent [W]

Bilan énergétique

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 meuble positif Q 

Q = Pjour x tjour + Pnuit x tnuit [kWh/jour]

Bilan énergétique meuble négatif Q

 Q = Pjour x tjour + Pnuit x tnuit + Pdégivrage x nbre_dégivr x tdégivr [kWh/jour]

avec :

  • nbre_dégivr = nombre de dégivrages par jour;
  • tdégivr = temps de dégivrage.

Calculs du bilan énergétique d’un meuble ouvert vertical positif

Bilan énergétique

Calculs

 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. Le bilan énergétique issu du calcul théorique est repris dans le tableau suivant :

Q = Pjour x tjour + Pnuit x tnuit [kWh/jour]

Apports de chaleur Énergie de jour (10 heures/jour) Energie de nuit (14 heures/jour) Energie total journalière
Pénétration 1,4 1,9 3,3
Induction 20,7 8,2 28,9
Rayonnement 3,2 0 3,2
Ventilation/cordon chaud 2,1 2,9 5,0
Éclairage 2,9 0 2,9
Total 43,5
Total/m² 43,5/4,25 = 10,23 [kWh/m².jour]

Pour ce cas de figure, le bilan énergétique est repris ci-dessous :

Meuble frigorifique vertical : bilan énergétique journalier.

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 / (24 – nombredégivrage x tempsdégivrage)
P0 = 3.1 [kW]

Puissance frigorifique spécifique

La puissance frigorifique spécifique ou couramment connue sous le nom de puissance par mètre linéaire de meuble frigorifique est de :

Pml = P 0 / longueur du meuble

Pml = 3100  / 7,5

Pml = 413  [W/ml]

Commentaires

  • Une majorité importante des apports sont dus à l’induction au travers du rideau d’air (cousu de fil blanc) en journée; d’où l’importance de la maîtrise du rideau d’air;
  • pour être tout à fait rigoureux dans le calcul de l’énergie consommée par le meuble frigorifique, il faudrait tenir compte de l’énergie consommée par le dégivrage des évaporateurs. Cependant, fréquemment, le dégivrage s’effectue par la coupure de la production de froid alimentant l’évaporateur, signifiant que seule la relance après le dégivrage consommera de l’énergie à l’évaporateur; la figure suivante montre que l’énergie mise en jeu pour compenser un dégivrage par arrêt de l’évaporateur est difficile à évaluer, mais intuitivement reste faible par rapport à l’induction.

Profil de puissance d’une centrale de froid.

  • Le graphique ci-dessus montre aussi que, dans la pratique, le rapport puissance à l’évaporateur de jour et de nuit est de l’ordre de 1.8 plutôt que 3. En effet, l’efficacité du rideau de nuit n’est pas aussi bonne que l’on pourrait s’y attendre théoriquement.
  • Le calcul théorique de l’énergie frigorifique journalière du meuble est de 10,23 [kWh/m².jour]. Pour pouvoir la comparer par rapport à la TEC d’EUROVENT il serait nécessaire d’y ajouter la consommation du groupe de froid. Pour une installation performante (COP de 4 par exemple), la consommation du compresseur serait de l’ordre de 10,23 / 4 = 2.56 [kWh/m².jour]. On en déduit le TEC = 10,23 + 2.56 = 12,8 [kWh/m².jour]. En se référant au tableau de la moyenne européenne des TEC, pour ce type de meuble, TEC = 10,1 [kWh/m².jour].

Calculs du bilan énergétique d’un meuble ouvert horizontal négatif

Bilan énergétique

Calculs

 Pour évaluer le bilan énergétique d’un meuble frigorifique ouvert horizontal négatif.

L’énergie frigorifique journalière est l’énergie froide consommée par l’évaporateur du meuble ouvert. Le bilan énergétique issu du calcul théorique est repris dans le tableau suivant :

Q = Pjour x tjour + Σ P apports_nuit x tfermeture + Pdégivrage x nbre_dégivr x tdégivr [kWh/jour]
Apports de chaleur Energie de jour (10 heures/jour) Energie de nuit (14) heures/jour) Energie total journalière
Pénétration 4,2 5,9 10,1
Induction 13,1 12,4 25,6
Rayonnement 15,5 0 15,5
Ventilation/ cordon chaud 4,4 6,1 10,5
Dégivrage 9,6 0 9,6
Total 71,4
Total/m² 71,4/8,25 = 8,6 kWh/m².jour]

Pour ce cas de figure, le bilan énergétique est repris ci-dessous :

Meuble frigorifique vertical : bilan énergétique journalier.

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 / (24 – nombredégivrage x tempsdégivrage)

P0 = 71,4  / (24 – 2 x 0.5)

P0 = 3.1 [kW]

Puissance frigorifique spécifique

La puissance frigorifique spécifique ou couramment connue sous le nom de puissance par mètre linéaire de meuble frigorifique est de :

Pml = P 0 / longueur du meuble

Pml = 3 100  / 7,5

Pml = 413  [W/ml]

Commentaires

  • La puissance par mètre linéaire d’un meuble frigorifique horizontal négatif est moins énergivore que son homologue vertical positif de par la conception qui induit des échanges thermiques avec l’ambiance plus importants.
  • Pour autant que l’on puisse correctement contrôler les déperditions de nuit, les consommations énergétiques peuvent être limitées de manière drastique.
  • Le calcul théorique de l’énergie frigorifique journalière du meuble est de 8,6 [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 performante (COP de 2,5 en froid négatif par exemple), la consommation du compresseur serait de l’ordre de 8,6  / 2,5 = 3,5 [kWh/m².jour]. On en déduit le TEC = 8,6 + 3,5 = 12,1 [kWh/m².jour]. En se référent au tableau de la moyenne européenne des TEC, pour ce type de meuble, TEC = 13 [kWh/m².jour].

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 à applications positives

Famille de meubles Surface d’exposition [m²/ml] Température de service [°C] Puissance frigorifique spécifique [kW/ml]
Vitrine service par le personnel en convection naturelle 0,8 2 à 4 0,2 à 0,25
Vitrine service par le personnel en convection forcée 0,25 à 0,28
Comptoir horizontal self-service en convection 0,9 0 à 2 0,4 à 0,43
Meuble vertical self-service en convection forcée 1,3 4 à 6 1,2 à 1,3

Meuble frigorifique 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]
Gondole self-service en convection forcée horizontale, asymétrique, laminaire 0,8 -18 à -20 0,42 à 0,45
Vitrine service par le personnel en convection forcée horizontal, asymétrique, laminaire 1,1 -23 à -25 0,63 à 0,67
Meuble vertical self-service en convection verticale, à 3 flux parallèles, turbulents 1,1 -18 à -20 1,9 à 2,1
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 positif +6/+8 -3 à -5
+4/+6 -4 à -10
+2/+4 -6 à -12
0/+2 -8 à -14
Froid négatif -18/-20 -30 à -35
-23/-25 -33 à -38

Bilan énergétique par simulation

Les valeurs des bilans énergétiques sont des valeurs approchées instantanées qui ne tiennent pas compte des variations du climat intérieur au magasin lui-même influencé par des paramètres tels que :

  • les conditions climatiques externes (températures, humidité, ensoleillement, vent, pluie, …);
  • le profil d’occupation du magasin;
  • les apports internes (rayon HiFi, type d’éclairage et leur gestion, …);
  • …

Une simulation a été réalisée à partir de TRNSYS (logiciel de simulation dynamique du comportement thermique des bâtiments en fonction du climat externe) en modélisant une surface de 2 000 m². On tient compte :

  • de la composition des parois de l’enveloppe;
  • des systèmes de ventilation, de chauffage, de climatisation et de leur gestion;
  • de l’occupation des surfaces de vente, des réserves, … (profil d’occupation hebdomadaire);
  • des apports internes d’éclairage, …;

Apports en fonction de la température externe

Sur une année climatique de référence (8 760 heures) les apports tant internes qu’externes varient en permanence. Les agressions thermiques, elles aussi, changent. En quelle proportion ? C’est ce que la simulation dynamique tente de montrer.

Simulation

Il est extrêmement rare que des meubles frigorifiques soient dans des conditions de fonctionnement nominal. Une manière d’évaluer les variations de la puissance frigorifique nécessaire au meuble frigorifique pour assurer la continuité de la chaîne de froid (température constante) en fonction des agressions thermiques, est de décortiquer les différentes puissances quand le climat interne au magasin varie. Bien que les systèmes HVAC (Heating Ventilation Air Conditioning) soient prévus pour assurer le confort du personnel et des clients au sein des zones de vente et, par conséquent, capables de maintenir un climat stable dans le magasin, les variations de températures et d’humidité sont inévitables de par :

  • les apports internes,
  • les courants d’air;
  • le climat externe ;
  • ….

Une manière intéressante de quantifier les variations relatives des apports aux meubles, est de voir leur évolution pour une semaine en période froide et chaude.

Période froide

Sur le graphe ci-dessus, l’évolution des apports est représentée sur une période d’une semaine. On constate que :

  • le climat intérieur évolue en fonction du climat externe et des apports internes. On voit en effet les apports évoluer selon plus ou moins le même profil que la température externe. Le déphasage et la pente différente de la courbe de température externe résultent respectivement de l’inertie du bâtiment et des denrées et de la variation différente des apports internes liés à l’activité du magasin;
  • lors de l’inactivité du magasin (en dehors des heures d’ouverture de semaine et le dimanche), les apports sont fortement réduits de par la pose des rideaux de nuit et de la coupure de l’éclairage;
  • les apports par induction au travers du rideau d’air sont importants; ce sont eux qui sont fortement influencés par les conditions d’ambiance internes et indirectement externes.

Période chaude

De même que pour la période froide, sur le graphe ci-dessus, l’évolution des apports est représentée sur une période d’une semaine en période chaude. On constate de nouveau que :

  • les apports par induction prennent la mesure sur les autres apports. Il est donc important d’optimiser le rideau d’air.

Puissance frigorifique

Le graphe ci-dessous exprime la variation des apports en fonction de la température extérieure. Le total représente la puissance nécessaire à l’évaporateur pour combattre les apports tant internes qu’externes au meuble frigorifique.

Commentaires

On constate qu’effectivement c’est l’induction de l’air de la zone de vente par le rideau d’air du meuble qui varie en fonction du climat externe. La puissance à l’évaporateur peut atteindre :

  • en période de canicule, de 1 200 à 1 400 [W/ml];

  • en période froide normale, de 400 à 600 [W/ml].

Au vu de ces valeurs, la sollicitation de la machine frigorifique (compresseur principalement) risque d’être importante non seulement au niveau de l’évaporateur, mais aussi au niveau du condenseur (directement influencé par les conditions climatiques externes).

Influence du rideau d’air

Comme souvent mentionné ci-avant, le point faible des meubles frigorifiques ouverts est naturellement la difficulté de maintenir une température interne basse au sein du meuble par rapport à une ambiance des zones de vente de l’ordre de 20 °C, soit un écart de température pouvant aller jusqu’à 50 °C voir plus dans certaines conditions.

    

Écart de température au niveau des meubles frigorifiques positif et négatif.

Problèmes liés aux meubles frigorifiques ouverts

Les meubles horizontaux

Les meubles frigorifiques horizontaux sont dans une situation instable dans le sens où :

  • un rien (courant d’air, chargement, …) peut perturber l’équilibre par rapport à la différence de densité entre l’air chaud au dessus de l’ouverture du meuble qui a tendance à monter et l’air froid plus lourd qui a, quant à lui, tendance à vouloir descendre et rester confiné dans le meuble (effet baignoire). Ceci est vrai d’autant plus que le volume utile du meuble est rempli de denrées;
  • comme un meuble frigorifique ouvert agit comme un véritable déshumidificateur de l’air ambiant (la pression partielle de l’air dans le meuble est plus faible que celle dans l’air ambiant de la zone de vente), du givre, de la neige ou encore de la glace se forme sur les denrées.

Les meubles verticaux

Les meubles frigorifiques verticaux sont aussi dans une situation instable dans le sens où :

  • le froid du meuble s’écoule vers l’extérieur par l’ouverture;
  • la quantité, la masse (inertie) et la position des denrées influencent cet écoulement. En situation réelle, le contrôle de l’écoulement est très difficile à maîtriser vu le mouvement incessant des denrées, des mains pour les prendre, les courants d’air souvent présent dans les zones de vente, …

Une solution partielle : les rideaux d’air

Les rideaux d’air vont donc tenter de « désensibiliser  » les meubles frigorifiques ouverts par rapport aux perturbations externes et par la même occasion réduire les déperditions thermiques de l’ambiance vers l’intérieur du meuble.

Bilan hygrothermique d’un meuble horizontal à flux asymétrique

Humidité : l’établissement du bilan de l’humidité est primordial afin de réduire au maximum les échanges de vapeur d’eau entre l’ambiance externe et le meuble et, par conséquent, diminuer les quantités de givre, de glace et de neige au niveau principalement fixées sur l’évaporateur.

Bilan de l’humidité (sortie bouche = entrée reprise)

M*1  x (x1)+ M*a x (xa) = M*1 x (x2)+ M*a x (x2)

avec :

  • M*1 : débit massique du rideau d’air [kg/s];
  • x1 : humidité absolue du rideau d’air au soufflage [geau/kg d’air sec];
  • M*a : débit massique de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air [kg/s];
  • xa : humidité absolue de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air[geau/kg d’air sec];
  • x2 : humidité absolue du rideau d’air à la reprise [geau/kg d’air sec];

Thermique : de même, l’établissement du bilan thermique permet de minimiser les échanges entre l’ambiance et l’intérieur du meuble.

Bilan thermique (sortie bouche = entrée reprise)

M*1 x h1+ M*a x ha + Qdenrées= M*1 x h2 + M*a x h2

avec :

  • Qdenrées+parois exposées= chaleur emmagasinée par les denrées et les parois du dessus du volume de chargement en vis à vis des parois rayonnantes (plafond par exemple) et en contact avec le rideau d’air.
  • M*1 : débit massique du rideau d’air [kg/s];
  • h1 : enthalpie du rideau d’air au soufflage [kJ/kg d’air];
  • M*a : débit massique de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air [kg/s];
  • ha : enthalpie de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air[kJ/kg d’air];
  • h2 : enthalpie du rideau d’air à la reprise [kJ/kg d’air];

Taux d’induction : il caractérise l’efficacité du rideau d’air, soit :

Taux d’induction

X = M*a /  M*1

avec :

  • M*a : débit massique d’air [kg/s] ambiant induit par le rideau d’air;
  • M*1 : débit massique d’air [kg/s] du rideau d’air;

Il peut aussi s’exprimer par les relations suivantes :

taux d’induction X = x2 – x1 / xa – x2

ou encore

taux d’induction X = t 2 – t 1 / ta – t2

avec :

  • x : masse d’eau dans de l’air sec [g d’eau / kg d’air sec];
  • t :température prise en compte [°C].

On voit tout de suite qu’un rideau d’air efficace a une valeur de taux d’induction faible. Des taux d’induction de l’ordre de 0,05 à 0,06 sont couramment rencontrés dans la pratique.

Bilan hygrothermique d’un meuble vertical à flux vertical symétrique

Pour les meubles frigorifiques verticaux, c’est le même principe de raisonnement pour déterminer le bilan hygrothermique :

Humidité :

Bilan de l’humidité (sortie bouche = entrée reprise)

M*1  x (x1)+ M*a x (xa) + M*i x (xi)= M*1 x (x2)+ M*a x (x2) + M*i x (x2)

  • M*1 : débit massique du rideau d’air [kg/s];
  • x1 : humidité absolue du rideau d’air au soufflage [geau/kg d’air sec];
  • M*a : débit massique de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air [kg/s];
  • M*i : débit massique de l’air interne au meuble induit par le rideau d’air [kg/s];
  • xa : humidité absolue de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air [geau/kg d’air sec];
  • x2 : humidité absolue du rideau d’air à la reprise [geau/kg d’air sec];
  • xi : humidité absolue à l’intérieur du meuble [geau/kg d’air sec];

Thermique : de même, l’établissement du bilan thermique permet de minimiser les échanges entre l’ambiance et l’intérieur du meuble.

Bilan thermique (sortie bouche = entrée reprise)

M*1  x (h1)+ M*a x (ha) + M*i x (hi)= M*1 x (h2)+ M*a x (h2) + M*i x (h2)

avec :

  • M*1 : débit massique du rideau d’air [kg/s];
  • h1 : enthalpie du rideau d’air au soufflage [kJ/kg d’air];
  • M*a : débit massique de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air [kg/s];
  • M*i : débit massique de l’air interne au meuble induit par le rideau d’air [kg/s];
  • ha : enthalpie de l’air extérieur au meuble induit par le rideau d’air[kJ/kg d’air];
  • h2 : enthalpie du rideau d’air à la reprise [kJ/kg d’air];
  • hi : enthalpie de l’air intérieur au meuble induit par le rideau d’air[kJ/kg d’air];

Taux d’induction : il caractérise l’efficacité du rideau d’air, soit :

Taux d’induction

X = M*a /  M*1

si M*i = M*a (flux symétrique) ainsi que xi = x1 (denrées emballées)

avec :

  • M*a : débit massique d’air [kg/s] ambiant induit par le rideau d’air;
  • M*1 : débit massique d’air [kg/s] du rideau d’air;
  • M*i : débit massique d’air [kg/s] à l’intérieur du meuble induit par le rideau d’air;

Le taux d’induction peut aussi s’exprimer par les relations suivantes :

Taux d’induction

X = x2 – x1 / (xa – x2) – (x2 – x1)

ou encore

Taux d’induction

X = h 2 – h 1 / (ha – h2) – (h2 – h 1)

avec :

  • x : masse d’eau dans de l’air sec [g d’eau / kg d’air sec];
  • h : enthalpie de l’air [kJ/kg d’air].

Un taux d’induction souvent rencontré dans la pratique se situe aux alentours des 0,1 à 0,2.

Influence de l’évaporateur

Il est important qu’un évaporateur soit bien dimensionné pour combattre les apports thermiques du meuble. Une surface d’échange insuffisante entraîne une saturation de l’évaporateur en température. Pour des applications proche de 0°C, 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 :

Po = K0 x Séchange x Δtmln

et dépendant des paramètres suivants :

Le coefficient global d’échange moyen K0[W/m².K) s’exprimant sous la forme :

K0 = f1 / ((Séchange / (Si x αi)) + (1 / (Φ x αe))

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 Séchange (Φ ~ 0,65 pour la convection forcée et ~0,75 en convection naturelle pour des échangeurs standards);
  • αe : 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, αe est compris entre 11 et 23 W/m².K et en écoulement turbulent entre 13 et 45 W/m².K;
  • αi : 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 Séchange [m²] :

Séchange ~ 2 x VE / pas

avec :

  • VE: 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 – tfluide_frigorigène) / (t2 – tfluide_frigorigène))) [K]

avec :

  • f2 : coefficient correcteur tenant compte de la surchauffe à la sortie de l’évaporateur
  • t1 : température entrée évaporateur [K];
  • t2 : température sortie évaporateur [K];
  • tfluide_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 du rideau d’air 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 (« balourd »).

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 sera moindre en favorisant l’augmentation des apports par induction, le passage accru 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 psychométrie 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 ou à l’ambiance de vente en première approximation :

  • pour faire fondre le givre;
  • par les masses de l’évaporateur, du meuble et des denrées.

Exemple :

On considère en gros la répartition énergétique suivante pour un meuble frigorifique type gondole (longueur = 2,5 m) pour produits surgelés.

Poste Énergie nécessaire par dégivrage [kWh] %
Fusion du givre 0,18 12
Réchauffement masse évaporateur 0,32 22
Réchauffement masse meuble 0,38 26
Réchauffement des denrées 0,56 38
Autre 0,03 2
Total 1.43

Temps du 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 :

∑énergies absorbées = ∑apports énergétiques

Où les apports énergétiques sont l’énergie fournie par la résistance chauffante pendant le temps de dégivrage et l’énergie apportée par l’ambiance externe au meuble, l’éclairage, les ventilateurs, …

Exemple :

En reprenant l’exemple ci-dessus et en considérant une résistance chauffante de 3 kW et des apports internes et externes de l’ordre de 1 kW, le bilan énergétique s’écrit :

1,43 [kWh] = (1 + 3) [kW] x tempsdégivrage [h]

Le calcul du temps de dégivrage donne :

tempsdégivrage [h] = 1,43 [kWh] / (1 + 3) [kW]

tempsdégivrage = 0.36 [h] ou 21 [min]

 

Influence de la protection de l’ouverture

L’ouverture des meubles frigorifiques sur la zone de vente est un enjeu majeur sur la gestion à la fois thermique et énergétique du meuble. Tout serait beaucoup plus simple si ces ouvertures étaient fermées par des portes isolées. Seulement, comme maintes fois signalées, l’ouverture libre des meubles est un argument visiblement de poids pour la vente. Les différentes parades pour limiter les apports par les ouvertures sont reprises dans le tableau suivant en s’inspirant de la littérature (Meubles et vitrines frigorifiques;G. Rigot; PYC édition; 2000) :

Type de meuble Type d’application Période de jour période de nuit Réduction des consommations énergétiques
Horizontal négative rideau d’air rideau de nuit 8 à 15 %
couvercle simple 15 à 30 %
couvercle isolé 25 à 45 %
Vertical positif rideau d’air rideau de nuit 12 à 30 %
porte vitrée –
négatif porte vitrée porte vitrée 25 à 30 %

En partant du principe que pour certaines applications l’ouverture du meuble doit rester libre, les constructeurs de meubles ont développé la protection de nuit ou « rideau de nuit ».

Le fait de tirer le rideau de nuit à la fermeture du magasin transforme, en simplifiant, les apports par induction et rayonnement au travers du rideau d’air du meuble en apports par pénétration au travers d’une paroi mince ; la face interne de la paroi étant fortement ventilée (résistance thermique d’échange superficiel Ri de l’ordre de 0,43 m².K/W) et la paroi externe peu ventilée (résistance thermique d’échange superficiel Re de l’ordre de 0,125 m².K/W). Pour une épaisseur de rideau faible (rideau synthétique l’épaisseur e de l’ordre de 3 mm) la résistance thermique du rideau est faible (R1 = e/λ de l’ordre de 1). La résistance thermique totale de la paroi RT est donnée par la relation suivante :

RT = Re + R1 + Ri [m².K/W]

RT = 0,043 + 0.125 + faible

RT ~ 0,125 [m².K/W]

Le coefficient de transmise thermique global U de la paroi s’exprime par la relation suivante :

U = 1 / RT

U = 1 / 0,125

U ~ 8 à 10  [W/m².K]

La simulation du passage d’un régime d’induction de journée à un régime par pénétration au travers du rideau de nuit en laissant l’éclairage allumé la nuit donne les résultats suivants :

On constate que la réduction des apports par induction est de l’ordre de 37 %. Des monitorings effectués dans le cadre de campagnes de mesures énergétiques menées par   Enertech pour l’Ademe en France (PDF) ont montré que la principale consommation de nuit des meubles frigorifiques ouverts positifs était due à l’induction. En effet, les meubles, à l’époque du monitoring n’étaient pas équipés de rideau de nuit. Leurs estimations de réduction de la consommation énergétique de nuit avec la pose de « couverture de nuit » était de l’ordre de :

  • 35 % en période chaude;
  • 28 % en période froide.

Ces informations recoupent d’autres résultats de campagne de mesure des consommations énergétiques.

Influence de l’éclairage

Photo meuble frigorifique éclairé.

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. Si l’efficacité de la production de froid n’est pas optimisée, sa consommation énergétique sera double.

Éclairage de tablette au sein du meuble.

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. Le problème est que 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 ambiant.

Les luminaires placés en dehors de l’enceinte réfrigérée, quant à eux, sont plus efficaces dans le sens où ils n’interviennent pas comme apports internes dans le bilan frigorifique du meuble, mais en plus fonctionnent dans une plage de température où le flux lumineux est meilleur.

Composition fronton.

Actuellement, certaines grandes surfaces effectuent des essais afin de voir quel est l’impact de la suppression de l’éclairage dans les meubles frigorifiques sur la vente. Les résultats ne sont pas encore disponibles.

Extrait d’une étude de cas

En réalisant le monitoring des consommations hebdomadaires essentiellement électriques des installations de froid alimentaire, on peut tout de suite évaluer l’influence de l’éclairage des meubles sur leur bilan énergétique.

L’étude de cas réalisée par  Enertech pour l’Ademe (France) (PDF) sur un supermarché de 1 500 m² nous enseigne un certain nombre de choses par rapport à cet éclairage.

 

Les courbes hebdomadaires et journalières nous enseignent que les consommations de froid positif sont principalement influencées ici par l’éclairage et le climat. En effet, on voit que l’allumage de l’éclairage perturbe nettement la production de froid. Les fronts raides descendant et montant sur le temps de midi montrent cette influence. Il faut toutefois rester prudent, car on voit nettement que le climat intervient (surtout en période chaude comme c’est le cas ici).

La simulation dynamique réalisée au moyen de TRNSYS nous montre que l’éclairage est responsable de l’augmentation des consommations énergétique à hauteur de ~10 %.

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 à l’évaporateur.

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 %.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Calcul d’un vase d’expansion à pression variable

Calcul d'un vase d'expansion à pression variable

Nous reprenons ici la méthode de dimensionnement des vases d’expansion fermé à pression variable. Pour les vases d’expansion à pression constante que l’on peut retrouver dans les très grosses installations, nous renvoyons le lecteur intéressé au rapport technique du CSTC (n°1 – 1992) ou au document « Méthode de calcul pour vases d’expansion dans des installations de chauffage et de refroidissement central » du SAPC de la régie des bâtiments.

Etape 1 : déterminer le volume de l’installation Vinst

Pour une nouvelle installation

La contenance en eau totale d’une nouvelle installation peut être calculée en sommant :

  • La contenance des conduits. Le calcul du réseau révèle la longueur totale des tubes par diamètre de conduite. Il faut donc multiplier cette longueur par la contenance en eau de chaque tronçon, en fonction des tableaux suivants :

Tuyaux en acier

Diamètre

Contenance en eau [l/m]
DN10 3/8″ 0,1227
DN15 1/2″ 0,2011
DN20 3/4″ 0,3664
DN25 1″ 0,5811
DN32 5/4″ 1,0122
DN40 6/4″ 1,3723
DN50 2″ 2,3328
DN65 2 1/2″ 3,8815
DN80 3″ 5,3456
DN100 4″ 9,0088
DN125 5″ 13,6226
DN150 6″ 19,9306

Tuyaux en cuivre

Diamètre

 Contenance en eau [l/m]

de x s [mm]

di [m]
12 x 1 0,010 0,079
14 x 1 0,012 0,113
15 x 1 0,013 0,133
16 x 1 0,014 0,154
18 x 1 0,016 0,201
20 x 1 0,018 0,254
22 x 1 0,020 0,314
28 x 1,5 0,025 0,491
34 x 1,5 0,031 0,755
42 x 1,5 0,039 1,195

Tuyaux synthétiques

Diamètre

 Contenance en eau [l/m]

de x s [mm]

di [m]
12 x 2 0,008 0,050
14 x 2 0,010 0,079
16 x 2 0,012 0,113
17 x 2 0,013 0,133
18 x 2 0,014 0,154
20 x 2 0,016 0,201
  • La contenance en eau des appareils : radiateurs, convecteurs, chaudières, aérothermes, … spécifiée dans la documentation technique des fabricants.

Pour une installation existante

Pour les installations existantes dont le réseau de conduites est inconnu, la contenance en eau totale peut être estimée sur base des ratios suivants :

Composants de l’installation

Contenance en eau [l/kW]
Chaudière en fonte 0,2 .. 1,5
Chaudière en acier 0,7 .. 4,5
Radiateurs à panneaux 2,5 .. 7
Radiateurs à éléments (acier) 8 .. 16
Radiateurs en fonte 5 .. 10
Radiateurs en aluminium 1 .. 6
Convecteurs 0,3 .. 2,5
Conduites (raccordement bitube) 1,5 .. 4
Conduites (raccordement monotube) 1 .. 2

Installation complète avec :
Radiateurs à panneaux
(dim. en régime 90/70)		 10
Radiateurs à éléments (acier)
(dim. en régime 90/70)		 14
Radiateurs en fonte
(dim. en régime 90/70)		 12,5
Convecteurs
(dim. en régime 90/70)		 6
Chauffage par le sol
(pour T eau moyenne 40°C)		 17
Exemple.

Une ancienne installation est équipée de radiateurs à panneaux et d’une chaudière en fonte de 400 kW. Sa contenance en eau est estimée à :

Suivant l’estimation par composants

Contenance en eau de la chaudière :

400 [kW] x (0,2 .. 1,5) [l/kW] = 80 .. 600 [l]

Contenance en eau des radiateurs :

400 [kW] x (2,5 .. 7) [l/kW] = 1 000 .. 2 800 [l]

Contenance en eau des conduites :

400 [kW] x (1,5 .. 4) [l/kW] = 600 .. 1 600 [l]

Contenance en eau totale de l’installation :

de 80 [l] + 1 000 [l] + 600 [l] = 1 680 [l] à 600 [l] + 2 800 [l] + 1 600 [l] = 5 000 [l]

Suivant l’estimation globale

Contenance en eau totale de l’installation :

10 [l/kW] x 400 [kW] = 4 000 [l]

Etape 2 : calculer le volume d’expansion de l’eau Vexp

Le volume d’expansion est l’augmentation de volume de l’eau dû à son réchauffement. Pour calculer le vase d’expansion, on considère que l’eau est réchauffée de 10°C à 90°C.

Vexp = Vinst x Cexp

où,

  • Vexp = le volume d’expansion de l’eau [l]
  • Cexp = coefficient d’expansion

Température de l’eau [°C]

Cexp
10 0
20 0,0014
30 0,0040
40 0,0075
50 0,0117
60 0,0167
70 0,0224
80 0,0286
90 0,0355
Exemple.

Une ancienne installation est équipée de radiateurs à panneaux et d’une chaudière en fonte de 400 kW. Sa contenance en eau est estimée à 4 000 [l].

Le volume d’expansion de l’eau en passant de 10°C (eau de ville) à 90°C est de :

4 000 [l] x 0,0355 = 142 [l]

Etape 3 : calculer le volume d’eau net Vnet

Le volume d’eau net est le volume d’eau dans le vase d’expansion en fonctionnement normal.

Vnet = Vinst x 0,01 + Vexp

où,

  • Vinst x 0,01 est un volume de réserve qui a pour but de maintenir une quantité minimale d’eau dans le vase d’expansion lorsque l’installation est complètement refroidie (réserve de 1 %). Si cette réserve n’était pas prise en compte, l’installation risque d’entrer en dépression par rapport à son environnement chaque fois qu’elle se refroidit, ce qui favorise la pénétration d’air et la corrosion.
Exemple.

Une ancienne installation est équipée de radiateurs à panneaux et d’une chaudière en fonte de 400 kW. Sa contenance en eau est estimée à 4 000 [l] et son volume d’expansion de l’eau est 142 [l].

Le volume d’eau net du vase d’expansion est de :

Vnet = 4 000 [l] x 0,01 + 142 [l] = 182 [l]

Etape 4 : calculer la pression de gonflage du vase Pgon

La pression de gonflage est la pression régnant dans le vase d’expansion qui ne contient pas encore d’eau, par exemple, avant qu’il ne soit raccordé à l’installation.

Règle générale

Elle doit être choisie pour que lorsque l’installation est entièrement refroidie, il règne encore une surpression de 0,5 bar au point le plus haut de l’installation. Pour une installation dont la température de l’eau ne dépasse pas 100°C, on prend donc comme pression de gonflage la pression qu’engendre la hauteur de l’installation à laquelle on rajoute 0,3 bar.

Pgon [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.

Exemple.

La distance h qui sépare le vase d’expansion du radiateur le plus haut est de 12 m.

Pression de gonflage du vase d’expansion :

Pgon [bar] = (12 [m] / 10) + 0,3 [bar] = 1,5 [bar]

Conditions particulières à vérifier

Les deux conditions qui suivent doivent en plus être vérifiées si :

  • dans une construction basse (la hauteur entre les points extrêmes de l’installation est réduite),
  • lorsque la hauteur et/ou la distance entre le vase d’expansion et le circulateur et/ou la chaudière sont grandes.

Pour éviter la cavitation des circulateurs

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 l’endommage.

Il apparaît lorsqu’une dépression est entretenue à l’aspiration du circulateur.

Le facteur NPSH est spécifié par les fabricants de pompe, dans leur catalogue. C’est la pression minimale qu’il faut respecter à l’entrée de leur pompe pour éviter la cavitation.

La pression minimale au niveau du vase d’expansion ne peut descendre en dessous de :

Pgon [bar] > NPSH [bar] + (hXP [m] / 10) + ΔpXP [bar]

où,

  • NPSH = pression d’aspiration nette du circulateur précisée par le fabricant [bar] (1 bar = 10 mCE = 100 kPa)
  • hXP = hauteur entre le point de raccordement du vase d’expansion et la pompe [m]

  • ΔpXP = perte de charge du tronçon de conduite reliant le circulateur au vase d’expansion, y compris la perte de charge de la chaudière si elle se trouve entre le circulateur et le vase d’expansion [bar]
Exemple.

Reprenons l’exemple précédent. La distance qui sépare le vase d’expansion du radiateur le plus haut est de 12 m. La hauteur qui sépare la pompe du vase d’expansion est de 1 m. La perte de charge de la conduite qui sépare le vase d’expansion du circulateur est de 0,4 kPa (100 Pa/m pour 4 m) ou 0,004 bar. Celle de la chaudière est de 0,002 bar.

Le fabricant de la pompe annonce un NPSH de 2 m de CE (ou 0,2 bar).

Pression de gonflage du vase d’expansion :

Pgon [bar] = 0,2 + (1 / 10) + 0,006 = 0,306 [bar]

C’est la valeur de 1,5 bar calculée dans l’exemple précédent qui sera choisie.

Pour éviter l’ébullition dans la chaudière

Une situation analogue se présente lorsque le fabricant d’une chaudière impose une pression minimale dans la chaudière pour éviter l’ébullition de l’eau qui sera source de bruit et de dégâts.

Pgon [bar] > Pchau [bar] + (hXC [m] / 10) + ΔpXC [bar]

où,

  • Pchau = pression minimale dans la chaudière imposée par le fabricant [bar] (1 bar = 10 mCE = 100 kPa)
  • hXC = hauteur entre le point de raccordement du vase d’expansion et le point le plus haut de la chaudière [m] (cette pression est positive si le point de raccordement du vase est plus bas que le point haut de la chaudière et négative dans le cas inverse)
  • ΔpXC = perte de charge du tronçon le point de raccordement du vase d’expansion et le point haut de la chaudière (chaudière comprise) [bar]

Étape 5 : calculer la pression maximale admissible Pmax

La pression maximale admissible « Pmax » est la pression que l’on ne peut dépasser au niveau du vase d’expansion lorsque l’installation est réchauffée. Elle est atteinte à la pression d’ouverture de la soupape de sécurité de la chaudière « Ps« .
Si le vase d’expansion est proche de la chaudière « Pmax » est presqu’égal à « Ps« .
L’écart est important si :

  • la différence de hauteur entre le vase d’expansion et la soupape de sécurité est grande,
  • la pompe est placée entre le vase d’expansion et la chaudière (la pression effective de la pompe doit être prise en compte).

Pmax [bar] = Ps + (hXS / 10) – PP

  • Pp = pression de la pompe (n’est prise en compte que si la pompe est entre le vase et la chaudière [bar]) (1 bar = 10 mCE = 100 kPa)
  • hXS = hauteur entre le point de raccordement du vase d’expansion et la soupape de sécurité [m] (cette pression est positive si le point de raccordement du vase est plus bas que le point haut de la chaudière et négative dans le cas inverse).

Etape 6 : calculer la pression finale Pfin

C’est la pression que l’on ne peut dépasser dans l’installation en fonctionnement.

Pfin [bar] = Pmax – 0,5

Exemple.

Si la soupape de sécurité est réglée à 3 bar et que le vase d’expansion est proche de la chaudière :

Pfin [bar] = 3 [bar] – 0,5 [bar] = 2,5 [bar]

Etape 7 : choisir le volume réel du vase d’expansion Vr

Le volume du vase d’expansion choisi doit être supérieur à :

Vr [l] > Vnet [l] / Fp

où,

  • Fp est appelé facteur de pression. Fp = (Pfin [bar] – Pgon [bar]) / (Pfin [bar] + 1)
Exemple :

Une ancienne installation est équipée de radiateurs à panneaux et d’une chaudière en fonte de 400 kW. Sa contenance en eau est estimée à 4 000 [l] et son volume d’expansion de l’eau est 142 [l].

Le volume d’eau net du vase d’expansion est de :

Vnet = 4 000 [l] x 0,01 + 142 [l] = 182 [l]

Si la soupape de sécurité est réglée à 3 bar et que le vase d’expansion est proche de la chaudière :

Pfin [bar] = 3 [bar] – 0,5 [bar] = 2,5 [bar]

La distance qui sépare le vase d’expansion du radiateur le plus haut est de 12 m :

Pgon [bar] = (12 [m] / 10) + 0,3 [bar] = 1,5 [bar]

Vr [l] > 182 [l] x (2,5 [bar] + 1) / (2,5 [bar] – 1,5 [bar])

Vr [l] > 637 [l]

On choisira un ou plusieurs vases d’expansion pour un volume total de 650 litres.

Etape 8 : Calculer la pression initiale Pini

C’est la pression initiale à régler au manomètre, lorsque l’installation est froide.
Elle dépend du volume d’eau de réserve « Vres » réellement obtenu avec la vase d’expansion choisie :

Vres [l] = Fp x Vr [l] – Vexp [l]

= (Pfin [bar] – Pgon [bar]) / (Pfin [bar] + 1) x Vr [l] – Vexp [l]

Pini [bar] = (Vr [l] x (Pgon [bar] + 1) / (Vr [l] – Vres [l])) – 1

Exemple.

Une ancienne installation est équipée de radiateurs à panneaux et d’une chaudière en fonte de 400 kW. Sa contenance en eau est estimée à 4 000 [l] et son volume d’expansion de l’eau est 142 [l], la pression finale maximale est de 2,5 [bar] et la pression de gonflage est de 1,5 [bar] et le volume du vase choisi est de 650 [l].

Le volume de réserve réellement obtenu avec ce vase est de :

Vres [l] = ((2,5 [bar] – 1,5 [bar]) x 650 [l] / (2,5 [bar] + 1)) – 142 [l] = 43,7 [l]

La pression initiale à régler au manomètre de l’installation (c’est-à-dire la pression relative) est donc de :

Pini [bar] = (650 [l] x (1,5 [bar] + 1) / (650 [l] – 43,7 [l])) – 1 = 1,7 [bar]
Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Bitumes

Bitumes

Les bitumes sont utilisés pour la fabrication des membranes d’étanchéité et pour le collage à chaud des différentes couches qui constituent une toiture plate : pare-vapeur, isolant, membrane d’étanchéité.

Ils entrent également dans la composition de l’asphalte.

Le bitume est un mélange visqueux noir ou brun foncé, d’hydrocarbures obtenu par distillation du pétrole.
On distingue

Les bitumes natifs

Comme leur nom l’indique, ces bitumes se trouvent à l’état naturel dans les couches géologiques.

Les bitumes de pénétration

Aussi appelés bitumes de distillation directe, ils sont obtenus industriellement par distillation de pétroles bruts après extractions des fractions plus légères comme l’essence, le mazout, les huiles.

Les bitumes oxydés

Aussi appelés bitumes soufflés, ils sont obtenus à partir de bitumes de pénétration, par adjonction d’huiles et insufflage d’air à haute pression.
Ils entrent dans la fabrication de membranes pouvant servir de sous-couche aux membranes bitumineuses d’étanchéité, et servent au collage à chaud.
Les différents types de bitumes oxydés sont identifiés par deux nombres :

  • Leur température moyenne de amollissement (en °C) testé selon la méthode « Ring and Ball ».
  • La profondeur de pénétration (en 1/10 mm) d’une aiguille dans les conditions de ce test.

On trouvera ainsi des bitumes 85/25, 95/25, 95/35, 100/15, 100/25, 105/35, 110/30, 115/15.

Les types les plus utilisés sont le 85/25 et le 110/30.

Pour fixer a membrane, on préférera le 110/30 qui se ramollit moins au soleil, et évite à la membrane de glisser.

Pour fixer l’isolant du 85/25 convient étant donné que le bitume est protégé de la chaleur par l’isolant.

Dans le cas du verre cellulaire, les fabricants d’isolant préconisent l’emploi du 100/25 qui reflue très aisément dans les joints, et se fige plus rapidement de sorte que les plaques d’isolant n’ont pas tendance à flotter dans le bitume.

Les bitumes modifiés

Ils sont également appelés bitume polymère.

Afin d’améliorer le comportement des bitumes à basse et haute température, et d’en augmenter la longévité, des polymères ont été additionnés aux bitumes soufflés.

Les bitumes modifiés qui entrent dans la composition des membranes d’étanchéité sont de deux types :

  • Les bitumes APP obtenus par adjonction de +/- 30 % de polypropylène atactique, qui ont des propriétés plastiques.
  • Les bitumes SBS obtenus par adjonction de +/- 12 % de caoutchouc styrène-butadiène-styrène qui ont des propriétés élastiques.

D’autres polymères font actuellement leur apparition dans la composition des bitumes améliorés.

Les bitumes modifiés pourraient également être utilisés comme produit de collage, mais leur coût est supérieur à celui du bitume oxydé dont les qualités sont suffisantes.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isolation par l’intérieur

Date :

  • page réalisée sous l’hégémonie Dreamweaver

Auteur :

  • les anciens

Notes :

  • Pas de contenu manquant (WinMerge ok, Sylvie)
  • Conforme à la mode PEB aout 2008
  • Eté 2008 : Brieuc.
  • 22-08-2008 : 1er passage de mise en page [liens internes, tdm, en bref !, rapide passage général sur la mise en page de la feuille] – Sylvie
  • 27-03-2009 : Application des nouveaux styles de mise en page. Julien.

Antidote :

  • Oui

Winmerge :

  • Ok

Dans le cadre de la recherche ISOLIN financée par le département Énergie et Bâtiment durable du Service Public de Wallonie, un guide sur l’isolation thermique par l’intérieur des murs existants en briques pleines a été réalisé par la cellule de recherche Architecture et Climat. La présentation des différents systèmes d’isolation par l’intérieur est issue de ce guide.

Les systèmes à structure

Ce système permet de rattraper les défauts de planéité du mur. Un isolant souple est posé dans une ossature bois ou métallique fixée au mur et formant des caissons. Un isolant en vrac peut également être insufflé dans l’ossature. Les éléments de structure diminuent le pouvoir isolant du complexe.
Pour limiter cet effet, une plaque d’isolant rigide peut être posée sur les structures avant le pare-vapeur éventuel et la finition.

Matériaux

Les matériaux utilisés le plus couramment sont les rouleaux de laine minérale (MW) ou végétale, ou les isolants projetés comme la cellulose (CEL). Pour ce système, les fabricants proposent souvent des profilés métalliques à la place des lattes en bois.

Mise en œuvre

La mise en œuvre doit être soignée. Il faut veiller à ce que les interruptions de l’isolant au droit de la structure soient limitées. La membrane pour réguler la vapeur doit être parfaitement continue.

  1. Mur existant.
  2. Ossature.
  3. Isolant thermique souple ou en vrac.
  4. Pare- ou freine-vapeur.
  5. Finition intérieure.

Remarque : Pour l’ensemble des systèmes d’isolation par l’intérieur, il est toujours préférable de prévoir une contre-cloison technique du côté intérieur (de 2 à 10 cm). Celle-ci est réalisée après la pose de l’isolant et de la membrane pour réguler la vapeur (et l’air) et permet de distribuer les câbles, tuyaux ou gaines (électricité, chauffage…) sans percer la membrane. La contre-cloison technique peut éventuellement être remplie d’isolant (si l’épaisseur reste faible par rapport à l’épaisseur d’isolation totale). Elle peut également être remplie d’un matériau à forte inertie thermique (éléments de terre crue par exemple).

Les panneaux isolants collés

Ce système est généralement le plus simple à mettre en œuvre, mais la surface intérieure du mur doit être relativement plane : les défauts de planéité ne peuvent pas dépasser 15 mm sur une règle de 2 m.

Matériaux

On rencontre souvent le polystyrène expansé (EPS) ou extrudé (XPS), le polyuréthane (PUR) ou les panneaux en fibres de bois. Des panneaux sandwich avec isolant, membrane et finition sont proposés sur le marché (la continuité entre les éléments doit alors être soignée). Des blocs ou des panneaux isolants en silicate de calcium collés entre eux et au support peuvent aussi être utilisés.

Mise en œuvre

La mise en œuvre doit être très soignée de façon à ce que les différents panneaux soient parfaitement jointifs et que les liaisons avec les autres parois soient aussi correctement réalisées. Les panneaux isolants peuvent être recouverts de plaques de finition ou d’un enduit (lequel peut être renforcé d’une trame).

  1. Mur existant.
  2. Isolation rigide collée.
  3. Pare- ou freine-vapeur.
  4. Panneaux de finition.

Remarque : une variante consiste à placer un lattage (profilés bois ou métalliques) contre la surface du mur existant pour récupérer une bonne planéité afin de pouvoir poser les panneaux isolants correctement. Dans ce cas, il est recommandé de bourrer l’espace entre les lattes d’un isolant légèrement compressible afin d’éviter les courants de convection et de maximiser la performance thermique du mur.

L’isolation projetée

Certains isolants peuvent être directement projetés sur le mur existant en brique. Les irrégularités du mur ne posent alors plus de problèmes.

Matériaux

L’isolant utilisé le plus couramment est la mousse de polyuréthane (PUR) projetée recouverte d’un enduit (qui rend les panneaux jointifs). Ces propriétés sont alors proches du cas des panneaux de XPS simulés dans l’outil ISOLIN. D’autres options existent : les mélanges chaux-chanvre (LHM), les enduits isolants à base de billes de polystyrène expansé (EPS) ou de vermiculite…

Mise en œuvre

La mousse de polyuréthane est projetée par couches successives, jusqu’à l’épaisseur souhaitée et sèche en quelques minutes. La mise en œuvre des mélanges chaux-chanvre est plus délicate et plus longue et demande des temps de séchage beaucoup plus importants. Selon leur dosage en liant (à base de chaux aérienne), les mélanges chaux-chanvre peuvent être soit projetés directement sur le support (manuellement ou mécaniquement), soit coffrés contre le support le temps de la mise en œuvre. La finition est généralement réalisée à l’aide d’un enduit à la chaux dont il faut assurer la parfaite continuité.

  1. Mur existant.
  2. Isolant projeté.
  3. Finition intérieure.

Le système avec contre-cloison maçonnée

Ce système permet de rajouter un matériau lourd devant l’isolant et donc de récupérer au moins une partie de l’inertie thermique perdue. Cette solution est toutefois rarement envisageable étant donné la perte d’espace qu’elle engendre. Le poids de la contre-cloison peut également poser un problème.
Une paroi auto-stable est réalisée à l’intérieur, parallèlement et à une certaine distance du mur. Les matériaux les plus utilisés sont les briques de terre cuite (ou de terre crue), les carreaux de plâtre, les blocs de béton… L’isolant est incorporé entre la contre-cloison et le mur. Il peut être en vrac, ou en panneaux.

Matériaux

Au niveau des panneaux isolants, il peut s’agir de polystyrène expansé (EPS), de laine minérale semi-rigide (MW) ou de polyuréthane expansé (PUR).
Les panneaux présentent l’inconvénient de moins facilement remplir tout l’espace entre le mur et la contre-cloison. Les isolants en vrac sont a priori plus intéressants pour cette technique : perlite, vermiculite, liège… Étant donné l’absence de véritable régulateur de vapeur du côté intérieur, il faut éviter les isolants putrescibles si le mur existant est humide ou s’il risque de le devenir.

Mise en œuvre

L’isolant est placé au fur et à mesure que la cloison monte. La mise en œuvre doit être soignée afin de remplir complètement d’isolant l’espace entre le mur et la contre-cloison et d’éviter tout tassement. Lorsqu’on utilise un isolant en vrac pour la première partie du mur, des panneaux isolants peuvent être utilisés avant la pose des derniers rangs de briques pour faciliter la réalisation de la partie haute du mur.

  1. Mur existant.
  2. Isolant souple ou en vrac.
  3. Paroi auto-stable.

Risque de ponts thermiques et de condensation de surface

Le fait même d’apporter une isolation sur la face intérieure des murs de façades va créer des ponts thermiques. Outre des déperditions thermiques, ces ponts thermiques peuvent provoquer de la condensation superficielle ou/et des moisissures.

Certains ponts thermiques sont très difficiles à éviter

Liaison avec un mur intérieur (coupe horizontale).

Fondation (coupe verticale).

Appui de plancher (coupe verticale).

Cas des planchers en bois

Dans les vieilles maisons à planchers à solives, après isolation par l’intérieur, les têtes de solives sont soumises à des températures plus basses qu’avant. De plus, alors qu’il est possible d’éviter le transfert de vapeur interne au travers du mur par l’usage d’un pare-vapeur, il n’existe pas de moyen efficace pour éviter ce transfert au niveau du plancher. Ainsi, il y a risque de condensation à proximité des têtes de solives et possibilité de pourrissement de ces dernières.

Encastrement des planchers en bois.

D’autres peuvent être évités

Mauvais ! Bon !

Linteau (coupes verticales).
Mauvais ! Bon !

Seuil de fenêtre (coupes verticales).

Bon !

Retour de fenêtre (coupe horizontale).

Risque de condensation interne par diffusion de vapeur

Le risque de condensation interne est grand lorsqu’une isolation (perméable à la vapeur) est posée du côté intérieur sans pare-vapeur ou avec un pare-vapeur mal posé.

Explication

Pv : pression de vapeur.
En hiver, la pression de vapeur d’eau de l’air chaud à l’intérieur d’un bâtiment est toujours supérieure à celle de l’air extérieur.
En effet, l’usage d’un bâtiment (occupants, cuisine, bains, plantes, etc.) augmente la quantité de vapeur d’eau contenue dans l’air dont la capacité à contenir de la vapeur d’eau croît en fonction de la température.

Pv : pression de vapeur.
Tout comme la chaleur qui se déplace des zones à température élevée vers les zones à température plus basse, la vapeur d’eau diffuse des zones à forte concentration en vapeur d’eau vers les zones à faible concentration en vapeur d’eau : on parle de diffusion de vapeur. La diffusion crée un flux de vapeur à travers la paroi, de l’intérieur, vers l’extérieur.

Pv : pression de vapeur.
La chute de pression dans chacune des différentes couches de matériaux est d’autant plus grande que la résistance à la diffusion de vapeur (μ d) des couches de matériaux est élevée; en régime stationnaire, elle est en fait directement proportionnelle à cette résistance à la diffusion de vapeur.

T : température.
D’autre part, la baisse de température dans les différentes couches de matériaux est d’autant plus grande que la résistance thermique (R) des matériaux est importante.

Pvs : pression de vapeur de saturation.
De plus, à chaque température régnant à l’intérieur d’un matériau correspond une pression de vapeur de saturation.

Pv : pression de vapeur.
Pvs : pression de vapeur de saturation.
La condensation interne, se produit si à un endroit d’une couche, la pression de vapeur réelle devient égale à la pression de saturation correspondant à la température régnant à cet endroit.
Il y a moins de risque de condensation interne lorsque, de l’intérieur vers l’extérieur, les matériaux sont de plus en plus perméables à la vapeur d’eau.
Par contre, le risque de condensation interne est grand lorsque l’isolation par l’intérieur est réalisée avec un matériau isolant perméable à la vapeur (c’est à dire, peu résistant à la diffusion de vapeur) (laine minérale par exemple) sans pare-vapeur du côté intérieur (ou avec un pare-vapeur posé de manière discontinue). En effet, de l’intérieur vers l’extérieur, la chute de température (et avec elle, la chute de la pression de saturation) est grande dans l’isolant alors que la pression de vapeur est restée importante. Cette dernière va, à un moment donné, dépasser la pression de saturation : il y a condensation interne.
Remarque.
Le risque de condensation à l’interface isolant-mur plein est d’autant plus grand que :

  • Le climat intérieur est chaud et humide.
  • La résistance à la diffusion de vapeur (μ d) du mur extérieur par rapport à l’isolant, est élevée (béton lourd, par exemple).
  • La résistance à la diffusion de vapeur (μ d) de la finition intérieure et de celle de la couche isolante sont faibles.
  • La pose du pare-vapeur et/ou de l’isolant est mal soignée.

Réalisation correcte

Réalisation correcte d’une isolation par l’intérieur avec isolant perméable à la vapeur.

Pv : pression de vapeur
Pvs : pression de vapeur de saturation
L’utilisation d’un isolant peu ou pas perméable à la vapeur (EPS, XPS, PUR, CG) collé sur la maçonnerie , ne nécessite pas l’interposition d’un pare-vapeur pour autant que de l’air intérieur ne puisse circuler entre isolant et maçonnerie.
Par contre si ce type d’isolant est mis en œuvre entre lattes, la pose du pare-vapeur reste indispensable. Celui-ci couvre alors l’ensemble du système « isolant + lattes ».

Risque de condensation interne par transport de vapeur par convection

En période froide, l’air intérieur chaud et humide qui passerait derrière l’isolant, à cause d’une discontinuité dans celui-ci, rencontrerait une surface froide et condenserait.

A gauche, l’air chaud et humide passe
sous la plinthe et sous l’isolant discontinu.

Des discontinuités dans l’isolant peuvent exister dès le placement de celui-ci ou apparaître par son percement ultérieur (placement d’une prise, suspension d’un objet, etc.).
Remarque.
La condensation interne liée au transport de vapeur par convection est bien plus fréquente que celle due à la diffusion de vapeur. Les quantités de condensat sont également plus importantes. Toutefois, il n’existe pas de méthode de calcul pratique pour évaluer ce problème.

Risque de condensation en été

Lorsque la maçonnerie d’un mur de façade isolé par l’intérieur, est susceptible d’être humide dans la masse (infiltration d’eau de pluie, humidité ascensionnelle ou même humidité de construction), il y a, en été, un risque de condensation interne contre le pare-vapeur.
En effet, dans ce cas, en période d’été, la vapeur d’eau d’eau provoquée par le séchage de la maçonnerie peut diffuser partiellement vers l’intérieur du bâtiment et donner lieu à la formation de condensation à l’interface isolant/pare-vapeur. Cette condensation provient du fait que, suite à la position de l’isolant, la finition intérieure du mur atteint des températures sensiblement inférieures à celles de la maçonnerie.

Pv : pression de vapeur
Pvs : pression de vapeur de saturation

Condensation interne en été.

Risque de dégradation de la maçonnerie

Lorsqu’un mur de façade est isolé, la chute de température entre l’intérieur et l’extérieur se produit principalement dans l’épaisseur de l’isolant.

Evolution de la température dans un mur plein.
(Remarque : on a négligé les résistances thermiques d’échange : 1/he et 1/hi).

Evolution de la température dans un mur plein isolé du côté intérieur.
(Remarque   on a négligé les résistances thermiques d’échange : 1/he et 1/HI).

Dès lors, lorsqu’on place un isolant du côté intérieur d’un mur plein, le mur est plus froid en hiver et plus chaud en été que le même mur sans isolant intérieur. Le mur isolé par l’intérieur subit donc des variations de température plus grandes et plus fréquentes.
Il ressort d’études sur l’évolution de la température au sein des murs de façade que les écarts de température été-hiver dans les maçonneries situées du côté extérieur par rapport à l’isolant thermique sont de l’ordre de 30 à 36 K, qu’il s’agisse d’une maçonnerie de parement ou d’un mur monolithique isolé par l’intérieur.
Par ailleurs, le rapport Scheuren in woningen du Stichting Bouwresearch montre que, selon la nature de la maçonnerie, la fissuration peut déjà se produire pour des écarts de température compris entre 17 et 35 K.
De plus aux tensions dues aux variations de température, il convient d’ajouter celles résultant des alternances d’humidification et de séchage des maçonneries.
Les déformations mécaniques (retraits/dilatations) liées à ces variations peuvent engendrer des ruptures locales dans la surface du mur, entraînant l’apparition de fissures. Ces fissures n’ont parfois que des conséquences esthétiques, mais peuvent aussi porter atteinte à la stabilité du mur ou favoriser la pénétration en profondeur de l’humidité.

Toutefois, le risque de fissuration est fonction des paramètres suivants :

  • la dimension de la façade,
  • le niveau d’exposition,
  • les caractéristiques mécaniques des matériaux constituant la maçonnerie,
  • la stabilité dimensionnelle de la maçonnerie (coefficient de dilatation, retrait hydraulique, etc.),
  • teinte du parement.

En outre, vu l’abaissement de la température moyenne d’hiver d’un mur isolé par l’intérieur, le séchage est ralenti. L’humidification prolongée de la maçonnerie peut favoriser une dégradation des matériaux par le gel.

Réduction du potentiel de séchage et dégâts dus au gel

Le potentiel de séchage d’un mur est généralement réduit lors de l’application d’un système d’isolation par l’intérieur. Les figures ci-dessous illustrent cette notion : l’exposition du mur aux intempéries reste inchangée, mais d’une part la maçonnerie après isolation est globalement plus froide (évaporation en surface réduite) et d’autre part, son séchage vers l’intérieur est parfois empêché par l’utilisation d’une membrane pour réguler la vapeur.

Humidification du mur due à la réduction du potentiel de séchage causée par l’application d’une isolation par l’intérieur et d’un pare-vapeur.

Le fait que le mur soit globalement plus froid et plus humide (le « front d´humidité » pénètre plus profondément dans le mur) peut provoquer des désordres liés au gel sur la face extérieure. En effet, la formation de gel provoque une dilatation de l’eau dans les pores de la brique qui peut conduire à une forte dégradation mécanique de celle-ci.

Ces désordres dépendent de trois conditions :

  • la sensibilité au gel de la brique ;
  • la teneur en eau atteinte dans la brique :
  • la température atteinte dans la brique (le gel n’apparait que si celle-ci descend sous 0°C).

Exemple de briques gélives soumises au gel.

Photo : A. Holm in Isolation thermique par l’intérieur des murs existants en briques pleines – SPW 2011.

Source : guide Isolation thermique par l’intérieur des murs existants en briques pleines réalisé par Arnaud Evrard, Aline Branders et André De Herde (Architecture et Climat-2010) dans le cadre de la recherche ISOLIN, financée par le département Énergie et Bâtiment durable du Service Public de Wallonie. Disponible sur le site : energie.wallonie.be.

Diminution de l’inertie thermique et risque de surchauffes en été

La présence d’un isolant du côté intérieur du mur de façade diminue l’inertie thermique du bâtiment : le mur de façade isolé par l’intérieur ne peut plus accumuler puis restituer la chaleur (ou la fraîcheur) intérieure. Le local est rapidement chauffé, mais se refroidit tout aussi vite. En été il y a risque de surchauffe.
Cependant, les bâtiments avec des parois internes lourdes et épaisses (murs intérieurs, planchers), peuvent conserver une inertie thermique globale suffisante malgré la perte de l’inertie thermique des murs de façade.

Ponts thermiques et de condensation de surface

Le fait même d’apporter une isolation sur la face intérieure des murs de façades va créer des ponts thermiques. Outre des déperditions thermiques, ces ponts thermiques peuvent provoquer de la condensation superficielle ou/et des moisissures.

Certains ponts thermiques sont très difficiles à éviter

Liaison avec un mur intérieur (coupe horizontale).

Fondation (coupe verticale).

Appui de plancher (coupe verticale).

Cas des planchers en bois

Dans les vieilles maisons à planchers à solives, après isolation par l’intérieur, les têtes de solives sont soumises à des températures plus basses qu’avant. De plus, alors qu’il est possible d’éviter le transfert de vapeur interne au travers du mur par l’usage d’un pare-vapeur, il n’existe pas de moyen efficace pour éviter ce transfert au niveau du plancher. Ainsi, il y a risque de condensation à proximité des têtes de solives et possibilité de pourrissement de ces dernières.

Encastrement des planchers en bois.

D’autres peuvent être évités

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Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Organiser la maintenance de l’installation de climatisation

Organiser la maintenance de l'installation de climatisation

Destruction d’énergie (« chaud » et « froid » simultanés)

Le plus gros gaspillage d’énergie (électricité et combustible) que l’on puisse faire en climatisation consiste à laisser fonctionner ensemble le chauffage et la climatisation en période d’été (chauffage inutile) ou en hiver (réfrigération inutile).

Il faut donc toujours réfléchir sur une installation de climatisation en n’oubliant pas qu’il y a une production de chaleur dans le système. En pratique :

Couper la production de chaleur en été et la production de froid en hiver

  • Ne jamais faire confiance à la régulation électronique et aux organes de réglages pour couper totalement (au niveau des groupes de pulsion) le chauffage en été et l’eau glacée en hiver. En effet, la plupart du temps, les vannes de réglage motorisées à trois voies des batteries chaudes et froides ne sont plus étanches à la fermeture totale après quelques années de service.
  • En période d’été, par exemple de juin à août ou éventuellement de mai à septembre, le chauffage doit être coupé, c.-à-d. : couper les chaudières et les pompes des circuits chauds (dont les batteries chaudes des groupes de pulsion), soit manuellement, soit par une sonde extérieure qui empêche le démarrage des chaudières et des pompes lorsque la température extérieure est supérieure à une température de l’ordre de ± 20°C le jour et de ± 10°C la nuit.
  • En période d’hiver, la climatisation par air frais n’est plus nécessaire, càd au moins pendant la période de gel : couper le groupe de production d’eau glacée, la bâche d’eau glacée et les pompes primaires et secondaires des circuits froids jusqu’aux différents groupes de pulsion du bâtiment..

Eviter le fonctionnement simultané d’équipement de chaud et de froid

  • Éviter de laisser fonctionner des circuits de radiateurs ou de convecteurs non régulés par la régulation de la climatisation, en même temps que des groupes de pulsion d’air frais ou que des petits splits de climatisation indépendants. But : éviter que des radiateurs ou des convecteurs non régulés ne continuent à fournir de la chaleur pendant que la climatisation apporte de l’air frais au bâtiment.
  • Vérifier qu’une demande de chaud ou de froid du régulateur ouvre la vanne de réglage correspondante et referme l’autre.
  • Vérifier l’étanchéité des vannes à 3 voies.

Vérification de la régulation

Vérification du bon raccordement

Si la réception s’est faite plus au restaurant qu’en chantier (!), il n’y aura pas eu d’essais et de mesures de réception et toutes les malfaçons et oublis passeront inaperçus.

Exemples vécus 

  • Les clapets d’air extérieurs sont bloqués à mi-ouverture et les servo-moteurs ne sont pas câblés à la régulation.
  • La régulation est du type informatique, prévue pour la télésurveillance, mais elle n’est pas câblée par modem sur le central du chauffagiste et il n’y a pas de terminal non plus en chaufferie. Enfin, le logiciel source n’est pas communiqué. Pourtant, tout a été réceptionné et le bâtiment est occupé depuis un an ! Dans cet immeuble, il aura fallu deux années pour mettre tout en ordre, en ajoutant les équipements manquants et en décryptant le logiciel de régulation.
  • La sonde de température extérieure est fixée juste au dessus de la grille de ventilation du local de chaufferie. La température mesurée ne correspondant pas à la réalité, la régulation est bloquée en « manuel »…

Une vérification complète est indispensable avant toute mise au point.

Vérification de la programmation

Surtout s’il s’agit de régulations digitales ou informatisées, il est indispensable de vérifier deux fois par an (une fois avant l’hiver et une fois avant l’été), toutes les consignes de réglage programmées dans tous les systèmes de régulation.

Il faut également vérifier si les horaires de fonctionnement correspondent bien à l’occupation effective du bâtiment. Dans beaucoup d’immeubles de bureau, on constate encore que les installations de chauffage et de climatisation tournent la nuit et les jours fériés lorsque le bâtiment est vide.

Il est indispensable que toutes les consignes de réglage de chaque organe de régulation soient notées sur une fiche qui doit se trouver à portée de main près du régulateur concerné. Sinon, chaque technicien qui passe règle suivant son intuition et il n’y aura jamais de régulation stable dans le bâtiment.

Pour les régulations à programmation digitale, le mode d’emploi doit se trouver en chaufferie et il doit être rangé dans un endroit prévu pour le protéger, sinon il disparaît après quelques années. Souvent après l’installation de la régulation, le mode d’emploi a déjà disparu ou il est abîmé. Après un an ou deux ans il est déjà tombé dans l’eau, ou les techniciens ont utilisé le verso des pages comme bloc note.

Lorsqu’il n’y a plus de mode d’emploi, les régulateurs à programmation digitale sont abandonnés dans leur état…

Cas courants vécus (avec régulateurs digitaux)

  • Lors d’une expertise, on constate que depuis plusieurs années, le programme horaire fonctionne à l’envers, c.-à-d. que l’on chauffe plus fort la nuit que le jour.
  • Lors d’une expertise, on constate que la courbe de chauffe est réglée pour de l’eau chaude à 130°C en hiver, alors que les aquastats de chaudières sont bloqués à 90°C.

Check-list de vérifications à réaliser

Réglage du point de rosée

Laveur en service, mesurer la température à son aval.

En fonction du rendement du laveur, l’humidité ambiante doit être comprise entre 40 et 70 % (de préférence sous 60 %) c-à-d températures probables de 11°C à 16°C.

Température de l’air pulsé

Mesurer à la sortie du GP.

Suivant le type de bouche et l’application, ne pas pulser sous + 15°C.

Cascade free-chilling

Vérifier seuil d’enclenchement.

Valeur approximative + 14°C (aérorefrigérants) + 16°C (tour)… dans le meilleur des cas !

Pulsion unités terminales à batteries chaudes

Fonctionnement en statique hors période d’occupation.

Permet de réduire les consommations durant les heures d’inoccupation.

Gestion de la récupération d’énergie

Inverser les sondes.

L’appareil fonctionne dans un sens et s’arrête dans l’autre (il doit s’arrêter en mi-saison si la t° rejetée est > à la t° de pulsion requise).

Change-over

Vérifier course et étanchéité complète des vannes de sélection chaud / froid.

Un mélange par mauvaise étanchéité provoque de la destruction d’énergie.
Prévoir seuil de mise à l’arrêt du chaud.

Gestion d’intermittences

Vérifier les réglages et mises à l’heure des horloges + programmes en cas d’arrêt total.

Prévoir relance pour température intérieures < + 14°C (évite condensation et dégâts au stock de papier).

Paramétrages

Lire valeurs.

Point de consigne moyen à adapter en fonction de l’emplacement de la sonde :

  • si au sol (reprise), prendre + 18°C
  • si au mur, choisir + 21°C
  • la bande proportionnelle en air < 5 K, en général
  • vérifier zone morte entre fonctions chaud/froid (limitée à 2 ou 3 K de température ambiante)

Consigne de la sonde d’humidité relative

Si la sonde d’humidité relative est placée dans la gaine de reprise, tenir compte de la stratification des températures et diminuer la consigne d’humidité relative.

Si l’air est à 25°C alors que l’ambiance est à 22°C, une consigne réglée sur 50 % HR va générer en réalité une ambiance à 60 % HR.

Boucle d’eau glacée

Réglage correct de la température de l’eau glacée

Il est nécessaire d’avoir une température de départ d’eau glacée correcte pour assurer une climatisation efficace en été, surtout par des températures extérieures de 30°C.

Par contre, il est inutile que la température d’eau glacée soit trop basse, car cela provoque une consommation d’énergie supplémentaire par chaleur latente. Normalement (suivant calculs de conception) la température de départ de l’eau glacée doit être de 5 à 8 °C (voire 12°C pour les circuits de ventilo-convecteurs).

Or, sur les groupes frigo de plus de 100 KW, il y a souvent deux compresseurs et chacun peut travailler à plein débit ou à mi-débit (en fermant l’aspiration de la moitié des cylindres). On a donc une cascade à 4 étages de puissance commandée par la température de départ de l’eau glacée, mais souvent aussi par la température de retour qui est de l’ordre de 12 à 14°C (voire 18°C pour les circuits de ventilo-convecteurs).

D’où parfois une confusion qui fait que la température de départ de l’eau glacée (la seule importante) est trop haute ou trop basse. Il est donc important de noter en chaufferie, de façon apparente, la température de départ choisie par le concepteur et si la régulation est faite sur le départ ou sur le retour.

Plus en détail, voici une check-list de contrôle :

Soupapes de sécurité

Traces de fuite (traces d’humidité) autour de l’entonnoir.
Fuites = remplissage = accroissement de l’entartrage / ou de la corrosion interne.

Isolation des tuyauteries

Epaisseur régulière et continuité, absence d’humidité.

Les défauts réduisent le rendement de distribution et accroissent le risque lié aux remplissages excessifs.

Compteur de remplissage

Existence (sinon à placer), vérif. fonctionnement + relevés comparatifs.

En principe, sauf travaux il ne doit pas y avoir d’appoint. On tolère 1 % par an du volume du circuit.

Purgeurs points hauts

Absence de fuites coulant à l’intérieur de l’isolant.

Risques liés à la corrosion (remplissages, entartrages, etc).

Colonnes, réseau intérieur et/ou enterré

Qualité de l’isolant et absence de fuites.

Un mauvais isolant dégrade le rendement de distribution, ce qui fait augmenter irrationnellement la consommation liée à la production.

Vannage, pieds de colonne, etc

Manœuvrabilité, accessibilité, étanchéité des bourrages.

Si blocage, pas de possibilité de limiter les débits par zones, + pertes d’eau => risque liés aux remplissages trop fréquents.

Isolement hydraulique des machines en attente

Étanchéité, absence de circulation au travers des échangeurs de machines à l’arrêt.

Le mélange de fluides entre machines en service et à l’arrêt provoque un réchauffement indésiré de la température de départ eau glacée. Ceci conduit à devoir abaisser la température d’évaporation pour obtenir la température d’eau désirée et donc à dégrader le rendement de la machine.

Vases d’expansion fermés à pression variable

Isoler et vider le vase, la pression de tarage = hs + 1 [bar] (1 bar min) où hs = hauteur statique [bar].

Le cas de l’eau glacée est inverse à celui de l’eau de chauffage, c-à-d que la pression à l’arrêt doit être la plus élevée car l’eau se contractera lors du refroidissement.

Vannes à trois voies de régulation automatique

Libre mouvement, orientation, absence de fuites, positionnement.

Une mauvaise régulation de température conduit à des suppléments de consommation par refroidissement excessif.

Propriétés anti-gel

Si présence de glycol, mesurer la concentration et déterminer le point de congélation.

Risque de gel et de destruction d’équipements avec production anticipée de déchets.

Qualité d’eau

mesurer pH, TH, Cu,

Valeurs normales :

  • 9,2 < pH < 9,8 (Fe)
  • 8,2 < pH < 8,5 (Al)
  • 9 < pH glycol < 9,5
  • TH < 3 (eau)
  • TH < 5 (eau glycolée)
  • Cu < 0,3 mg/l (si supérieur, risque de corrosion de l’échangeur)

Voir aussi les aspects spécifiques à la maintenance des installations frigorifiques.

Centrale de traitement d’air

Clapets d’air

Fonctionnement, autorité, rappel automatique pour passage en recyclage hors période d’occupation.

Air neuf légalement requis 30 m³/h/personne; excès d’air neuf entraîne excès de consommations associées (froid ou chaud).

Filtration

Efficacité, résistance.

dp limite = dp départ + 150 Pa
Si < EU 5, risques d’allergies, propagation de poussières, etc …

Roue de récupération

Encrassement, fonctionnement moteur, courroie.

La dégradation de rendement provoque une augmentation de consommation d’énergie électrique.
L’encrassement peut propager odeurs, bactéries, etc…

Batterie de récupération

Charge en fluide, encrassement, débit.

Si hors service, augmentation de 50 % de la consommation liée au traitement de l’air neuf.

État des batteries

Corrosion, encrassement.

Obturation partielle signifie perte de rendement et nécessité de forcer les régimes de température pour obtenir le résultat, d’où dégradation de rendement. Traiter le bas des batteries froides condensantes à l’inhibiteur.

Etat des caissons

Salubrité.

La dégradation de surface peut boucher progressivement les batteries d’échange à l’aval, entraînant une perte de rendement.

Etat du laveur d’air

Trop-plein, déconcentration, propreté, mise à l’arrêt hors saison froide et hors occupation.

Excès de fonctionnement = gaspillage d’eau. Idem si fuite permanente à l’égout par le trop-plein ! Ne pas confondre avec la déconcentration qui doit être réglée à un taux de 3 à 4.

Séparateur de gouttelettes

Propreté, efficacité.

Eviter corrosion du ventilateur et des batteries.

Evacuationà l’égout

Salubrité, présence d’un coupe-air efficace.

Eviter l’aspiration de vapeurs éventuellement nocives.

Caisson du ventilateur

Propreté, entraînement d’eau.

Eviter l’entraînement de particules vers l’air ambiant.

Traitement UV

Compteur d’heures.

Au-delà de 8 000 h, changer le tube TL; nettoyer le tube quartz éventuel séparant le TL de l’eau.

VMC, Ventilation mécanique contrôlée

Ralenti de nuit ou arrêt.

Génère une économie importante sur une année ! Conserver tirage naturel dans les sanitaires.

Pour plus d’informations sur la maintenance des ventilateurs, on consultera la maintenance du réseau de distribution.

Unités terminales

Batteries chaudes et froides

Propreté, état général, vitesse d’expulsion d’air.

Les ventilateurs de type tangentiels (cage d’écureuil) ont un débit qui se réduit fortement dès encrassement du filtre. La vitesse d’expulsion doit approcher de 2 m/s (réduire la section, de sortie), sinon mauvais balayage du local traité.

Filtration éventuelle

État général, encrassement.

Risque de propagation d’odeurs, développement de colonies, manque d’échange thermique par manque de débit, remplacement plutôt que nettoyage par aspiration.

Débit d’air

Mesure et comparaison avec les données du constructeur.

Se situer à environ 85 % du nominal en vitesse moyenne. La vitesse minimale sert en chauffage, les autres en refroidissement.

Raccordements hydrauliques et évacuation de condensats

Absence de fuites, absence de dépôts intérieurs (flexibles EPDM p.ex.)

Risques liés à la perte d’eau (corrosion, entartrage, etc…) + bouchage flexible = réduction de puissance émise. Préférer les liaisons en matériau rigide (p.ex. inox cannelé).

Vitesse et arrêt des pompes

Photo pompes.

Surdimensionnement des pompes

Les pompes de circulation de la boucle d’eau glacée sont très souvent surdimensionnées (comme c’est le cas aussi en chauffage). Du fait des faibles écarts de températures entre aller et retour, les puissances des pompes sont plus importantes que celles que l’on trouve en chauffage. Si elles sont surdimensionnées, le potentiel d’économie d’énergie électrique est très important !

Que faire ?

Pour mesurer le surdimensionnement, une première méthode consiste à vérifier le Delta T° entre aller et retour et à le comparer avec les valeurs nominales. Par exemple, soit un réseau prévu au régime 6° – 12°C. Si par temps très chaud, le fonctionnement est du type 6° – 9°C et que tous les consommateurs sont satisfaits, la pompe est surdimensionnée d’un facteur 2. Dès lors :

> Soit deux pompes sont prévues en parallèle : on pourrait essayer avec une seule pompe (d’année en année, réaliser une alternance entre les pompes).

> Soit on peut réduire la vitesse des pompes ou changer le moteur (si c’est une pompe in-line) ou carrément changer la pompe.

> Soit il s’agit d’une pompe récente, permettant 3 ou 4 vitesses de rotation, où même à vitesse variable :

  • Si elles sont à plusieurs vitesses il faut adopter une vitesse plus faible et le noter de façon visible sur l’appareil.
  • S’il s’agit de pompes à vitesse variable il est indispensable d’utiliser la documentation de la pompe pour faire le réglage. En effet, il existe plusieurs type de régulation à vitesse variable, soit à pression constante, soit à pression décroissante ou même en fonction de la température. Il est donc indispensable que la documentation des pompes se trouve en chaufferie.
  • Enfin, certaines pompes à vitesse variable se règlent par une télécommande portable.

Une deuxième méthode de vérification consiste à mesurer le débit réel via le raccordement d’un manomètre aux prises de pression accessibles de part et d’autres de la pompe. Connaissant la caractéristique du circulateur (voir catalogue du constructeur) et le Delta P de fonctionnement, on en déduit le débit, à comparer avec le débit nécessaire donné par conception.

Arrêt des pompes

On évitera de laisser les circuits froids en service alors qu’il n’y a pas de demande : nuit, WE, hiver, entre-saisons, …

On évitera également de laisser les vases tampons froids lorsqu’il n’y a pas de demande.

Traitement des eaux

Adoucisseur

Mesure de TH (dureté permanente).

Maximum 7° f en sortie, si alimentation d’un laveur d’air en inox et court trajet
OK pour TH 0° f (réduit entartrage).

Préparateur d’eau chaude sanitaire

Prélever échantillon d’eau et faire analyser bactériologiquement.
Si présence de legionnella ou autre, traitement ad hoc à prévoir.

Contrat d’entretien

Objectifs

Les installations techniques de chauffage, de ventilation et de climatisation doivent être entretenues, mais aussi réglées et conduites avec les objectifs suivants :

  • le maintien des conditions de confort des occupants, tant en été qu’en hiver,
  • l’économie des énergies, fuel/gaz et électricité, en effectuant les meilleurs réglages possibles des équipements existants,
  • le maintien des équipements en bon état de fonctionnement par un entretien adapté à leurs spécificités,
  • la sécurité de fonctionnement des équipements,
  • la sécurité des personnes.

Contenu du contrat d’entretien

Un cahier des charges technique d’entretien doit être établi par le client au moment de l’appel d’offres aux différentes entreprises de maintenance.

Ce document doit contenir, en plus des principales clauses générales administratives et juridiques, les deux documents techniques suivants :

  • la liste de tous les équipements à entretenir avec leurs dates de fabrication et leurs principales caractéristiques techniques,
  • la liste des prestations techniques d’entretien et de contrôle à réaliser sur chaque type d’équipement avec leur fréquence.

Le nombre minimum de visites de contrôle par an (en plus de celles indispensables pour l’entretien) est donc imposé, suivant complexité des installations : 4 (minimum) à 12 fois par an.

Il ne faut donc pas laisser les sociétés de maintenance proposer librement le programme d’entretien et le nombre de visites pour les contrôles, les réglages et la conduite. Sinon, on risque de confier l’entretien à l’offre la moins chère qui est souvent la moins bonne ou la moins complète. En effet, dans le but d’emporter le marché certaines entreprises proposent un programme insuffisant.

Contrôle de maintenance

Il est très utile de prévoir dès la rédaction du contrat d’entretien un système de contrôle d’entretien par le client, par son Responsable Énergie ou par son Ingénieur Conseils. Et donc d’en faciliter le travail ultérieur.

En général, les sociétés de maintenance préparent pour chaque chantier un planning d’entretien prévisionnel, ce planning ne donne que les dates prévues pour les différents entretiens et ne permet donc aucun contrôle de ce qui a été effectivement réalisé. Il est donc très utile de prévoir l’obligation d’afficher en chaufferie un planning mensuel ou trimestriel d’entretien vierge sur lequel la société de maintenance aura l’obligation de noter la date de chaque prestation contractuelle après qu’elle ait été effectuée.

Après une saison de chauffe complète, le planning doit donc être complètement rempli. Ce système permet de contrôler mois par mois l’état d’avancement de l’entretien. En plus de cela, les techniciens inscriront dans le carnet d’entretien conservé en chaufferie toutes les autres interventions non contractuelles, comme les dépannages, les visites supplémentaires, les modifications, etc.

Critères de qualité

Il faut prévoir des critères de qualité énergétique à respecter. Par exemple, pour une grosse installation, on peut imaginer de placer un compteur d’énergie sur l’eau glacée et un compteur électrique sur le compresseur (coût de l’ordre de 5 000 Euros). Il sera alors possible d’imposer un COP moyen annuel minimum à la société de maintenance… en laissant celle-ci se débrouiller pour y arriver. Un remboursement de la différence peut être prévu comme pénalité en cas de non-respect.

Bien sûr, le contrôle d’entretien ne sert à rien non plus s’il n’y a pas de sanctions prévues en cas de manque d’entretien. Il est donc conseillé de prévoir dans le contrat des clauses du type :

  • Le paiement des factures trimestrielles pourra être bloqué jusqu’à la réalisation complète des prestations prévues.
  • Une pénalité de 125 € par brûleur et par contrôle sera due au cas où les deux contrôles annuels contractuels n’auront pas été effectués à la fin de l’année et les attestations de réglage envoyées au Client.
  • Même type de pénalités pour l’oubli du nettoyage ou du remplacement des filtres, ou autres opérations ponctuelles importantes.

Il faut aussi éviter de mettre dans le contrat d’entretien des clauses qui vous obligent à perdre du temps et de l’argent en passant devant un tribunal pour le plus petit litige.

Prix du Contrat d’Entretien

Le bon fonctionnement économique des installations dépend beaucoup de l’entretien et des réglages des équipements. Or, ceux-ci ne seront réalisés correctement que si le prix du contrat d’entretien est suffisant. Il faut donc éviter de souscrire à une offre de contrat d’entretien dont le prix est anormalement trop bas.

Depuis de nombreuses années, les grosses sociétés de maintenance se font une concurrence féroce afin d’augmenter leur part de marché et d’aboutir à la faillite et à la reprise des plus faibles. Il en résulte souvent des offres de prix anormalement basses pour de gros chantiers.

Lorsque ces offres sont faites à perte, ce qui est parfois le cas, l’entreprise qui a obtenu le marché a plusieurs possibilités pour ne pas y perdre : le plus simple est de ne faire qu’une petite partie de l’entretien et des contrôles prévus, une autre solution est de remplacer par du neuf (avec 20 à 30 % de bénéfice) tous les équipements qui devraient être dépannés, ou remis en état.

Cas vécu

Sur base d’un cahier des charges précis et identique pour tous les soumissionnaires, les offres étaient de : 22 150 €/an, 13 700 €/an et 5828 €/an ! Heureusement, le Client (secteur privé) a éliminé l’offre la plus basse et a choisi celle de 13 700 €/an.

Personnel d’entretien

Le choix de la société d’entretien et du personnel de contrôle et de conduite est un problème très important, car pour une grosse installation, toutes les sociétés de maintenance ne se valent pas.

D’abord, il faut vérifier que les sociétés qui présentent une offre de contrat d’entretien ont bien la compétence nécessaire pour les installations en place, en particulier concernant les groupes frigorifiques, les régulations digitales ou les régulations informatisées avec télésurveillance. Il faut aussi vérifier si la société de maintenance possède bien un service de dépannage 24h sur 24h, y compris (et surtout) en juillet et août, à l’époque ou la climatisation est indispensable et où une panne ne peut pas attendre la fin des congés annuels du bâtiment.

Voici 2 cas vécus

  • La société de maintenance qui propose l’entretien des installations de climatisation ne possède pas de technicien frigoriste. Elle sous-traite alors une fois par an un gros entretien du groupe frigo mais ne peut donc pas assurer correctement les autres prestations contractuelles de contrôle de ces équipements spécifiques.
  • Une société de maintenance qui n’a pas de frigoriste constate la panne complète d’un groupe frigo de 2 ans d’âge, elle diagnostique une destruction complète au niveau des clapets et propose le remplacement du groupe pour un montant de 12 400 € HTVA. Heureusement, le Client a eu recours à un Bureau d’Ingénieur Conseil et vérification faite, il n’y avait qu’un problème de fluide frigorigène et aucun dégât aux machines.

Lorsque l’on a choisi une bonne société d’entretien, on n’est pas encore sûr d’avoir un bon entretien, de bons réglages et une bonne conduite des installations. Il faut impérativement que toute la chaîne humaine de décision et d’exécution soit composée (dans votre région) de personnes compétentes et au courant de vos installations.
En général, on distingue les personnes suivantes :

  • Le responsable de l’entretien
    Au siège de la société d’entretien, il doit y avoir un ingénieur responsable du bon déroulement de l’entretien et de la conduite des installations. Il commande le personnel technique et doit vérifier par les documents ad hoc le bon déroulement de l’entretien et de la conduite. Il doit aussi être l’interlocuteur du Client (ou de son Responsable Énergie) en cas de problème.
  • Le chef de chantier
    Toute installation nécessite des spécialistes pour les différents équipements : brûleurs, chaudières, pompes, groupes frigo, groupes de pulsion, régulations, télésurveillance (informaticiens); mais aussi des électriciens, monteurs, soudeurs, etc. Au-dessus de ce personnel technique, il faut un responsable de chantier. Il ne doit pas être ingénieur, mais ce doit être un bon technicien polyvalent et surtout il doit toujours être le même, car il doit bien connaître votre installation et son passé.

Il est impératif que le Client ou son Responsable Energie connaisse le Responsable de l’entretien de la société de maintenance et le chef de chantier. On évitera les communications hiérarchiques inutiles en s’adressant directement au chef de chantier pour les petits problèmes et seulement au Responsable de l’entretien pour les problèmes plus importants ou pour ceux qui n’ont pas pu se résoudre autrement.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer les énergies et les consommations mises en jeu

Évaluer les énergies et les consommations mises en jeu

Préchauffage du système

Le préchauffage du système est la phase de mise à température et en pression de la vapeur en partant des conditions initiales d’un générateur au repos (température de l’eau dans le générateur à la température ambiante).

Plusieurs étapes sont nécessaires pour parvenir à un état stable de la vapeur en pression et en température.

Depuis l’instant où les résistances électriques chauffantes du générateur ont fourni leur énergie à l’eau froide jusqu’à l’arrivée à la stabilisation en température et en pression de la vapeur saturée (titre x = 1), le cycle de préchauffage est passé par plusieurs étapes :

  • L’eau est montée en température jusqu’à 100°C (chaleur sensible).
  • De la vapeur s’est formée dans un volume fixe composé de la partie au dessus de la phase liquide dans le générateur, la distribution et la double enveloppe de l’autoclave (chaleur latente de vaporisation à la pression absolue de 1 bar).
  • Au fur et à mesure que la vapeur s’est formée à volume constant, la pression de la vapeur a augmenté, élevant progressivement la température d’ébullition à 134°C pour une pression de saturation de 3,044 bar (chaleur de vaporisation à 3,044 bar). À ce stade, en réduisant l’apport de chaleur (on ne compense plus que les pertes dans les parois), la vapeur reste stable à saturation.

L’énergie nécessaire pour obtenir de la vapeur à une pression de 3 [bar] 134 [°C], vaut :

Qproduction = h »vapeur à 3 bar 134°C – h’eau à 15°C = 2 727 [kJ/kg] – 67 [kJ/kg]

Qproduction = 2 659 [kJ/kg]

Sur base d’expériences de terrain :

  • Le nombre de démarrage par an de l’installation est de 312 (6 x 52).
  • L’énergie nécessaire pour transformer 1 litre d’eau en vapeur 3 [bar] 134 [°C] est de 2 659 [kJ/kg].
  • La puissance des résistances électriques du générateur est de 40 [kW].
  • Le temps estimé pour que l’installation soit stable lors de la mise en service est de 0,25 [h]; ceci intègre à la fois l’énergie nécessaire pour amener la vapeur à une pression de 3 [bar] et celle pour réchauffer les équipements (condensation présente).

On fait l’hypothèse que les résistances chauffantes sont à pleine puissance pendant le quart d’heure nécessaire à la stabilisation de la phase gazeuse; ce qui n’est pas tout à fait vrai vu que la régulation du générateur est basé sur un étagement de la puissance des résistances chauffantes et qu’en fin de transformation de la vapeur, seul un étage de résistances est encore enclenché. Cette hypothèse conduit à une surestimation de la puissance appelée.

La quantité annuelle de vapeur nécessaire pour remplir le volume du générateur (partie au dessus de l’eau), de la distribution et de la double enveloppe est:

Consommation totale de vapeur =

Nombredémarrage/an x tempsstabilisation x Puissancegénérateur / Qproduction

=

312 [dém./an] x 0,25 [h] x 40 [kW] x 3 600 / 2 659 [kJ/kg]

=  4 224 [kg/an]

Cette consommation intervient dans le bilan total.
La quantité totale d’énergie nécessaire pour le préchauffage vaut :

Consommation totale d’énergie =

Nombredémarrage/an x tempsstabilisation x Puissancegénérateur 

=

312 [dém./an] x 0,25 [h] x 40 [kW]

=  3 120 [kWh/an]

En terme de pertes, il est difficile d’évaluer la proportion de l’énergie électrique consommée servant à :

  • transformer l’eau en vapeur à la pression de 3 [bar],
  • compenser les pertes vers l’ambiance.

Par simplification et en considérant que la masse de vapeur disponible dans un volume restreint est faible, les 3 120 [kWh/an] sont perdus dans la zone technique.

Consommation d’un cycle

Afin d’évaluer l’efficacité énergétique du système de stérilisation, il est nécessaire d’établir le bilan énergétique complet par cycle puis de l’extrapoler afin de déterminer le bilan annuel.

Sur base des données du constructeur et de l’étude thermodynamique du cycle, le bilan énergétique peut être évalué.

Théories

 Pour en savoir plus sur le bilan énergétique.

1. Données de base

Un constructeur de stérilisateur fournit des données précises des consommations d’un stérilisateur standard couramment rencontré sur le marché :

Le préchauffage du système est la phase de mise à température et en pression de la vapeur en partant des conditions initiales d’un générateur au repos (température de l’eau dans le générateur à la température ambiante).

Plusieurs étapes sont nécessaires pour parvenir à un état stable de la vapeur en pression et en température.

Le stérilisateur présente les caractéristiques techniques suivantes :

  • plage de température de stérilisation : 105-135°C,
  • volume de la chambre de stérilisation : 587 litres,
  • Capacité: 8 DIN (panier de 600 x 300 x 300 mm),
  • double porte,
  • générateur de valeur :
    • puissance électrique : 40 kW,
    • volume intérieur : 52 litres,
    • volume d’eau : 31 litres.
  • pas de recyclage des condensats (configuration « no ECO »),
  • le système de stérilisation est local; c’est à dire que l’installation est compacte et que la distribution est composée de sections de tuyauterie réduites au maximum (importance de réduire les déperditions thermiques dans la distribution).

Les caractéristiques de la pompe à vide ne sont pas précisées. La plupart du temps on rencontre des pompes à vide à anneau liquide avec une puissance électrique de 2,2 [kW].

Le bilan des consommations et des apports énergétiques est repris dans le tableau suivant.

Bilan des entrées et sorties énergétiques du système
Équipement Type Unité Consommation/cycle
Générateur de vapeur Entrée eau osmosée litres 13
électricité kWh 8,6
Sortie déperditions calorifiques à travers les conduites kW 0,8
Distribution Sortie pertes des conduites kW faibles
Autoclave Sortie pertes thermiques dans les parois de la double enveloppe kW 2,1
pertes thermiques des parois des portes de la chambre kW/porte – fermée : 0,5
– ouverte : 1,4
Pompe à vide Entrée eau adoucie litres 216
électricité du moteur de pompe kW 2,2
Sortie condensat litres 229

2. Consommation énergétique de vapeur

Cycle moyen

Les valeurs reprises dans le tableau sont des valeurs moyennes. Dans la pratique, on se rend compte que l’on peut atteindre des valeurs très variables suivant le type de charge à stériliser. En effet, une charge composée de linge change radicalement les consommations par rapport à une charge composée d’instruments métalliques de chirurgie (passage de 13 à 20 litres d’eau osmosée – 8,6 à 15,6 kWh au niveau du générateur électrique).

Estimation de l’énergie consommée par cycle

Si on se réfère à l’écart d’enthalpie sur le diagramme de Mollier de la vapeur d’eau entre de l’eau à 15°C 1 bar et de la vapeur saturée à 134°C 3.044 mbar, en multipliant la valeur de 2 670 kJ/kg ou 0,74 kWh/litre d’eau par la consommation d’eau, on obtient l’énergie dépensée par cycle; soit:

Consommation vapeur = 0,74 [kWh/litre] x 13 [litre/cycle] = 9,62 [kWh/cycle]

Cette énergie est plus importante que celle annoncée par le constructeur; soit 8,6  kWh (écart de 10 %).

3. Pertes des parois du système

Perte des parois

Dans cette configuration de stérilisateur (locale), les pertes thermiques à travers les parois des différents équipements sont sommées; à savoir :

pertes des parois  [kW] = Pertesgénérateur + Pertesdouble paroi + Pertesportes + Pertesdistribution

pertes des parois = 0,8 + 2,1 + 0,5 + négligeables = 3.4 [kW]

Énergie perdue

L’énergie perdue à travers les parois durant un cycle est possible à évaluer puisqu’on peut considérer qu’au niveau :

  • du générateur,
  • de la distribution,
  • de la double enveloppe.

les pertes sont constantes pour la simple raison que la vapeur saturée est stable en température et en pression à l’intérieur du système.

On ne peut pas tenir le même raisonnement pour les portes de la chambre de stérilisation. En effet, la température dans la chambre varie au cours du temps et il serait nécessaire d’intégrer la courbe de température en fonction du temps du cycle; les pertes étant proportionnelles à l’écart de température [t°chambre-t°ambiante]. Néanmoins, les valeurs données par le constructeur sont des valeurs moyennes par cycle.

Énergie perdue dans les parois par cycle  [kWh] = (Pertesgénérateur + Pertesdouble paroi + Pertesportes + Pertesdistribution) x durée d’un cycle [heures]

= 3.4 [kW] x 0,75 = 2,55 kWh

4. Pertes dans les condensats de vapeur

Dans le générateur

Les condensats formés dans le générateur sont récupérés puisqu’ils se remélangent directement à l’eau de production de vapeur. On devine leur présence par le fait que les parois échangent de la chaleur avec l’ambiance; la vapeur cédant sa chaleur de condensation aux parois.

Estimation de la masse de condensats dans le générateur:

mcondensats _g = 1 [kg] à 134 [°C]

Dans la distribution et la double enveloppe

Des condensats de vapeur se forment en permanence pendant toute la durée du cycle de stérilisation. En effet, la vapeur se refroidit au contact des parois, se condense et enfin est évacuée de la distribution, de la double enveloppe par des pièges à eau. Ces condensats sont, en général, évacués à l’égout.

Estimation de la masse de condensats dans le générateur:

mcondensats _de = 2.6 [kg] à 134 [°C]

Dans la chambre de stérilisation

Pendant les phases de prétraitement, de stérilisation et de sèchage, la vapeur perd de l’énergie en cédant sa chaleur de condensation aux parois (portes) et à la charge. Il est résulte que des condensats se forment aussi dans la chambre.

Dans cette estimation, on suppose que les condensats se forment principalement au début de prétraitement lorsque la charge et les parois des portes sont froides par rapport à la température de la vapeur à 100 [°C]. On suppose qu’à partir de la 4ème injection de vapeur pour atteindre le « plateau » de stérilisation à 134 [°C], la vapeur échange beaucoup moins de chaleur avec la charge et les portes. À noter que les parois séparant la chambre de la double enveloppe provoquent peu de condensation (parois chaudes).

Estimation de la masse de condensats dans la chambre de stérilisation :

  • d’une part, la masse de condensats due à la charge;

mcondensats _ch = 10 [kg] à 100 [°C]

  • d’autre part, la masse de condensats due aux portes.

mcondensats _po = 0,6 [kg] à 100 [°C]

Dans la pompe à vide

La pompe à vide aspire régulièrement le mélange diphasique de vapeur et de condensats de la chambre de stérilisation.

On se rend compte, en analysant le bilan énergétique de la pompe à vide, qu’une bonne partie de l’énergie du cycle de stérilisation se retrouve dans les condensats formés dans la chambre. À ce stade du cycle, l’énergie résiduelle est encore importante.

A chaque évacuation de la chambre, les condensats et la vapeur sont mélangés à l’eau froide de l’anneau liquide et perdent, par conséquent, leur énergie.

5. Récapitulatif du bilan énergétique

Théories

 Pour en savoir plus sur le bilan énergétique.

Bilan d’un cycle de stérilisation

Le schéma et le tableau suivants représentent la distribution énergétique durant un cycle de stérilisation. On voit sur ce cycle que l’on se place dans des conditions énergétiques déplorables où l’on ne récupère rien. En effet, et comme c’est souvent le cas dans la pratique, les pertes par les parois confinées en grande partie dans l’espace technique des stérilisateurs sont évacuées directement à l’extérieur et la chaleur résiduelle des condensats mélangés à l’eau de l’anneau liquide de la pompe à vide est perdue à l’égout.

Bilan global
Énergies en entrée kWh/cycles %
Générateur 10 68
Pompe à vide 4,6 32
Énergies en sortie kWh/cycles
Mélange condensats et liquide de service 9,4 64
Condensats de la double enveloppe 0,4 4
Pertes par les parois 2,5 17
Chaleur résiduelle de la charge et de la cuve vers l’ambiance 2,2 15

Bilan énergétique annuel des cycles

Sur base de l’évaluation du bilan énergétique et de données fournies par un hôpital de capacité moyenne, le bilan global par année est présenté ci-dessous.

Soit :

Quelques chiffres de consommation pour un hôpital de 250 lits
Équipement Quantité Nbre de cycle/équipement.an Nbre de cycle total
Stérilisateur 4 1 572 6 291
Consommation Unité /cycles /an
Eau osmosée (vapeur) m³ 0,013 82
Eau adoucie (vide) m³ 0,216 1 358
Électricité kWh 10,7 66 936
Pertes Unité /cycles /an
Rejet à l’égout kWh 9,4 + 0,4 59 135 + 2516
zone technique 2,6 16 042
Ambiance (nécessité de climatiser?) 2,3 14 155

Bilan financier annuel des cycles

Ici, le coût annuel d’exploitation des stérilisateurs est traité uniquement en fonction de la consommation énergétique et de la production d’eau. En reprenant le cas de l’hôpital de 250 lits, on peut considérer les coûts dans le tableau suivant sachant que:

  • le coût de l’eau traitée est fonction de la dureté de l’eau brute (moyenne de 30-35 °F). De l’ordre de:
    • 1,9 [€/m³] pour l’eau osmosée;
    • 1,7 [€/m³] pour l’eau adoucie.
  • le prix du KWh électrique est de 0,11 [€].
Quelques chiffres de coûts pour un hôpital de 250 lits
Équipement Quantité Nbre de cycle/équipement.an Nbre de cycle total
Stérilisateur 4 1 572 6 291
Consommation Unité Quantité total Coût unitaire Coût total [€]
Eau osmosée (vapeur) m³ 82 2.75 [€/m³] 156
Eau adoucie (vide) m³ 1 358 2,5 [€/m³] 3 395
Électricité kWh 66 936 0,11 [€/kWh] 7 362

Consommation entre les cycles

Attention que les coûts estimés sur base des cycles ne reprennent que les consommations pendant ces cycles; ce qui en réalité sous-estime les consommations réelles puisque la vapeur est maintenue à une pression de 3 bar dans la double enveloppe pendant la journée. Ce qui veut dire, qu’entre les cycles, il faut tenir compte des consommations de vapeur dues aux pertes par les parois :

  • du générateur (0,8 [kW]),
  • de la distribution et de la double enveloppe (2,1 [kW]),
  • de la chambre avec porte fermée (0,5 [kW]).

quantifiées par la condensation de vapeur à 3 [bar] :

Qperte_inter cycle  = h »vapeur à 3 bar 134°C – h’eau à 3 bar 134°C = 2 726 [kJ/kg] – 561 [kJ/kg]

Qproduction = 2 165 [kJ/kg]

La chaleur résiduelle dans les condensats s’exprime par la relation :

Qcond_inter cycle  = h’vapeur à 3 bar 134°C – h’eau à 15°C = 561 [kJ/kg] – 67 [kJ/kg]

Qproduction = 494 [kJ/kg]

Bilan énergétique annuel entre les cycles

On rappelle que sur base d’expériences de terrain:

  • la durée moyenne d’un cycle est de l’ordre de 0,75 [h];
  • la durée de présence en stérilisation est de l’ordre de 14 [h/jour], 5,5 [jour/semaine];
  • l’énergie de condensation de la vapeur à 3 bar est de 2 165 [kJ/kg];
  • l’énergie résiduelle dans les condensats est de 494 [kJ/kg].

Sur une année, les consommations sont consignés dans le tableau suivant :

Consommation entre les cycles
Unité Quantité

Nbre d’équipement

 – 4
Nbre de cycle/équipement.an
 cycle/an 1 572
Durée des cycles/équipement.an
 h/équi.an 1 572 x 0,75 = 1 179
Nbre d’heure de fct en Stérilisation
 h/an 4 000
Durée entre cycle/équipement.an
 /équi.an 4 000 – 1 179 = 2 821
Durée totale entre cycles/an
 h/an 2 821 x 4 = 11 284
Pertes dans les parois entre les cycles
 kWh/an 11 284 x (0,8 + 2,1 + 0,5) = 38 365
Quantité de vapeur nécessaire entre cycles/an kg/an 11 284 x (2,1 + 0,5) x 3600 /2 165

= 48 784
Énergie résiduelle dans les condensats kWh/an 48 784 x 494 / 3 600 = 6 694
Énergie électrique nécessaire au générateur kWh/an 38 365 + 6 694 = 45 059

Si la durée moyenne d’un cycle augmente, comme c’est le cas dans certaines stérilisations centrales (pour des raisons d’assurance qualité), les calculs dans le tableau ci-dessus changent :

  • Les intercycles diminuent et réduisent la possibilité de valoriser l’intermittence.
  • Les consommations d’eau et énergétiques pendant les cycles sont plus importantes.
  • …
Consommation entre les cycles
Unité Quantité
Nbre d’équipement
 – 4
Nbre de cycle/équipement.an
 cycle/an 1 572
Durée des cycles/équipement.an
 h/équi.an 1 572 x 1,25 = 1 965
Nbre d’heure de fct en Stérilisation
 h/an 4 000
Durée entre cycle/équipement.an
 h/équi.an 4 000 – 1 965 = 2 035

Durée totale entre cycles/an

 h/an 2 035  x 4 = 8 140

 

Pertes dans les parois entre les cycles
 kWh/an 8 140 x (0,8 + 2,1 + 0,5) = 27 676
Quantité de vapeur nécessaire entre cycles/an kg/an 8 140  x (2,1 + 0,5) x 3600 /2 165

= 35 192

Énergie résiduelle dans les condensats kWh/an 35 192 x 494 / 3 600 = 4 829
Énergie électrique nécessaire au générateur kWh/an 27 676 + 4 829 = 32 505

Bilan financier annuel entre les cycles

Consommation Unité Quantité total Coût unitaire Coût total [€]
Entre les cycles/an
Eau osmosée (vapeur) m³ 48 2,75 [€/m³] 132
Électricité kWh 45 059 0,11 [€/kWh] 4 956

Bilan énergétique global

Influence des temps morts entre cycles

Sachant que l’on peut grouper les consommations entre les cycles et le démarrage, ce bilan permet de mettre en évidence le gaspillage d’énergie entre les cycles (42 %) afin de maintenir le système sous pression et naturellement à haute température.

Consommation [kWh]
Entre les cycles
45 059 + 3 120
Pendant les cycles
66 936

Répartition des coûts

Ce bilan total annuel montre qu’il est impératif d’analyser les possibilités d’optimiser à la fois les consommations d’électricité et d’eau.

Consommation Unité Quantité total Coût unitaire Coût total [€/an]
Entre les cycles
Eau osmosée (vapeur) m³/an 48 2,75 [€/m³] 132
Électricité kWhan 45 059 0,11 [€/kWh] 4 956
Pendant les cycles
Eau osmosée (vapeur) m³/an 82 2,75 [€/m³] 225
Eau adoucie (vide) m³/an 1 358 2,5 [€/m³] 3 395
Électricité kWh/an 66 936 0,11 [€/kWh] 7 362
Au démarrage de l’installation
Eau osmosée (vapeur) m³/an 4,2 2,75 [€/m³] 11
Électricité kWh/an 3 120 0,11 [€/kWh] 343

Coût global des consommations

Ce qui donne par type de consommation les coûts suivants :

Consommation Unité Quantité total coût unitaire coût total [€]
Consommations et coûts annuels

Eau osmosée (vapeur)

 m³ 134 2,75 [€/m³]
368
Eau adoucie (vide)
 m³ 1 358 2,5 [€/m³]
3 395
Électricité
 kWh 115 115 0,11 [€/kWh]
12 662
Total 16 425

Répartition des pertes annuelles par secteur

La répartition des pertes est :

Répartition des pertes
Unité Quantité

Rejet à l’égout

 KWh/an 36 739 + 6 694 = 43 433
Chaleur dans la zone technique
 16 042 + 32 723 + 3 120 = 51 885
Chaleur dans l’ambiance
 14 155 + 5 642 = 19 797
Total 115 115

Conclusions

Si on se réfère à la consommation totale d’énergie électrique d’un hôpital de 250 lits (par rapport à notre exemple), soit 10 000 kWh/lit, on se rend compte que la consommation électrique d’un parc de 4 stérilisateurs est de l’ordre de 4 à 5 % de la facture énergétique.

Source ICEDD.

Consommation annuelle électrique
Unité Quantité
Pour 4 stérilisateurs
 KWh/an 115 115
Totale pour 250 lits
 10 000 x 250 = 2 500 000
Soit 4,6 %

Il est bien évident que l’activité chirurgicale est différente d’un hôpital à l’autre et, par conséquent, ce ratio est variable.
À titre comparatif, sachant que :

  • 1 [L] de mazout ou 1 [m³] de gaz libère 10 [kWh] d’énergie,
  • le rendement moyen des centrales électrique étant de 38 %;
  • les pertes au niveau du transport électrique sont de l’ordre de 10 %.

on se rend compte que sans limitation des pertes que l’on consomme l’équivalent de

11 511 / (0,38 x 0,9) [L] de fuel ou [m³] de gaz de centrale électrique. Soit :

33 658[L] de fuel ou [m³] de gaz

À noter que le bilan des pertes peut-être plus optimiste si on considère que la chaleur cédée par les stérilisateurs à l’ambiance sert à chauffer le local en période froide. Si par malheur, la stérilisation est équipée d’une climatisation ou d’une ventilation rafraîchie tout au long de l’année (ce qui est souvent le cas) et qu’il y a destruction de l’énergie (on chauffe et on refroidit en même temps), le dégagement calorifique des stérilisateurs vers l’ambiance constitue une perte.

Image de l’auteur/autrice Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isolants synthétiques

Isolants synthétiques

Les mousses synthétiques

La mousse de polyuréthanne (PUR)

Photo mousse de polyuréthanne (PUR).

Il s’agit de panneaux à base de mousse expansée de polyuréthanne.

Le polyuréthanne se caractérise par un pouvoir isolant élevé. Il résiste cependant mal à la chaleur, au feu et au rayonnement ultra-violet.

Les panneaux de polyuréthanne destinés aux toitures plates auront une densité volumique (ρ) au moins égale à 30 kg/m³. Ces panneaux sont surfacés d’un revêtement synthétique ou d’un voile de verre bitumé sur les deux faces, destinés à faciliter les liaisons avec les couches inférieures et supérieures.

La mousse de polyisocyanurate (PIR)

Il s’agit de panneaux à base de mousse expansée de polyisocyanurate.

Le polyisocyanurate se caractérise par un meilleur comportement au feu que le polyuréthane mais ses propriétés mécaniques sont plus faibles.

Les panneaux de polyisocyanurate destinés aux toitures plates sont surfacés d’un revêtement synthétique ou d’un voile de verre bitumé sur les deux faces, destinés à faciliter les liaisons avec les couches inférieures et supérieures.

La mousse de polystyrène expansé (EPS et EPS-SE)

Photo mousse de polystyrène expansé (EPS et EPS-SE).Photo mousse de polystyrène expansé, détail.

Il s’agit de panneaux à base de mousse expansée de polystyrène.

Le polystyrène expansé se caractérise par un retrait de naissance important. Il ne peut être exposé longtemps à une température supérieure à 70°C. Il résiste mal au feu. Il existe cependant des panneaux dont le comportement au feu est meilleur (qualité SE).

Les panneaux en polystyrène expansé destinés aux toitures plates sont recouverts sur les deux faces d’un voile de verre bitumé avec recouvrement au droit des joints.

La mousse de polystyrène extrudé (XPS)

Photo mousse de polystyrène extrudé (XPS).   Photo mousse de polystyrène extrudé, détail.

  

Il s’agit de panneaux à base de mousse extrudée de polystyrène.

Le polystyrène extrudé se caractérise par une structure cellulaire fermée et une surface d’extrusion qui empêchent l’absorption d’humidité. Son coefficient de dilatation thermique est très élevé. Il résiste mal au feu et à une exposition prolongée à une température supérieure à 75°C.

La mousse phénolique (PF)

Il s’agit de panneaux à base de mousse résolique à structure cellulaire fermée.

La mousse phénolique se caractérise par un bon comportement au feu et un pouvoir isolant très élevé.

Autres caractéristiques des mousses synthétiques

Les mousses synthétiques sont étanches à l’eau, faiblement perméables à la vapeur d’eau et très faiblement perméable à l’air.

Les isolants sous vide

Faisant partie de la toute nouvelle génération d’isolant, les isolants sous vide séduisent notamment par leurs performances thermiques impressionnantes, mais aussi par leur faible épaisseur.

Qu’est-ce qu’un isolant sous vide ?

Matériau très récent dans les pratiques de l’isolation en construction neuve ou en rénovation, l’isolant sous vide est également connu sous le nom de PIV (Panneau Isolant sous Vide).

Un isolant sous vide est généralement constitué d’une nano-poudre de silice emballée dans un film étanche et mis sous vide. Il faut préciser que ce type d’isolant est conçu pour être utilisé sur une surface plane. Selon les fabricants, ce type d’isolant est particulièrement recommandé pour l’isolation du sol, des toitures plates, ainsi que les terrasses et balcons.

Les avantages de l’isolant sous vide

Sa faible conductivité thermique

La première caractéristique que l’on connaît et qui distingue l’isolant sous vide des autres types d’isolants c’est bien sa performance en terme d’isolation grâce à sa faible conductivité thermique dont la valeur se trouve entre 0,0052 et 0,0070 W/m.K. Si on compare avec les isolants plus traditionnels comme la laine minérale (entre 0,031 et 0,045 W/m.K) ou le Polyuréthane (entre 0,022 et 0,028 W/m.K), l’isolant sous vide a une conductivité thermique 6 fois plus basse que la laine de roche et 4 fois plus basse que le Polyuréthane.

Sa faible épaisseur

Les isolants sous vide permettent également de gagner de l’espace par rapport aux isolants classiques. Comme sa conductivité thermique est faible, il suffit d’une faible épaisseur pour que l’isolation réponde aux exigences actuelles en matière de performance thermique.

Les inconvénients de l’isolation sous vide

Les isolants sous vide sont des matériaux très récents sur le marché. Il ne suffit pas juste de les adopter, il faut aussi savoir les poser et les utiliser pour qu’ils puissent être le plus efficaces possible.

Sa fragilité

Les panneaux d’isolants sous vide sont non seulement des matériaux récents, mais leur usage est encore en quelque sorte en phase expérimentale. L’installation de ce type d’isolant est actuellement plus complexe qu’une pose d’un isolant classique. La raison est sa fragilité qui requiert d’être particulièrement prudent lors de la pose. Cet isolant ne peut être troué, percé ou découpé, contrairement aux autres isolants rigides comme le polyuréthane ou le polystyrène expansé ou extrudé.

Son coût

Ces matériaux sont encore produits en petite quantité par rapport aux isolants classiques. Qui plus est, la conception du panneau d’isolant sous vide est assez technique. Dès lors, le coût de tels matériaux s’avère actuellement être très élevé.

Les isolants minces réfléchissants

Photo isolants minces réfléchissants.  Photo isolants minces réfléchissants.  Photo isolants minces réfléchissants.

Présents sur le marché belge depuis plusieurs années, les produits minces réfléchissants sont sujets à controverse. Certains fabricants annoncent des performances thermiques équivalentes à celles d’isolants traditionnels d’épaisseur élevée, qui seraient atteintes grâce à l’effet réfléchissant des couches superficielles, voire même parfois internes au produit mince. Les performances réelles sont-elles celles annoncées ? Nous reprenons in extenso, le rapport du CSTC qui a fait le point sur la question.

1. Description et principe

Un produit mince réfléchissant (PMR), également dénommé isolant mince réfléchissant, thermoréflecteur ou multiréflecteur, est constitué, dans sa partie centrale, d’une mince couche de matériau (mousse plastique, film de polyéthylène emprisonnant des bulles d’air ou une matière fibreuse) recouverte sur une ou deux faces de feuilles réfléchissantes (feuilles d’aluminium ou films aluminisés). Certains produits sont de types multicouches, les couches précitées étant séparées par des feuilles réfléchissantes intermédiaires. L’épaisseur totale est généralement comprise entre 5 et 30 mm.

Vu son épaisseur, un PMR possède une résistance thermique intrinsèque faible. Pour pouvoir bénéficier de l’effet réfléchissant (basse émissivité) des couches superficielles, le produit doit être placé en vis-à-vis d’une, ou mieux, de deux lames d’air non ventilées. La basse émissivité des couches superficielles a pour effet de réduire le transfert de chaleur par rayonnement thermique et d’augmenter ainsi la résistance thermique de la ou des lames d’air; pour être efficaces, ces dernières ne peuvent toutefois pas être ventilées.

Les PMR sont principalement utilisés en rénovation pour l’isolation thermique des toitures, des planchers et plafonds, des murs, des portes de garage, etc.

2. L’étude menée au CSTC

Soucieux d’apporter une réponse scientifique aux demandes répétées du secteur, le CSTC, en collaboration avec la Région wallonne, le SPF « Économie », les universités de Liège et de Louvain-La-Neuve ainsi que certains fabricants de PMR, a engagé une campagne de mesures – récemment achevée – sur plusieurs produits minces réfléchissants ainsi que sur un isolant traditionnel témoin afin de déterminer leurs performances thermiques en période hivernale.

La méthodologie suivie, établie sur la confrontation d’essais réalisés en laboratoire, mais aussi dans des conditions extérieures réelles, a porté sur des produits scrupuleusement mis en œuvre dans l’état de leur fourniture, c’est-à-dire dans des conditions optimales (pas d’essai de vieillissement envisagé).

La valeur mesurée de la résistance thermique intrinsèque d’un PMR varie, selon les produits, de 0,2 à 0,6 m²K/W, celle de l’émissivité des couches superficielles de 0,05 à 0,20.

Posés de façon optimale, entre deux lames d’air non ventilé de 2 cm d’épaisseur, les produits présentent, suivant leur type et le sens du flux thermique les traversant, une résistance thermique totale (résistance thermique intrinsèque du PMR et résistance thermique des deux lames d’air) mesurée entre 1,0 et 1,7 m²K/W. Le tableau 1 illustre les résultats d’un essai consistant à mesurer simultanément, en conditions extérieures réelles, les performances thermiques de différents composants, à savoir :

  • composant n° 1 : PMR 1 associé à deux lames d’air non ventilées de 2 cm d’épaisseur.
  • Composant n° 2 : PMR 2 associé à deux lames d’air non ventilées de 2 cm d’épaisseur.
  • Composant n° 3 : PMR 1 associé à deux lames d’air non ventilées de 1 cm d’épaisseur.
  • Composant n° 4 : isolant traditionnel en laine minérale de 10 cm d’épaisseur.
  • Composant n° 5 : isolant traditionnel en laine minérale de 20 cm d’épaisseur.
COMPOSANT N°1 N°2 N°3 N°4 N°5
Résistance thermique [m²K/W] Valeur mesurée 1,72 1,73 1,43 3,12 6,34
Valeur calculée 1,63 1,49 1,29 3,11 6,21
Tableau 1 : Résistance thermique mesurée en conditions extérieures réelles et calculée selon la norme NBN EN ISO 6946.

Les performances thermiques obtenues sont sensiblement moins optimistes que celles avancées par certains fabricants. Même posés de façon optimale, les PMR associés à deux lames d’air non ventilées de 2 cm d’épaisseur peuvent prétendre, tout au plus, égaler une isolation en laine minérale de 4 à 6 cm d’épaisseur. En présence d’une seule lame d’air non ventilée ou d’une lame d’air d’épaisseur inférieure à 2 cm, les performances sont encore réduites.

Les valeurs mesurées de la résistance thermique ont été comparées à des valeurs déterminées selon la méthode de calcul de la résistance thermique des composants du bâtiment proposée dans la norme belge NBN EN ISO 6946 (qui sera intégrée à la nouvelle version de la norme NBN B 62-002 en préparation). Le cas d’une lame d’air délimitée par une surface réfléchissante (à basse émissivité) y est traité. L’écart moyen entre les valeurs de résistance thermique calculées selon la norme et les valeurs mesurées au cours de cette étude, de l’ordre de 0,1 m²K/W, est inférieur à 6 %, les intervalles de fiabilité de la mesure et du calcul se chevauchant.

Le rapport complet de cette étude sera prochainement disponible sur le site Internet du CSTC.

3. Mise en œuvre

Quoique nous n’ayons pas pu vérifier les performances des PMR dans des réalisations pratiques autres que celles retenues lors des essais, nous avons essayé d’examiner les répercussions que l’intégration de ces produits pourrait avoir sur le comportement des parois et ce, à la lumière des résultats de la recherche et de nos connaissances dans le domaine de l’hygrothermie. Dans cet article, seule l’application du PMR en toiture sera développée.

3.1 Règlements thermiques régionaux

Dans les différentes Régions du pays, les valeurs U (coefficients de transmission thermique calculés sur la base de la norme NBN B 62-002) des parois (ou parties de paroi) nouvellement construites ou rénovées appartenant à la surface de déperdition calorifique du bâtiment ne peuvent dépasser certaines valeurs limites.

Pour les toitures, par exemple, la valeur Umax à considérer est de 0,4 W/m²K en Région wallonne et bruxelloise (et prochainement également en Région flamande).

3.2 Les PMR selon diverses configurations

Appliqué en toiture sous les chevrons ou sur ceux-ci – en y associant, dans ce dernier cas, une fonction de sous-toiture –, le PMR ne sera pleinement exploité que s’il peut être placé en vis-à-vis d’une, ou mieux, de deux lames d’air non ventilées d’une épaisseur au moins égale à 2 cm.

Selon la norme belge NBN EN ISO 6946 définissant la méthode de calcul à adopter pour déterminer la résistance thermique d’une paroi, une lame d’air horizontale peut être considérée respectivement comme non ventilée ou faiblement ventilée lorsque la surface totale des fuites d’air vers l’extérieur n’excède pas 500 mm² (ex. fente de 0,5 mm sur une longueur de 1 m) ou 1500 mm² par m² de surface.

De telles exigences sont particulièrement difficiles à garantir, en particulier lorsque le PMR est appliqué sur les chevrons et qu’il remplit le rôle de sous-toiture. Posés perpendiculairement aux chevrons, les lés ne pourront être collés correctement entre eux que sous réserve de disposer d’un support continu sur lequel le produit est susceptible de s’appuyer. Les raccords en pied de versant, au faîte ainsi qu’au droit des rives seront également autant de détails dont l’étanchéité à l’air devra être particulièrement soignée. Si les recommandations précitées sont respectées, il convient en outre de veiller aux performances d’étanchéité à l’air et à la vapeur d’eau du côté intérieur du complexe toiture afin d’éviter tout risque de condensation interne, considérant que la perméabilité à la vapeur d’un PMR posé de cette manière, est très faible (µd supérieur ou égal à 50 m selon certains fabricants; cf. Infofiche n° 12).

Coupe

PMR posé sur les chevrons.

Couverture + PMR + lame d’air faiblement ventilée + finition intérieure.

Application

PMR comme sous-toiture :

  • 1 lame d’air fortement ventilée au-dessus du PMR
  • 1 lame d’air faiblement ventilée sous le PMR

Valeur U : 1,66 W/m²K

Commentaires

  • Étanchéité à l’air à assurer simultanément au niveau du PMR et de la finition intérieure.
  • Difficulté de garantir une lame d’air, même faiblement ventilée, entre les chevrons compte tenu notamment des nombreuses fuites d’air inévitables aux raccords.
  • Risque de condensation interne à la sous-face du PMR dans le cas d’un climat intérieur relativement humide (classes de climat III et IV).

Coupe

PMR posé sous les chevrons.

Couverture + sous-toiture éventuelle + lame d’air faiblement ou fortement ventilée + PMR + lame d’air de 2 cm, non ventilée ou faiblement ventilée + finition intérieure.

Application

Avec sous-toiture :

  • 1 lame d’air faiblement ventilée au-dessus du PMR
  • 1 lame d’air non ventilée (a) ou faiblement ventilée (b) sous le PMR

Valeur U : 0,63 W/m²K (a)
1,66 W/m²K (b)

Avec ou sans sous-toiture :

  • 1 lame d’air fortement ventilée au-dessus du PMR
  • 1 lame d’air non ventilée (a) ou faiblement ventilée (b) sous le PMR

Valeur U : 0,73 W/m²K (a)
1,66 W/m²K (b)

Commentaires

  • Étanchéité à l’air à assurer simultanément au niveau du PMR et de la finition intérieure. La réalisation étanche des raccords du PMR posé du côté intérieur et des autres détails peut se faire avec davantage de soin.
  • Difficulté de garantir une lame d’air faiblement ventilée entre les chevrons. La situation envisageant une ventilation de la lame d’air au-dessus du PMR est plus représentative d’une situation réelle, même en présence d’une sous-toiture.
  • Risque de condensation interne dans le cas d’un climat intérieur relativement humide (classes III et IV).

 

3.2.1 Le PMR comme seule isolation thermique d’un versant de toiture

Le tableau 2 résume différentes configurations possibles lorsque le PMR est utilisé comme seul isolant. Sa résistance thermique intrinsèque ainsi que l’émissivité de ses couches superficielles ont été choisies volontairement sur la base des meilleurs résultats obtenus lors de la campagne de mesures (e = 0,05 – RPMR = 0,6 m²K/W).

Selon la norme NBN EN ISO 6946, lorsque la résistance thermique totale des couches situées entre la lame d’air faiblement ventilée et l’ambiance extérieure est supérieure à 0,15 m²K/W, il y a lieu de plafonner cette valeur à 0,15 m²K/W.

Les valeurs U indiquées au tableau 2 ont été déterminées en partie courante de l’ouvrage. Elles se situent entre 1,66 et 0,63 W/m²K, selon que le PMR est en présence d’une ou deux lames d’air et que ces dernières sont ventilées, faiblement ventilées ou non ventilées.

Nous constatons que l’usage du PMR comme seul isolant thermique ne permet pas de satisfaire aux exigences des réglementations thermiques en vigueur dans les trois Régions du pays.

3.2.2 Le PMR comme complément d’une isolation thermique traditionnelle

Disposé en complément d’une isolation traditionnelle, le PMR permet d’augmenter la résistance thermique d’une paroi existante, surtout s’il est associé à une ou deux lames d’air non ventilées. Dans les configurations proposées au tableau 3, le PMR est appliqué selon ce principe, en tenant compte des réserves formulées ci-avant et en considérant une épaisseur de 6 cm d’isolant traditionnel de conductivité thermique non certifiée égale 0,045 W/mK (ex. laine minérale, polystyrène expansé, …).

Le PMR associé à une, voire deux lames d’air non ventilées confère une résistance thermique complémentaire (par rapport à celle du matériau isolant traditionnel) comprise entre 0,6 et 1,5 m²K/W. S’il est posé du côté intérieur avec soin (en veillant à l’étanchéité des raccords), il peut être intéressant de lui adjoindre une fonction d’étanchéité à l’air et à la vapeur. Sa résistance élevée à la diffusion de vapeur, présentée comme un atout dans ce cas, le pénalise toutefois lorsqu’il est utilisé comme sous-toiture. Il est par conséquent nettement moins recommandable dans cette dernière configuration.

Coupe

PMR posé sur les chevrons.

Couverture + PMR + isolant traditionnel + pare-vapeur + finition intérieure.

Application

PMR comme sous toiture : aucune lame d’air non ventilée ou faiblement ventilée Valeur U : 0,44 W/m²K.

Commentaires

  • Étanchéité à l’air à assurer au niveau du complexe toiture.
  • Absence de lame d’air entre le PMR et l’isolant traditionnel disposé entre les chevrons (pour limiter le risque de convection). La résistance thermique apportée par le PMR se limite à celle du PMR seul (sans lames d’air).
  • Risque de condensation sous le PMR compte tenu de sa faible perméabilité à la vapeur. Performances d’étanchéité à l’air et à la vapeur élevées à garantir du coté chaud, ce qui peut nécessiter un support continu pour la pose du pare-vapeur (cf. Infofiche n° 12).
Coupe

PMR posé sous les chevrons.

Couverture + sous toiture + isolant traditionnel (sans pare-vapeur) + lame d’air non ventilée + PMR + lame d’air non ventilée + finition intérieure.

Application

Le PMR fait office de pare-vapeur :

  • 1 lame d’air non ventilée au-dessus du PMR
  • 1 lame d’air non ventilée sous le PMR

Valeur U : 0,32 W/m²K

Commentaires

  • Étanchéité à l’air et à la vapeur à assurer au niveau du PMR et étanchéité à l’air à assurer au niveau de la finition intérieure. Soin à accorder à l’étanchéité des raccords et autres détails.
  • Configuration optimisant l’usage du PMR.

Tableau 3 : Configurations possibles pour les PMR utilisés en complément d’un isolant traditionnel.

4. Conclusions

Même posé de façon optimale, un PMR associé à deux lames d’air non ventilées de 2 cm d’épaisseur (soit une épaisseur totale de ≈ 5 à 6 cm) peut tout au plus prétendre égaler une isolation traditionnelle (laine minérale, polystyrène expansé, …) d’épaisseur équivalente, soit 4 à 6 cm. Lorsque les lames d’air sont ventilées, même faiblement, les performances sont encore réduites. Or, l’étanchéité à l’air est souvent très difficile à garantir en pratique, surtout si le PMR est posé sur les chevrons. De manière générale, notons que la plupart des toitures traditionnelles sont aujourd’hui conçues en évitant d’y intégrer des lames d’air pouvant favoriser les échanges convectifs.

Posés de manière correcte en complément d’un isolant traditionnel, ils peuvent contribuer à améliorer la performance thermique totale de l’ouvrage, mais ne peuvent à eux seuls satisfaire aux exigences réglementaires. Le cas échéant, leur faible perméabilité intrinsèque à la vapeur d’eau les prédispose naturellement à être utilisés comme pare-vapeur et non comme sous-toiture.

Une évaluation complète des performances thermiques de ce type de produit requiert une étude de la pérennité des propriétés thermiques et en particulier de l’émissivité de la couche superficielle du produit, sujette au vieillissement (salissure, oxydation).

Rappelons enfin qu’à l’inverse de la plupart des isolants traditionnels, les PMR ne disposent pas, à ce jour, d’agrément technique en Belgique.

N’hésitez pas également à consulter notre page consacrée aux isolants biosourcés.

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