Archives pour la catégorie Menu Side Bar

Pour évaluer le bilan énergétique d’un meuble frigorifique ouvert vertical.

L’énergie frigorifique journalière est l’énergie froid consommée par l’évaporateur du meuble ouvert.

Q_total = Q_jour + Q_nuit [Wh/jour]
Apports de chaleur	Énergie de jour (10 heures/jour)	Energie de nuit (14 heures/jour)	Energie total journalière
Pénétration paroi	3 870	5 418	9 288
Pénétration vitrage	5 498	7 766	13 264
ouverture des portes	5 733	0	5 733
Ventilation/cordon chaud	2 100	2 940	5 040
Éclairage	2 880	0	2 880
Dégivrage	6 400	0	6 400
Total			42 605
Total/m² d’ouverture de portes			42 605/(4.3 x 1000) = 9,9 [kWh/m².jour]

Puissance frigorifique de l’évaporateur

Vu la présence d’un système de dégivrage électrique (en négatif, le dégivrage naturel ne suffit pas), la détermination de la puissance frigorifique du meuble doit s’effectuer en partant de l’énergie journalière. Soit :

P₀ = (Q_total) / (24 – nombre_dégivrage x temps_dégivrage)

P₀ = 42 605 / (24 – 2 x 0.5)

P₀ = 1 852 [W]

Puissance frigorifique spécifique

La puissance frigorifique spécifique ou couramment connue sous le nom de puissance par mètre linéaire de meuble frigorifique est de :

P_ml = P ₀ / longueur du meuble

P_ml = 1 852 / 2,3

P_ml = 805 [W/ml]

Commentaires

La puissance par mètre linéaire d’un meuble frigorifique fermé négatif à porte fermée est moins énergivore que son homologue ouvert;

le calcul théorique de l’énergie frigorifique journalière du meuble est de 9,9 [kWh/m².jour]. Pour pouvoir la comparer par rapport au TEC d’EUROVENT il serait nécessaire d’y ajouter la consommation du groupe de froid. Pour une installation classique (COP de 1.2 par exemple), la consommation du compresseur serait de l’ordre de 9,9 / 1,2 = 8,25 [kWh/m².jour]. On en déduit le TEC/TDA = 9,9 + 8,25 = 18,15 [kWh/m².jour]. En se référent au tableau de la moyenne européenne des TEC/TDA, pour ce type de meuble, TEC/TDA = 28,5 [kWh/m².jour];

EUROVENT annonce, spécifiquement pour ce type de meuble et pour un fabricant référencé, une valeur de TEC/TDA = 22,1 [kWh/m².jour]; ce qui montre que l’évaluation théorique est en deçà de celle mesurée en laboratoire, soit 18,15 / 22.1 = 0,82 ou 18 % en moins de consommation spécifique du meuble choisi;

Si la moyenne donnée par EUROVENT est de 28,5 [kWh/m².jour], le meuble étudié est donc en dessous de la moyenne européenne, soit : 22,1 / 28,5 = 0,77 ou 23 %. On se rend compte ici que la disparité des consommations des meubles testés par EUROVENT est importante; ce qui signifie qu’en froid négatif, plus encore qu’en froid positif, la qualité de la fabrication des meubles souffle le chaud et de froid. (c’est le cas de le dire).

Puissances frigorifiques spécifiques et températures

Une manière souvent utilisée pour classifier les meubles frigorifiques, est de se baser sur :

la puissance frigorifique spécifique;
ou la puissance frigorifique par mètre linéaire;
ou par module de porte en fonction des conditions classiques définies par EUROVENT (température d’ambiance de 25°C et une humidité relative de 60 %).

Meuble frigorifique fermé à applications négatives

Famille de meubles	Type de rideau d’air	Surface d’exposition [m²/ml] ou [m²/porte]	Température de service [°C]	Puissance frigorifique spécifique [kW/ml]
Meuble vertical self-service en convection forcée	Portes vitrées, rideau d’air interne turbulent.	0,84	-23 à -25	0,8 0,86

Température

La puissance frigorifique est toujours liée à une température d’évaporation qui permet de tenir la température de consigne au sein du meuble frigorifique.

Type de meuble	Température de service interne au meuble frigorifique [°C]	Température de l’évaporateur[°C]
Froid négatif	-18/-20	-30 à -35
Froid négatif	-23/-25	-33 à -38

Influence de l’évaporateur

Il est important qu’un évaporateur soit bien dimensionné pour combattre les apports du meuble. Une surface d’échange insuffisante par rapport aux apports entraîne une saturation de l’évaporateur en température. Pour des applications proche de 0°C, ou dans ce cas franchement négative, la prise en glace ou le givrage est plus rapide entraînant une surconsommation du meuble.

La figure suivante représente l’évolution des températures, à la fois pour l’air qui passe au travers des ailettes d’échange et le fluide frigorigène au travers des tuyauteries :

au fur et à mesure que l’air traverse les différents rangs d’ailettes, sa température diminue selon une loi logarithmique et passe de la température t₁ à la température t₂;

par contre, le fluide frigorigène se vaporise tout au long du trajet inverse à température plus ou moins constante (suivant le type de fluide utilisé) et ce jusqu’au moment où la dernière goutte liquide devient gazeuse (point c où le titre du fluide Xr = 1 : 1 correspond à un fluide totalement gazeux). À partir de ce point, le fluide frigorigène entre dans sa phase de surchauffe et voit sa température augmenter (segment c-d).

L’évaporateur est principalement caractérisé par sa puissance frigorifique :

P_o = K₀ x S_échange x Δtmln

et dépendant des paramètres suivants :

le coefficient global d’échange moyen K₀[W/m².K) s’exprimant sous la forme :

K₀ = f₁ / ((S_échange / (S_i x α_i)) + (1 / (Φ x α_e))

avec :

f₁ : coefficient tenant compte de la chaleur latente intervenant dans le givrage des ailettes d’échange (soit f1 = 1.25 pour le froid positif et 1,05 pour le froid négatif);
Φ : rendement global de la surface d’échange S_échange (Φ ~ 0,65 pour la convection forcée et ~0,75 en convection naturelle pour des échangeurs standards);
α_e : coefficient d’échange moyen par convection pour les surfaces externes.Il est difficile à calculer, mais dépend principalement de la vitesse moyenne de l’air au travers des ailettes (0,6 < vm < 1,2 m/s) et du pas des ailettes (espace entre deux ailettes). En écoulement laminaire, α_eest compris entre 11 et 23 W/m².K et en écoulement turbulent entre 13 et 45 W/m².K;
α_i : coefficient d’échange moyen interne lors de l’ébullition sèche du fluide frigorigène. Lui aussi est très complexe à déterminer, mais dépend principalement du type de fluide frigorigène, de son débit et du diamètre des conduites de l’évaporateur. On parle de 850 à 1 800 W/m².K.

la surface d’échange côté air de l’échangeur S_échange [m²] :

S_échange ~ 2 x V_E / pas

avec :

V_E : volume de l’évaporateur [m³];
pas : espace entre deux ailettes [m].

l’écart moyen logarithmique de température Δtmln* corrigé défini par la relation suivante :

Δtmln* = 0,95 x f₂ x ((t₁ – t₂)/ ln ((t₁ – t_{fluide_frigorigène}) / (t₂ – t_{fluide_frigorigène}))) [K]

avec :

f₂ : coefficient correcteur tenant compte de la surchauffe à la sortie de l’évaporateur
t₁ : température entrée évaporateur [K];
t₂ : température entrée évaporateur [K];
t_{fluide_frigorigène} ou t₀ : température entrée évaporateur [K];

Influence du givrage

Principe de givrage

L’humidité de l’air ambiant de la zone de vente passant au travers des ouvertures de porte migre naturellement vers les parties froides du meuble et plus particulièrement vers l’évaporateur. Cette humidité se condense et givre sur les ailettes pour les applications de froid commercial (même pour les applications « positives », la température d’évaporation est négative par exemple -10°C).

Dans des applications de congélation, il arrive que l’humidité dans l’air se transforme directement en cristaux de neige qui peuvent se fixer par exemple et malheureusement sur les pales des ventilateurs de manière non homogène pouvant entraîner la destruction des ventilateurs.

Formation de givre.

La formation de givre entraîne une réduction de la puissance frigorifique P₀ suite à :

une réduction du débit d’air passant au travers de l’évaporateur;
et par conséquent une augmentation des pertes de charge dans le circuit de refroidissement;
une augmentation de la résistance thermique de la surface de refroidissement;
une chute de la température du fluide frigorigène.

Aussi, il découle de la réduction de débit que l’efficacité du rideau d’air (quand il y en a un) sera moindre en favorisant l’augmentation des apports par induction, le passage accrût de l’humidité de l’air ambiant et l’augmentation de la température de l’intérieur du meuble, … C’est en fait le principe du « chien qui se mange la queue ».

Sur le diagramme psychométrique ci-dessous, le givre qui se forme sur l’évaporateur correspond à l’humidité prise dans l’ambiance de vente et/ou au niveau des denrées non emballées.

Le givrage représente donc une contrainte importante pour le commerçant sachant que :

l’on risque de briser la chaîne du froid;
le meuble frigorifique devra être équipé de systèmes de dégivrage pouvant entraîner des consommations énergétiques supplémentaires.

Il est donc nécessaire d’effectuer des dégivrages réguliers.

Poids énergétique du dégivrage

Quel que soit le type de dégivrage (naturel ou électrique principalement), pendant cette opération, de la chaleur est retirée à la résistance chauffante en première approximation :

pour faire fondre le givre;
par les masses de l’évaporateur, du meuble et des denrées.

Temps de dégivrage

Dans le cas d’un dégivrage électrique et connaissant la puissance de la résistance électrique, il est possible d’évaluer le temps de dégivrage par la relation d’équilibre suivante :

Σénergies absorbées = Σapports énergétiques

Où les apports énergétiques sont l’énergie fournie par la résistance chauffante pendant le temps de dégivrage et l’énergie apportée par l’éclairage, les ventilateurs, …

Influence de l’éclairage

L’éclairage intensif des meubles est-il un critère de vente ?

On sait aussi que les apports internes comme l’éclairage régissent la puissance frigorifique nécessaire au maintien des températures au sein des meubles. La présence d’éclairage au sein du meuble non seulement représente une consommation électrique en soi, mais nuit aussi à la consommation énergétique des groupes de production de froid. En simplifiant, le commerçant passe deux fois à la caisse. Pour tant soit peu que l’efficacité de la production de froid ne soit pas optimisée, sa consommation énergétique sera double.

Le placement d’éclairage dans l’enceinte même réfrigérée est une mauvaise chose en soi. En effet, la plupart du temps, les constructeurs de meubles frigorifiques utilisent des lampes fluorescentes. En effet, ce type de lampes a une basse efficacité lumineuse aux basses températures comme le montre la figure suivante :

Efficacité lumineuse en fonction de la température ambiante.

Influence des ventilateurs

Les ventilateurs fonctionnent en permanence afin de maintenir les températures de consigne au sein des meubles. La puissance électrique nécessaire pour faire tourner les pales du ventilateur et, par conséquent, pour déplacer l’air au sein du meuble, est transformée en chaleur et participe au réchauffement de l’ambiance interne du meuble. Cet apport représente de l’ordre de 3 à 5 % de la consommation énergétique de la production de froid.

Influence des cordons chauffants

Les cordons servant à éviter la présence de buée sur les portes vitrées et à empêcher les portes des meubles mixtes d’être bloquées par le givre ou la glace. Ce type d’apports influence aussi le bilan énergétique du meuble. On estime sa participation à la dégradation du bilan énergétique à ~1 %.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Fluides frigorigènes [Froid alimentaire]

L’impact environnemental

Depuis quelques décennies, l’impact des fluides frigorigènes sur l’environnement est devenu un enjeu majeur. En effet, de par la présence de fuites au niveau du circuit frigorifique, la responsabilité de ces fluides dans la destruction de la couche d’ozone et l’augmentation de l’effet de serre n’est plus à démontrer.

Trou d’ozone au pôle sud.

Que ce soit en conception, en rénovation ou même en maintenance, les fuites de fluides sont donc à éviter. Elles dépendent essentiellement de la qualité :

du choix et de la mise en œuvre des équipements (soudures et connexions des conduites de distribution par exemple);
de l’optimisation du cycle frigorifique;
de la maintenance;
…

En France, en 1997, une étude a montré que le taux de fuites annuelles pouvait atteindre 30 % de la quantité totale en poids (ou en masse) de fluides frigorigènes présent dans les installations frigorifiques des grandes surfaces (Réf.: Zéro fuite – Limitation des émissions de fluides frigorigènes, D. Clodic, Pyc Éditions, 1997).

Depuis lors, les réglementations se sont attaquées à ces problèmes :

Suite au protocole de Montréal (1987) les fluides frigorigènes CFC (chlorofluorocarbures, principaux responsables de la destruction de la couche d’ozone) ont été définitivement abandonnés et remplacés progressivement par les HCFC.

Les réglementations européennes 2037/2000, 842/2006 et 517/2014 ont notamment imposé :
- l’interdiction d’utilisation des HCFC à fort impact sur l’effet de serre (GWP ou global Warming Potential);
- le remplacement progressif des HFC à haut GWP;
- le confinement des installations frigorifiques permettant de réduire la quantité de fluide frigorigène;
- des contrôles réguliers d’étanchéité des installations;
- …

Indices d’impact

Pour établir l’impact des fluides frigorigènes sur la couche d’ozone et l’effet de serre, trois indices principaux ont été définis :

ODP : Ozone Depletion Potential;
GWP : Global Warning Potential;
TEWI : Total Equivalent Warning Impact.

ODP (Ozone Depletion Potential)

C’est un indice qui caractérise la participation de la molécule à l’appauvrissement de la couche d’ozone. On calcule la valeur de cet indice par rapport à une molécule de référence, à savoir soit R11 ou R12 qui ont un ODP = 1.

GWP (Global Warning Potential)

C’est un indice qui caractérise la participation de la molécule à l’effet de serre. On calcul la valeur de cet indice par rapport à une molécule de référence, à savoir le CO₂, et pour des durées bien déterminées (20, 100, 500 ans). Le CO2 à un GWP = 1.

TEWI (Total Equivalent Warning Impact)

Le TEWI est un concept permettant de valoriser le réchauffement planétaire (global warming) durant la vie opérationnelle d’un système de réfrigération par exemple, utilisant un fluide frigorigène déterminé en tenant compte de l’effet direct dû aux émissions de fluide frigorigène et à l’effet indirect dû à l’énergie requise pour faire fonctionner le système.
À titre indicatif, il est donné par la formule :

TEWI = (GWP x L x n) + (GWP x m[1-C]) + n x E x β

Où :

GWP : global warming potential;
L : émissions annuelles de fluide en kg;
n : durée de vie du système en années;
m : charge en fluide frigorigène en kg;
C : facteur de récupération / recyclage compris entre 0 et 1;
E : consommation annuelle d’énergie en kWh;
β : émission de CO2 en kg / kWh.

Voici, pour chaque fluide frigorigène, le Ozone Depletion Potential (potentiel de destruction de la couche d’ozone) et le Global Warming Potential (potentiel de participation au réchauffement climatique) sur 100 ans :

		ODP	GWP₁₀₀
R717	Amoniac	0	0
R744	CO₂	0	1
R290	Propane	0	20
R32	HFC, fluide pur	0	675
R134a	HFC, fluide pur	0	1 430
R407C	HFC, mélange	0	1 800
R22	HCFC	0,05	1 810
R410A	HFC, mélange	0	2 100
R427A	HFC, mélange	0	2 100
R417A	HFC, mélange	0	2 300
R422D	HFC, mélange	0	2 700
R125	HFC, fluide pur	0	3 500
R404A	HFC, mélange	0	3 900
R12	CFC	0,82	10 900

Source : 4ème rapport de l’IPCC (Intergovernmental Panel on Climate Change).

Les fluides frigorigènes fluorés

Fluides frigorigènes fluorés

Les fluides frigorigènes fluorés sont en grande partie responsables de la destruction de la couche d’ozone et contribuent à augmenter l’effet de serre. Les interactions entre les deux phénomènes sont réelles mais d’une grande complexité.

On en distingue plusieurs types :

CFC;
HCFC;
HFC.

CFC (chlorofluorocarbures) (interdits de production depuis janvier 1995)

Ce sont des molécules composées de carbone, de chlore et de fluor. Elles sont stables; ce qui leur permet d’atteindre la stratosphère sans trop de problèmes. À ce stade, en se transformant elles contribuent à la destruction de la couche d’ozone.

R-11	Groupes centrifuges « basse pression ».
R-12	Essentiellement froid domestique et climatisation automobile, mais aussi dans les groupes refroidisseurs d’eau centrifuges.
R-13	Rares utilisations en froid très basse température.
R-14	Rares utilisations en froid très basse température.
R-113	Abandonné avant son interdiction.
R-114	Pompes à chaleur et climatisation de sous-marin.
R-115	Fluide pas utilisé seul, mais dans le R-502, mélange azéotropique très utilisé en froid commercial basse température.

HCFC (hydrochlorofluorocarbures) (utilisation interdite au Ier Janvier 2015)

Ce sont des molécules composées de carbone, de chlore, de fluor et d’hydrogène. Elles sont moins stables que les CFC et détruisent l’ozone dans une moindre mesure. Elles sont appelées substances de transition.

R-22	Fluide frigorigène le plus souvent utilisé, aussi bien en froid industriel qu’en climatisation.
R-123	Remplace le R-11 dans les groupes centrifuges.
R-124	Essentiellement utilisé dans certains mélanges.

HFC (hydrofluorocarbures) (utilisation réduite progressivement jusqu’en 2030)

Ce sont des molécules composées de carbone, de fluor et d’hydrogène. Elles ne contiennent pas de chlore et donc ne participent pas à la destruction de la couche d’ozone. Par contre, les HFC présentent un Global Warming Potential (contribution à l’effet de serre) sur 100 ans élevé.

R-134a

(Solkane)

Fluide frigorigène qui a remplacé le R-12 en froid domestique et en climatisation automobile.

En application « chauffage », il présente l’avantage de faire fonctionner les pompes à chaleur à haute température (généralement jusqu’à 65 °C) et à relativement basse pression. Son utilisation est compatible avec une production d’eau chaude pour radiateurs en lieu et place d’une chaudière.

C’est également un composant majeur de la plupart des mélanges de remplacement.

R-125

N’est jamais utilisé pur en raison de sa pression critique trop faible (66°C). Il entre dans la composition de nombreux mélanges compte tenu de son pouvoir « extincteur ».

R-32,
R-152a
R-143a

Inflammables et donc utilisés uniquement en mélange avec d’autres composants qui « neutralisent » leur inflammabilité.

Mélange de fluides frigorigènes

On peut les classer en fonction du type de composants fluorés qu’ils contiennent.
Ils se distinguent également par le fait que certains mélanges sont :

Zéotropes : au cours d’un changement d’état (condensation, évaporation), leur température varie.
Azéotropes : ils se comportent comme des corps purs, sans variation de température lors du changement d’état.

Il va de soi que les frigoristes apprécient cette propriété d’azéotropie pour le fonctionnement de la machine frigorifique.

Le R407C (R134a : 52 % + R125 : 25 % + R32 : 23 %)

Le R407C est un fluide non azéotrope (il est composé de plusieurs fluides) afin d’obtenir sa température de changement d’état.

Ce fluide frigorigène présente les particularités suivantes :

Il est ininflammable.

Lors des changements de phase, la température « glisse » d’environ 5 K car les températures d’évaporation et de condensation des fluides frigorigènes qui le constituent sont différentes. Ceci rend les réglages plus difficiles et impose des échangeurs à contre-courant pour tirer le meilleur parti de ce fluide.

En cas de micro-fuite, le composé ayant les molécules les plus volatiles s’échappe préférentiellement. Il en résulte un fluide frigorigène déséquilibré. Il est dès lors nécessaire de vider entièrement l’installation avant de la recharger, le gaz retiré étant recyclé.

Les pressions sont moindres avec ce fluide frigorigène.

Il est moins performant que le R410A …

Le R410A (R32 : 50 % + R125 : 50 %)

Le R410A présente de meilleures qualités thermodynamiques que le R407C et le R22. D’autre part, l’étanchéité des installations est plus élevée avec le R410A, les pertes de pression sont donc faibles et les vitesses de fonctionnement peuvent être élevées. Les composants sont dès lors plus compacts.

Le R410A est cependant toxique ! De plus, il se comporte comme un réfrigérant mono-moléculaire lorsqu’il change de phase : le passage d’un état à un autre se produit à température quasiment constante (le glissement de température est négligeable). On ne doit donc pas vider complètement l’installation avant de la recharger.Pour terminer, les pressions de fonctionnement sont 60 % plus élevées que dans le cas du R22. Ceci limite donc son utilisation aux températures de condensation moyennes : maximum 45 °C.

Le R404A (R143a : 52 % + R125 : 44 % + R134a : 4 %)

Le R404A présente des caractéristiques communes avec le R410A (il se comporte aussi comme un fluide quasi-azéotropique) mais sa pression de fonctionnement est plus basse. Sa particularité est de ne pas beaucoup s’échauffer pendant la compression. La température des vapeurs surchauffées en sortie de compresseur reste donc modérée, ce qui convient parfaitement à la mise en œuvre des PAC fluide/fluide.

Les fluides à bas « effet de serre »

Ils sont considérés comme moins inquiétants pour l’environnement, car à la fois sans action sur l’ozone stratosphérique et d’un faible impact sur l’effet de serre.

Ils présentent tous des inconvénients, soit au niveau sécurité, soit au niveau thermodynamique.

L’ammoniac (NH3) ou R-717

L’ammoniac présente de nombreux avantages en tant que fluide frigorigène :

Impact environnemental nul (ODP et GWP100 nuls);
très bon coefficient de transfert de chaleur;
efficacité énergétique élevée (au moins aussi bonne que le R22, meilleure dans certaines conditions);
le gaz ammoniac est plus léger que l’air;
faibles pertes de charge;
fuites aisément détectables;
faible prix de revient et faibles frais d’entretien des installations;
très difficilement inflammable, limite d’explosion élevée et petits champs d’explosion;
chimiquement stable;
aisément absorbable dans l’eau;
pas très sensible à l’humidité dans le circuit;
naturel donc biodégradable;
grâce à sa haute température critique, il permet de réaliser des températures de condensation très élevées et de concevoir des PAC à haute température.

Les COP obtenus avec ce fluide frigorigène peuvent être équivalents à ceux obtenus avec des HFC.

L’ammoniac est par contre toxique (mais pas cumulativement dans le temps) et irritable. Il peut être explosif dans des cas exceptionnels (les limites inférieure et supérieure d’inflammabilité doivent être très proches l’une de l’autre). Il sera également explosif dans des locaux non aérés où il se crée un mélange d’air, d’azote et d’ammoniac. Les locaux doivent donc absolument être ventilés et le passage de l’air doit également être totalement libre. De plus, le NH3 corrode facilement le cuivre et ses alliages ainsi que le zinc. Les installateurs sont donc obligés d’utiliser de l’acier. Pour terminer, l’ammoniac n’étant pas miscible et soluble dans les huiles minérales, il faut prévoir un séparateur d’huile après le compresseur.

Les installations à l’ammoniac l’utilisent liquide et sa quantité est réduite : la quantité de gaz perdu par fuites est donc faible.

Il est à l’heure actuelle principalement utilisé dans le froid industriel.

Les hydrocarbures (HC) comme R-290 R-600a

Il s’agit essentiellement du propane (R-290), du butane (R-600) et de l’isobutane (R-600a).

Ces fluides organiques présentent de bonnes propriétés thermodynamiques, mais sont dangereux par leur inflammabilité. Le monde du froid s’est toujours méfié de ces fluides, même s’ils sont réapparus récemment dans des réfrigérateurs et des mousses isolantes. Leur utilisation future paraît peu probable en climatisation, vu le coût de la mise en sécurité aussi bien mécanique qu’électrique. En PAC, on l’utilise donc dans des quantités les plus faibles possible (maximum 3 kg pour les applications résidentielles), de préférence à l’extérieur des bâtiments.

Le dioxyde de carbone (CO₂) ou R-744

Fluide inorganique, non toxique, non inflammable, mais moins performant au niveau thermodynamique. Son usage implique des pressions élevées et des compresseurs spéciaux.

Il possède cependant de bonnes qualités en application PAC pour le chauffage ou l’eau chaude sanitaire. Il est peu coûteux, et sa récupération et son recyclage sont simples à mettre en œuvre.

Actuellement, les spécialistes s’y intéressent à nouveau de par :

son faible impact sur l’environnement (ODP = 0, GWP = 1);
son faible volume massique entraînant des installations à faible volume (fuites réduites);
…

Il a la particularité de posséder une température critique basse à 31 °C pour une pression de 73,6 bar.
À noter que l’utilisation de ce type de réfrigérant entraîne aussi des contraintes non négligeables telles que la nécessité de travailler :

à des pressions élevées (80 voire plus de 100 bar);
en transcritique qui demande une maîtrise de la condensation en phase gazeuse (gaz cooler);

L’eau (H2O)

Fluide inorganique, bien entendu sans toxicité. Même si sa grande enthalpie de vaporisation est intéressante, il ne se prête pas à la production de froid sous 0°C. Il est peu adapté au cycle à compression et ses applications sont rares.

Synthèse

Frigorigène	Fluide naturel	ODP3	GWP (100ans) valeurs IPCC 3	GWP (100ans) valeurs WMO 4	Temp. critique (°C)	Pression critique (MPa)	Inflammabilité	Toxicité	Coût relatif	Puissance volumétrique
R290 (HC) CH₃CH₂CH₃	Oui	0	20	20	96,7	4,25	Oui	Non	0,3	1,4
R717 (Ammoniac NH₃)	Oui	0	<1	<1	132,3	11,27	Oui	Oui	0,2	1,6
R 744 (CO₂)	Oui	0	1	1	31,1	7,38	Non	Non	0,1	8,4
R718 (H₂O)	Oui	0	0

Caractéristiques environnementales des fluides frigorigènes naturels.

Nomenclature

Les fluides frigorigènes sont soumis à une nomenclature qui se veut internationale. L’ASHRAE, une des plus utilisées, désigne les fluides frigorigènes par la lettre R associée à 2,3 ou 4 chiffre + une lettre (R134a par exemple).

Le tableau ci-dessous montre la méthode de désignation des fluides réfrigérants :

R-WXYZ§
Nomenclature	Appellation courante	R12	R134a	R1270
Nomenclature	Appellation pour la détermination de la formule	R-0012	R-0134a	R-1270
CFC
W = Nombre d’insaturation Carbone = Carbone (C=C)	C=C (double liaison)	0	0	1
X = nombre de Carbone -1	nombre d’atomes de Carbone C = X + 1	1	2	3
Y = nombre de Hydrogène +1	nombre d’atomes d’Hydrogène H = Y – 1	0	2	6
Z = nombre de Fluor	nombre d’atomes de Fluor F = Z	2	4	0
R401A	nombre d’atomes de Chlore Cl*	2	0	0
Formule chimique		C Cl₂F₂	C₂H₂F₄	CH₃ CH=CH₂
Si § = A-E => symétrie Si § = a-b => asymétrie (avec a moins asymétrique que b)	symétrie de la molécule	symétrique	asymétrique	symétrique

Calcul du nombre d’atomes de chlore : Pour les molécules saturées (w = 0), Le nombre d’atomes de chlore s’obtient à partir de la formule suivante : Cl = 2.(C = 1) – H – F.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Étanchéité à l’eau et à l’air des châssis

Le châssis associé au vitrage doit être imperméable à l’eau et à l’air. Il peut cependant permettre le renouvellement périodique de l’air mais de façon contrôlée.

L’étanchéité à l’air conditionne le niveau d’isolation acoustique et de confort thermique. L’étanchéité à l’eau est indispensable afin de préserver un taux d’humidité convenable et d’éviter les dégradations des matériaux.

Les niveaux de performance

Concernant les châssis, les STS définissent des niveaux de performance d’étanchéité à l’eau (PE2, PE3, PE4, PEe ) et à l’air ( PA2, PA2B, PA3 ) recommandés en fonction de la hauteur du châssis par rapport au sol.

Les niveaux PE2, PE3, PE4, PEe signifient qu’aucune infiltration d’eau ne peut se produire jusqu’à une pression respectivement de 150 Pa, 300 PA, 500 PA, et une pression maximale à précisé, et cela pour une vitesse de vent correspondante respectivement de 56 , 80, 103, et maximale (km/h).

Les niveaux PA2, PA2B, PA3 représentent des plages définies dans des graphiques donnant le débit d’air en fonction de la pression de vent. Lors des tests d’étanchéité, les résultats sont placés dans le graphique et le niveau de résistance d’étanchéité au vent correspond à celui de la zone dans laquelle le résultat se trouve.

Ces niveaux de performance doivent être établis au cours de tests réglementés d’étanchéité à l’air et à l’eau réalisés sur un échantillonnage des châssis commandés.
S’il s’agit de châssis standards agréés, ces niveaux de performance sont signalés dans leurs agréments techniques.

Facteurs influençant le niveau d’étanchéité des châssis

Le type de matériau

Le choix du matériau pour le châssis a peu d’influence sur la classe d’étanchéité de la fenêtre. Les châssis en bois, en aluminium, et en matière plastique présentent en effet une étanchéité à peu près pareille.

Le type d’ouvrant

Le type d’ouvrant influence fortement le niveau d’étanchéité.

Le tableau suivant commenté reprend une évaluation des performances d’étanchéité des différents types d’ouvrants.

Type d’ouvrant	Pivot à axe vertical					Pivot à axe horizontal				Coulissante
Type d’ouvrant	à la française	double battant sans meneau	double battant avec meneau	à l’anglaise	pivotant simple	pivotant à axe horizontal	à visière	oscillo-battantt	basculante	coulissante	guillotine
Étanchéité à l’eau	bon	difficile pourquoi ?[1]	bon	excellent	difficile pourquoi ?[2]	difficile pourquoi ?[2]	bon	excellent	bon	moyen pourquoi ?[4]	moyen pourquoi ?
Étanchéité à l’air	bon	moyen pourquoi ?[1]	bon	excellent	moyen pourquoi ?[2]	moyen pourquoi ?[2]	difficile pourquoi ?[3]	bon	bon	bon	difficile pourquoi ?[5]

Il existe un point faible au droit de la rencontre des deux battants dans la partie supérieure et intérieure. La déformation du châssis dans le temps accentue les risques de fuites locales à cet endroit. Cependant des améliorations sont possibles, par adjonction d’une ouverture de drainage au milieu de la traverse inférieure.
Il existe des infiltrations d’eau et d’air par les pivots où l’interruption des joints d’étanchéité est inévitable. Les infiltrations d’eau sont les plus conséquentes. Possibilité d’utiliser des pivots compliqués et coûteux pour remédier à cet inconvénient.
Il existe des infiltrations d’air par les pivots où l’interruption des joints d’étanchéité est inévitable.
Infiltration d’eau inévitable dans le bas du châssis, entre la partie fixe et le ventail coulissant même si la pression du vent est très faible.
Une amélioration possible : l’adjonction de profilés d’une hauteur suffisant du côté intérieur de la fenêtre permet souvent d’éviter que l’eau pénétrant dans la fenêtre ne s’introduise à l’intérieur de l’habitation. L’eau sera alors évacuée par des systèmes de drainage adéquats. Le montage doit être soigné afin d’obtenir autant que possible une continuité entre les joints verticaux et horizontaux.
L’étanchéité à l’eau reste mauvaise étant donné le nombre réduit de points de fermeture qu’offre ce type de châssis.

On remarque une tendance croissante à utiliser les châssis oscillo-battants à la place des châssis pivotants horizontaux. Il offre en effet de nombreux avantages pratiques et une très bonne étanchéité à l’eau et à l’air en raison du nombre élevé de fermetures dont il dispose.

Détails de conception permettant d’améliorer l’étanchéité des châssis

Des améliorations peuvent être réalisées au niveau :

du détail des profilés
des détails des dispositifs architecturaux de protection de la façade

Détail des profilés

Selon le niveau d’étanchéité recherché, des améliorations importantes peuvent être apportées aux profilés.

Le niveau d’étanchéité au vent et à l’eau dépend :

Du nombre de frappes (simple, double ou triple) entre les ouvrants et les dormants.

De la présence et de l’emplacement des joints et le soin accordé au joint entre le châssis et le vitrage.

De la continuité des joints dans un même plan et dans les angles.

Des précautions prises contre les déformations du châssis, créant des espacements propices aux infiltrations d’eau et d’air.

Dès lors, on accordera une attention particulière …..

– Aux barrières d’étanchéité

Actuellement, le principe de la double barrière d’étanchéité est appliqué à la quasi-totalité des châssis de menuiserie extérieure.

Les barrières d’étanchéité à l’eau et à l’air devront être continues et chacune située idéalement dans un même plan.

Il faudra choisir, en fonction du profilé, des barrières d’étanchéité à l’air adaptées et qui conservent leur élasticité dans le temps afin d’assurer un écrasement suffisant contre la battée. Un défaut d’étanchéité à l’air compromet l’efficacité de la barrière d’étanchéité à l’eau mais aussi le contrôle de la ventilation et de l’isolation acoustique.

Il faudra préciser en cas de châssis en bois, les protections en aluminium ou en PVC à incorporer au profilé.

– A la prévention des risques de déformation des profilés de châssis par :

Un bon dimensionnement des sections des profilés afin d’assurer, sous l’effet des sollicitations, une flèche de ces derniers inférieure à 1/300, compte non tenu de la raideur apportée par le vitrage.

Un renforcement des profilés (conseillé si il s’agit de châssis en PVC).

Une quincaillerie adaptée et résistante.

Pour les châssis en bois : prévenir les déformations dues au travail du bois, au niveau des joints d’étanchéité.

Compte tenu des déformations inévitables des châssis, on procédera à un réglage régulier de la quincaillerie de façon à maintenir un écrasement du préformé d’étanchéité à l’air de 2 mm.

– Aux dispositifs d’évacuation des eaux infiltrées

Il faut prévoir une chambre de décompression pour recueillir les eaux d’infiltration éventuelles (étanchéité à la pluie) et pour réduire la pression du vent sur le préformé d’étanchéité (étanchéité au vent).

Il faut veiller à ce qu’en cas de double barrière d’étanchéité, le drainage de la feuillure du vitrage soit assuré en amont de l’étanchéité à l’air du profilé.

Accorder une importance au dimensionnement et à la mise en place correcte du casse-gouttes

En cas de châssis en bois, on veillera à ne pas recouvrir les joints d’étanchéité lors de l’application de la finition/protection du bois, sans toutefois négliger le traitement du casse-goutte.

Détails des dispositifs architecturaux de protection pouvant limiter les risques d’infiltration

Détails architecturaux.

Dépassant de toitures, balcons,….

Le retour de baie sera d’autant plus efficace que le profilé est situé en retrait par rapport au nu des façades.

Un casse-goutte (ou lamier) en amont du châssis de façon à empêcher l’eau ruisselante sur les façades d’atteindre les profilés.

L’inclinaison suffisante des seuils de fenêtre de façon à limiter les éclaboussures et la stagnation de l’eau.

Dépassant de toitures, balcons,….

Le retour de baie sera d’autant plus efficace que le profilé est situé en retrait par rapport au nu des façades.

Un casse-goutte (ou lamier) en amont du châssis de façon à empêcher l’eau ruisselante sur les façades d’atteindre les profilés.

L’inclinaison suffisante des seuils de fenêtre de façon à limiter les éclaboussures et la stagnation de l’eau.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gradation du flux lumineux (dimming)

Principe

Le principe du « dimmer » réside dans le contrôle électronique du niveau de tension d’alimentation du luminaire qui soit à basse (0…230 V) ou très basse tension (0 – 10 V du ballast par exemple).

En contrôlant le temps de déclenchement du « dimmer » avec le bouton gradateur, le niveau de tension de sortie varie.

Schéma principe du dimmer.

Application aux lampes à incandescence et halogène

Les dimmers

Le contrôle du flux des lampes à incandescence et halogènes est relativement simple. Un simple « dimmer » 0-100 % (230 V) contrôle directement la tension de la lampe ou indirectement la tension d’un transformateur intermédiaire entre l’alimentation 230 V et les sources halogènes de 12 V par exemple.

Les cellules de mesure de niveau d’éclairement

Qu’elles soient centralisées ou en local, les cellules de mesure du niveau d’éclairement permettent, en général, de gérer le flux lumineux d’une lampe, mais en 0-10 V, ce qui limite son champ d’application aux lampes fluorescentes équipées d’un ballast électronique « dimmable ».

Application aux lampes fluorescentes

Avec les lampes fluorescentes, on peut réaliser du « dimming » (variation continue du flux lumineux).

Une tension de 1 à 10 V DC (courant continu) vient alimenter un ballast électronique dimmable. Cette tension variable provient de la cellule de mesure du niveau d’éclairement ou d’un régulateur des systèmes intégrant les signaux de différents éléments de gestion de commande.

Système avec régulateur.

Le dimming a l’avantage d’éviter le surdimensionnement des installations, mais la consommation totale à faible flux lumineux sera plus importante vu que le ballast garde toujours sa consommation propre.

Dans la directive européenne 2000/55/CE on définit une classification énergétique des ballasts permettant de garantir l’optimisation de la consommation des ballasts électroniques dimmables.

Pour en savoir plus : La puissance absorbée par les lampes fluorescentes et leurs auxiliaires (ballast).

Application aux lampes fluo compactes

Le flux lumineux des lampes fluo compactes peut être contrôlé à condition qu’elles soient spécifiées »dimmables ». Le niveau de « dimming » est lié à la qualité du ballast.

Lampe à ballast intégré

La plage de « dimming » pour ce type de lampe est comprise entre 7 et 100 %.

Lampe à ballast séparé

Ce type de lampe, associée à un ballast électronique, offre des performances meilleures. On considère que la plage de régulation du flux lumineux se situe entre 3 et 100 %.

Application aux LED

L’alimentation d’une lampe LED est en courant continu. Vu que le réseau européen est en courant alternatif, un redresseur AC/DC est nécessaire pour alimenter les LED. Le contrôle du flux lumineux des LED est souvent réalisé grâce à un courant pulsé par modulation de largeur d’impulsion (PWM : Pulse Width Modulation).

Modulation de la largeur d’impulsion.

La modulation du flux lumineux s’effectuera plus en courant qu’en tension, car la LED est très sensible aux faibles variations de tension et le flux lumineux est presque proportionnel au courant.

Diagramme tension-courant dans le sens passant et bloquant de la diode.

(++) L’avantage d’une telle modulation réside dans la bonne conservation des propriétés colorimétriques de la LED.

(–) Le redresseur AC/DC ne donne pas un signal continu parfait. Une composante résiduelle ondulatoire persiste. Contrairement à la lampe à incandescence, la LED possède une très faible rémanence lorsqu’elle est soumise à un signal ondulatoire. Il en résulte un phénomène non négligeable de « papillotement » qui peut altérer le confort visuel.

Application aux lampes à décharge haute pression

Les ballasts électroniques dimmables pour lampes à décharge haute pression ont fait leur apparition sur le marché le 1er janvier 1999. Ce type de ballast permet, lors du dimming, les clignotements dû à la fréquence de 50 Hz et d’augmenter sensiblement la durée de vie de la lampe.

Un autre moyen d’obtenir un flux lumineux variable se fait par découpage de la sinusoïde de tension.
Ce découpage est obtenu par un « hacheur ». Il permet de faire varier le flux lumineux par palier.

Hachage de la sinusoïde de tension.

Ce découpage peut se réaliser avec les lampes à mercure haute pression et au sodium haute pression, mais pas avec les lampes aux halogénures métalliques qui risquent de changer de couleur.

Un problème d’inconfort thermique ou lumineux ? N’hésitez pas à tester notre nouvel outil de diagnostic afin de trouver la solution à votre problématique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Types de lave-vaisselle

Il existe des machines polyvalentes pour toute vaisselle et d’autres à utilisation spécialisée telles que machines à laver les verres, machines à laver les ustensiles de cuisine, …

Les machines polyvalentes

On classe les machines à laver polyvalentes en deux groupes :

Machines à panier statique et machines à déplacement automatique de la vaisselle ou machines à translation.

Les machines à panier statique

Le panier reste fixe et les différentes phases de lavage (lavage proprement dit et rinçage) se réalisent au même emplacement.
L’avancement des paniers à l’entrée ou à la sortie est commandé par l’employé.
Le prélavage peut se faire manuellement au moyen d’une douchette avant l’entrée dans la machine.

Les machines à panier statique sont à ouverture frontale ou à capot mobile (ou à porte guillotine).
Certains appareils présentent un panier à mouvement rotatif.

Machine à ouverture frontale, machine à capot relevable et machine à panier à mouvement rotatif.

La capacité des machines à laver à panier statique s’exprime en assiettes/heure ou en paniers/heure.

Elles sont réservées aux petites exploitations jusqu’à 200 rationnaires environ.

Les machines à déplacement automatique de la vaisselle (ou à translation)

Ces machines permettent le déplacement de la vaisselle de façon linéaire sur un tapis articulé et motorisé, à vitesse fixe ou variable. Les différentes phases de lavage se font au fur et à mesure de l’avancement de la vaisselle dans la machine.

Ces machines sont aussi appelées machines à tunnel.

Sur les modèles les plus simples, les zones de prélavage et de séchage n’existent pas.

Il en existe de deux sortes :

La machine à paniers mobiles

La vaisselle est placée préalablement dans des paniers.

Le déplacement des paniers se fait, par exemple, à l’aide d’un entraînement mécanique à « cliquets ».

La capacité des machines à paniers mobiles s’exprime en assiettes/heure ou en paniers/heure.

Ces machines sont réservées aux exploitations de taille moyenne, jusqu’à environ 600 à 700 couverts par service.

La machine à convoyeur ou à bande

Elle est appelée ainsi car le convoyeur de chargement et de déchargement, fait partie de la machine.

Les pièces à laver sont directement posées et accrochées sur le convoyeur pourvu de doigts. Des paniers ne sont utilisés que pour les petites pièces.

À titre d’information, il existe des lave-vaisselle multi-pistes, chaque piste correspondant à une application bien précise (dépose des couverts sur l’une, dépose de la porcelaine ou de plateaux sur l’autre etc.). Ces convoyeurs multi-pistes sont davantage utilisés dans des configurations semi-automatiques où les couverts sont enlevés des plateaux à l’aide d’un extracteur magnétique qui les dépose ensuite sur la piste à couverts.

La capacité des machines à convoyeur s’exprime en assiettes/heure ou en m/min.

Ces machines sont réservées aux exploitations de grande taille (plus de 700 rationnaires) ou aux exploitations de type cafétéria de moindre effectif qui veulent travailler en continu : le même personnel réalise le débarrassage des tables en salle à manger et le lavage de la vaisselle.

Les machines spécifiques

Le lave-ustensiles (batterie de cuisine)

Le lave-ustensiles est une machine capable de laver la batterie de cuisine jusqu’à la dimension GN 2/1.

Il existe un nouveau type de machine qui utilise des granulés en plastique.

Ces machines utilisent le même principe que celui du sablage.

La phase de lavage des ustensiles se fait par des jets d’eau chargés de billes de plastique, ce qui a pour effet d’augmenter l’effet mécanique du nettoyage. Selon le degré de « brûlure » du plat, la durée de la phase de lavage sera plus ou moins longue.

Les granulés de plastique doivent être suffisamment durs pour pouvoir éliminer efficacement les restes alimentaires, tout en étant assez souples pour ne pas abîmer les plats.

L’efficacité des granulés permet de diminuer la consommation de produits lessiviels. Les ustensiles ne nécessitent plus de pré-trempage.
Les granulés sont réutilisés pour plusieurs cycles.

La laveuse de plateaux

Le plateau est la pièce de vaisselle la moins souillée et la plus volumineuse nécessitant un grand espace de passage en machine.

La laveuse de plateaux trouve sa place en bout de convoyeur d’amenée de la vaisselle sale.
La laveuse de plateaux permet un lavage spécifique des plateaux en direct, sans manutention.

Il est recommandé de le coupler avec un chargeur automatique et rangement sur chariot à niveau constant.

Empileur de plateaux.

La machine à laver les verres

Elle permet d’améliorer la qualité du lavage par un traitement spécifique.

Les verres qui ne sont pas particulièrement souillés ne nécessitent pas un traitement de choc comme le reste de la vaisselle. Par ailleurs, l’eau utilisée est de plus en plus chargée en éléments minéraux qui précipitent et déposent sur la machine mais aussi sur les verres, les rendant ternes.

Ces machines ne nécessitant que de faibles quantités d’eau, peuvent fonctionner à l’eau déminéralisée pour un coût intéressant. Alors que cette amélioration appliquée à toute la vaisselle sur une machine unique serait prohibitive.

Actuellement, ce principe s’utilise de manière sélective sur les machines polyvalentes.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’isolation thermique de la toiture

Connaître les valeurs de référence

Une paroi est caractérisée par un coefficient de transmission thermique U. Plus ce coefficient est petit plus la paroi est isolante. La réglementation thermique wallonne impose, pour les parois neuves et assimilées délimitant le volume protégé, une valeur maximale du coefficient de transmission thermique.
Ces valeurs peuvent être vues comme un « garde-fou ». D’autres labels volontaires recommandent d’ailleurs des performances thermiques plus élevées.

Même lorsque cette réglementation n’est pas d’application, cette valeur peut servir de base pour estimer la valeur minimale qu’il serait intéressant d’atteindre en cas de rénovation de la toiture. Généralement, l’optimum économique en rénovation se situe à un coefficient U = 0,3 W/m²K.

Pour les toitures autres que la toiture plate inversée, l’épaisseur d’isolant à poser en fonction du coefficient de conductivité thermique de celui-ci est donnée sur le graphique ci-dessous. Pour chaque isolant, il existe un intervalle de valeurs possibles pour la conductivité thermique. Le diagramme ci-dessous permet de déterminer dans quel intervalle d’épaisseur il faudra se situer en fonction du type d’isolant choisi.

Estimation de l’épaisseur d’isolant nécessaire pour atteindre un U = de 0.3 W/m²K dans le cas d’une toiture plate autre qu’une toiture plate inversée en fonction de la conductivité thermique (λ) ou du type d’isolant choisi (les intervalles de valeurs pour chaque isolant correspondent aux valeurs certifiées).

Pour une toiture inversée, l’isolant généralement retenu est la mousse de polystyrène extrudé (il est à éviter en cas de toiture chaude à cause de son coefficient de dilatation élevé). L’épaisseur d’isolant à poser en fonction de la conductivité thermique est donnée dans le graphique suivant.

Estimation de l’épaisseur d’isolant nécessaire pour atteindre un U = de 0.3 W/m²K dans le cas d’une toiture plate inversée de référence en fonction de la conductivité thermique (λ) ou du type de l’isolant choisi (marques et types – valeurs certifiées).

Si la toiture existante est en bon état, on considère généralement que la limite pour décider d’une rénovation est :

U > 0,6 W/m²K

En effet, en dessous de cette valeur, le temps de retour sur investissement devient assez important. Une rénovation complète ou partielle (finitions, revêtements extérieurs,… ) sera toujours une bonne occasion de renforcer l’isolation.

Pour une toiture autre qu’une toiture plate inversée, elle correspond à une épaisseur approximative d’isolant de :

9 cm de laine minérale,
ou 7 cm de mousse de polyuréthanne,
ou 11 cm de verre cellulaire.

Pour une toiture inversée, elle correspond à une épaisseur d’isolant d’environs :

12 cm de mousse de polystyrène extrudé.

Calculer le niveau d’isolation lorsque la nature et l’épaisseur de l’isolant sont connues

L’isolant thermique est la couche de la toiture qui influence le plus ses qualités thermiques.

En première approximation, le calcul du niveau d’isolation peut se faire en ne tenant compte que de l’isolant et des résistances thermiques d’échange aux surfaces sur base de la formule simplifiée.

U = 1/(Rsi + λ/e + Rse)

avec,

Rsi = résistance thermique d’échange (conditions intérieures)
λ : La conductivité thermique de l’isolant
e : l’épaisseur de l’isolant
Rse = résistance thermique d’échange (conditions extérieures)

Les valeurs à utiliser pour les résistances thermiques d’échange sont données dans le tableau spécifique de l’Annexe VII de l’AGW du 17 avril 2008 :

Exemple.

8 cm de laine minérale certifiée, de marque non déterminée, dont λ vaut 0,041 W/mK (suivant NBN B62-002/A1), entraîne un U approximatif de la toiture de

Rsi = 0.10 m²K/W
e/λ = 0,08/0,041 = 1,95 m²K/W
Rse = 0.04 m²K/W
U = 0.48 W/m²K

Si les autres matériaux constituant la toiture sont connus, il est possible de calculer exactement le coefficient de transmission thermique U de celle-ci.

Pour calculer le coefficient de transmission thermique de la toiture.

Le résultat ainsi obtenu n’est fiable que si l’isolant est sec et en bon état. En cas de doute, un sondage est indispensable.

Repérer les indices d’une isolation thermique insuffisante

Lorsque la nature, l’épaisseur et/ou l’état de l’isolant sont inconnus, il convient d’effectuer un sondage à travers la toiture pour les déterminer.

Avant d’effectuer ces sondages, certains indices peuvent indiquer un manque d’isolation efficace.

Le principal indice est la température du plafond en période hivernale.

La condensation sur le plafond est un premier indice de plafond froid dans les locaux humides.

Photo condensation.

La condensation sur une paroi est signe d’absence ou de faiblesse de l’isolation.

Pratiquement, le plafond sera considéré comme une paroi froide lorsque sa température de surface est inférieure de plus de 2 °C à la température de l’air du local. C’est le cas lorsque la toiture n’est pas isolée.

Pour que les valeurs obtenues soient valables, il faut que la toiture soit en régime thermique stationnaire (c’est-à-dire que les températures intérieures et extérieures ne subissent pratiquement pas de variation).
On fera donc ce relevé par temps nuageux, avec une température extérieure moyenne entre celle du jour et celle de la nuit.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’emplacement des luminaires dans les circulations

Dans les couloirs

Compromis

Le choix du nombre de luminaires, de la puissance par luminaire et de leur emplacement résultera d’un compromis entre

le respect d’une certaine uniformité,
l’investissement à consentir,
les facilités de câblage électrique et de réfection des plafonds.

Uniformité

Si pour des raisons d’économie d’énergie, on désire limiter l’éclairement moyen des couloirs à 200 (100 – école, halls) lux maximum, le nombre de luminaires à installer sera relativement faible par rapport à la surface à éclairer. Il en résultera un manque d’uniformité de l’éclairement et une succession dans les couloirs de zones claires et sombres. Ceci ne sera pas forcément gênant si le couloir n’est qu’un lieu de passage et non de « stationnement ». Inversement si on veut respecter une uniformité correcte (E_min / E_moy > 0,7), on augmentera le nombre de luminaires, vraisemblablement aussi la puissance installée et le niveau d’éclairement moyen puisque la gamme de puissance des lampes fluorescentes n’est pas infinie.

En fonction de la forme du couloir

Les couloirs étroits paraîtront plus larges et plus conviviaux si on favorise l’éclairage des murs par une composante indirecte.

Les couloirs longs paraîtront plus courts si on place les luminaires perpendiculairement par rapport à l’axe du regard. Comme la distribution lumineuse de la plupart des luminaires est plus large dans le sens transversal que dans le sens longitudinal, cette position permettra d’obtenir une uniformité correcte avec moins de luminaires.

Dans les escaliers

L’objectif principal (de base de l’éclairage des escaliers – halls) est d’assurer un contraste suffisant entre les marches pour éviter tout accident. Pour cela, il faut assurer l’éclairage des marches et maintenir dans l’ombre les contre-marches.

Exemple

La position A est correcte car elle éclaire obliquement les marches.
La position B est incorrecte, elle ne garantit pas un contraste suffisant entre les marches.
Dans les longs escaliers, la position A peut être complétée par un éclairage latéral des marches au départ d’appliques murales (position C).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Indices de protection d’un luminaire

Protection contre les solides et les liquides

Les luminaires sont classés en fonction du degré de protection contre la pénétration de poussières, de corps solides et d’humidité, conformément aux chiffres « IP » mentionnés dans la norme NBN C 20 – 001.

Le premier chiffre suivant l’inscription « IP » représente le degré de protection vis à vis des corps solides et des poussières. Le second chiffre représente le degré de protection vis à vis des liquides.

Degré de protection	Protection contre les corps solides	Degré de protection	Protection contre les liquides
IP1X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 50 mm.	IPX1	Protégé contre les chutes verticales de gouttes d’eau.
IP2X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 12 mm.	IPX2	Protégé contre les chutes d’eau pour une inclinaison maximale de 15°.
IP3X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 2,5 mm.	IPX3	Protégé contre l’eau « en pluie ».
IP4X	Protégé contre les corps solides supérieurs à 1 mm.	IPX4	Protégé contre les projections d’eau.
IP5X	Protégé contre la poussière.	IPX5	Protégé contre les jets d’eau.
IP6X	Totalement protégé contre la poussière.	IPX6	Protégé contre les paquets de mer.
		IPX7	Protégé contre les effets d’immersion.

Exemple.
Un luminaire classé IP20, est protégé contre les intrusions des corps solides de plus de 12 mm mais pas contre l’humidité. Un luminaire classé IP65 est protégé contre la poussière et contre les jets d’eau.

Remarque.
Concrètement, un indice IP2X signifie que l’on ne peut atteindre les parties électriques avec un doigt, un indice IP3X, avec un tournevis, un indice IP4x, avec une épingle à cheveux.

Protection contre les chocs

Le degré de résistance au choc des luminaires est représenté par l’indice « IK » du luminaire. Cette classification remplace l’ancienne classification « IP » à 3 chiffres de type IPXXX.

IK00	pas de protection
IK01	0,15 Joule
IK02	0,2 J
IK03	0,35 J
IK04	0,5 J
IK05	0,7 J
IK06	1 J
IK07	2 J
IK08	5 J
IK09	10 J
IK10	20 J

Protection électrique

La classification électrique des luminaires est réalisée en fonction du type de protection offert contre les chocs électriques.

Classification	Exigences électriques	Conséquence d’un éventuel défaut d’isolement
Classe 0	Interdite en Belgique comme dans la majorité des pays européens. Séparation des parties sous tension par une seule isolation, dite isolation principale.	En cas de défaut d’isolement, la protection de la personne touchant l’appareil repose sur l’environnement (par ex. sol isolant).
Classe I	Séparation des parties sous tension par une seule isolation, dite isolation principale. Les parties métalliques accessibles sont reliées à une borne de terre. Recommandés dans les locaux traditionnels.	En cas de défaut d’isolement, la protection de la personne qui touche l’appareil repose essentiellement sur la qualité du circuit de mise à terre et sur un disjoncteur différentiel…
Classe II	Une isolation supplémentaire ou renforcée est ajoutée à l’isolation principale. Des matériaux à plus grande résistance d’isolement sont utilisés. Recommandés dans les locaux humides ou lorsqu’on ne peut raccorder le luminaire à un conducteur de protection.	Du fait de la double isolation, un défaut d’isolement ne peut pas se produire et la personne qui touche l’appareil n’est pas en danger.
Classe III	L’alimentation est réalisée en très basse tension de sécurité ; le circuit est isolé du réseau et la tension est plus petite que 50 V.	En principe, cet appareil ne pose pas de risques électriques.

Protection incendie

Inflammabilité de la surface de montage

La norme CEI 60598-1 propose un marquage du luminaire en fonction de l’inflammabilité de la surface de montage et des possibilités de recouvrement. Ce marquage remplace l’ancien marquage constitué des symboles présentés dans la figure ci-dessous (lettres F ou M dans un triangle sur pointe). Notez que bien qu’un nouveau marquage soit en place, ces symboles sont encore parfois rencontrés sur le marché.

La norme CEI 60598-1 propose de marquer uniquement les luminaires qui présentent des limitations d’application. Ainsi, les luminaires conçus pour être montés sur une surface normalement inflammable et qu’un matériau isolant thermique peut recouvrir sans risque d’incendie ne seront pas marqués. Par contre, les luminaires qui exigent des surfaces de montages non-inflammables ou qui ne peuvent être recouverts d’un matériau isolant thermique seront marqués selon le tableau ci-dessous. Un matériau est considéré comme normalement inflammable si sa température d’inflammation est d’au moins 200°C et s’il ne se déforme ni ne se ramollit à cette température.

Ce tableau est extrait des Dossiers du CSTC n°2/2009 Cahier n°15 page 5.

Symboles et limitations
	Le luminaire ne peut être monté sur une surface normalement inflammable.
	Le luminaire n’a pas été conçu pour être recouvert par un matériau isolant thermique.
	Le luminaire n’a pas été conçu pour être encastré dans une surface normalement inflammable.

Inflammabilité du luminaire

Le comportement au feu d’un luminaire peut être caractérisé par le résultat de l’essai au fil incandescent décrit dans la norme CEI 60.695-2-11. Ce test permet d’évaluer le comportement du luminaire vis-à-vis du feu et consiste à appliquer sur certaines parties du luminaire un fil incandescent chauffé à des températures définies (650°C, 850°C, 960°C…) et ce, pendant une certaine durée (5 secondes, 30 secondes…).
La table ci-dessous récapitule, en fonction de l’usage du matériel d’éclairage, les températures auxquelles le matériel doit résister.

Type d’usage	Parties du luminaire en contact avec des parties conductrices, ou les maintenant en position	Enveloppes et couvercles ne maintenant pas en position de parties transportant le courant
Matériel pour une utilisation sous surveillance	650 °C	650 °C
Matériel pour une utilisation sans surveillance, mais dans des conditions moins sévères	750 °C	750 °C
Matériel pour une utilisation avec surveillance, mais dans des conditions plus sévères	750 °C	750 °C
Matériel pour un usage continu sans surveillance	850 °C	850 °C
Matériel pour un usage continu sans surveillance, mais dans des conditions plus sévères	960 °C	960 °C
Appareils fixes pour les installations électriques	750 °C	650 °C
Matériel destiné à être utilisé près du tableau principal de distribution d’un immeuble	960 °C	750 °C
Pour garantir un niveau minimal d’inflammation des parties susceptibles de contribuer à un risque de feu, et de propagation du feu par leur intermédiaire, ces parties n’étant pas essayées autrement (pour éliminer les matériaux à combustion violente)	550 °C	550 °C

Ce tableau est extrait des Dossiers du CSTC n°2/2009 Cahier n°15 page 5.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’ensemble chaudière-brûleur pour les installations gaz ou mazout

Puissance à installer

Le surdimensionnement des chaudières est source de surinvestissement et de surconsommation :

Augmentation des pertes à l’arrêt. En effet, celles-ci sont proportionnelles à la puissance installée. Toutefois, l’augmentation du niveau d’isolation des chaudières et la présence de brûleurs avec clapet d’air se refermant à l’arrêt ont fortement diminué les pertes et donc l’influence du surdimensionnement. C’est également le cas si on divise la puissance à installer en plusieurs chaudières et que celles-ci sont régulées correctement en cascade.
Augmentation des cycles de marche/arrêt du brûleur. Pour les chaudières modernes, c’est principalement ici que se situe le problème. Un brûleur trop puissant a des temps de fonctionnement plus courts et démarre plus souvent. Il y a augmentation des pertes par préventilation et des imbrûlés (les premières et les dernières gouttes de combustible injectées brûlent dans des mauvaises conditions). Cela conduit donc à une diminution du rendement et à une accélération de l’encrassement.

Cycle de fonctionnement d’un brûleur en fonction de son surdimensionnement. Si le brûleur adapte en permanence sa puissance aux besoins, il fonctionnera en continu (ce serait le cas des brûleurs modulants s’ils pouvaient faire varier leur puissance de 0 à 100 %, ce qui n’est pas le cas).

La puissance utile de la nouvelle chaudière doit donc être calculée suivant la norme NBN B62-003. Attention, les installateurs choisissent souvent la puissance de la chaudière de façon approximative :

en sommant la puissance des radiateurs existants,
ou en appliquant un ratio proportionnel au volume du bâtiment, du type 60 W/m³ (dans cas, ils font une hypothèse par défaut sur les performances énergétiques de l’enveloppe du bâtiment alors que l’on sait très bien que ces performances peuvent varier largement entre bâtiments),
ou en reprenant la puissance des chaudières existantes (souvent fortement surdimensionnées).

Ces règles conduisent à des surdimensionnements inadmissibles pour des nouvelles installations.

Pour en savoir plus sur les paramètres de dimensionnement des installations de chauffage.

Il faudra en outre être attentif aux paramètres utilisés pour dimensionner l’installation. Par exemple, on arrivera à des résultats tout à fait différents en fonction de la température extérieure minimum que l’on aura considérée.

Faut-il surdimensionner la chaudière pour permettre l’intermittence ? Comment vérifier que dimensionnement a été effectué correctement ?

Réglementations, labels et rendement annoncé

L’efficacité énergétique d’un ensemble chaudière(s) – brûleur(s) s’exprime par son rendement saisonnier. Celui-ci tient compte de la qualité de la combustion et des pertes des chaudières entre les périodes de fonctionnement du brûleur.

Il n’est malheureusement pas possible de connaître le rendement saisonnier du matériel que l’on achète. Cela est impossible puisque ce rendement dépend pas uniquement de la qualité intrinsèque du matériel mais aussi de son dimensionnement, de son raccordement hydraulique (surtout pour les chaudières à condensation) et de son mode de régulation.

Il existe donc peu de moyens pour comparer précisément les performances des différentes chaudières sur le marché.

Réglementations et labels

En plus des exigences réglementaires minimales auxquelles doivent répondre toutes les nouvelles chaudières vendues en Belgique, il existe bien des labels « énergétiques » pour les chaudières gaz (« HR+ » ou « HR Top ») et les chaudières fuel (Optimaz et Optimaz-élite). Il faut cependant savoir que ces labels ne présentent pas toujours des exigences nettement plus élevées que les exigences réglementaires : en ce qui concerne le gaz, le label HR+ exige des rendements identiques à la législation tandis que pour le fioul, le label Optimaz demande des rendements un peu plus élevés que le minimum légal. Ils ne permettent pas non plus de comparer, entre elles, des chaudières possédant le même label (les performances mesurées ne sont pas affichées avec le label).

Labels OPTIMAZ pour les ensembles chaudière/brûleur fuel et OPTIMAZ-Elite pour la technologie à condensation..

Label HR+ pour les chaudières gaz traditionnelles et HR Top pour les chaudières gaz à condensation.

Cependant, à défaut d’autres références, l’utilisation de ces labels peut être conseillée, ne fut-ce que parce qu’ils apportent la garantie que les performances minimales requises ont été vérifiées en laboratoire (pour les chaudières ne possédant pas de label, il faut souvent se fier à la bonne foi du fabricant).

Rendement annoncé

Les rendements annoncés par les fabricants dans leur documentation ne sont généralement guère comparables car mesurés dans des conditions différentes (selon une méthode propre au fabricant, selon les exigences des A.R. de 88 et de 97, …) et ne représentent jamais le véritable rendement en exploitation.

La norme allemande DIN 4702, partie 8, propose une méthode normalisée pour chiffrer le rendement saisonnier d’une chaudière dont le résultat se rapproche le plus du rendement réel (moyenne de mesures dans cinq conditions représentatives d’un moment de la saison de chauffe).

En comparant les équipements des fabricants appliquant cette méthode, on peut se faire une idée plus précise de l’économie que l’on peut faire en choisissant l’un ou l’autre matériel : elle est proportionnelle au rapport des rendements.

Exemple.

Un fabricant annonce pour sa chaudière un rendement annuel de 94 % selon la norme DIN 4702. Un autre annonce un rendement de combustion supérieur à 92 %.

La différence entre ces deux chaudières semble être de 2 %. Ce n’est pas le cas. Ces deux chiffres ne sont, en effet, pas comparables : tandis que le rendement mesuré suivant la norme DIN 4702 se rapproche grossièrement des conditions réelles d’exploitation, le rendement de combustion ne comptabilise pas toutes les pertes de la chaudière.

Ainsi pour une chaudière correctement dimensionnée ayant des pertes à l’arrêt de 0,5 %, un rendement de combustion de 92 % conduit à un rendement saisonnier de 90,9 %. C’est plus ce chiffre qu’il faudrait comparer aux 94 %.

On peut alors « imaginer » que la première chaudière consommera :

1 – 90,9 [%] / 94 [%] = 3 [%]

de moins que la seconde.

Ordre de grandeur :

Les chaudières traditionnelles (pas à condensation) actuelles les plus performantes ont un rendement annuel suivant la norme DIN 4702 de l’ordre de 94 %. Ceci équivaut pour une chaudière correctement dimensionnée à un rendement de combustion moyen théorique de l’ordre de 94,5 .. 95,3 %.

Attention, le calcul présenté ci-dessus est purement indicatif. il permet plus ou moins de classer des chaudières mais ne correspond pas forcément au rendement réel obtenu en exploitation. En effet,

Il ne tient pas compte de la production d’eau chaude sanitaire qui pourrait être combinée à la chaudière (dans ce cas le rendement saisonnier diminue).
Les régimes de fonctionnement considérés par la norme DIN 4702 ne peuvent pas, en pratique, être appliqués à toutes les chaudières. Par exemple, deux chaudières peuvent avoir le même rendement théorique suivant la norme, mais une des deux chaudières ne peut, en pratique, pas fonctionner avec un régime de température de 40°/30° (prévu pour la mesure en laboratoire). Dans ce cas cette chaudière aura un rendement, en exploitation, plus bas que l’autre.

Pertes à l’arrêt

Les fournisseurs de chaudières reprennent, en principe, dans leur documentation, la valeur des pertes à l’arrêt de leur matériel (coefficient exprimé en % de la puissance nominale de la chaudière). Attention, cependant, à la valeur du coefficient de perte à l’arrêt (ou coefficient d’entretien) mentionnée. En effet, il n’est pas mesuré de la même manière chez tous les fournisseurs. Il faut comparer les températures de chaudière considérées pour la mesure, ce qui n’est pas évident.

Extrait de catalogue : les pertes à l’arrêt mentionnées sont mesurées pour une différence de température entre l’ambiance et l’eau de 30°C et la consommation d’entretien pour une différence de température de 50°C.

Pour les chaudières à brûleur pulsé ou à prémélange modernes, il n’y a guère de différence entre les différentes marques. On retrouve une épaisseur d’isolation équivalente à 10 cm de laine minérale pour quasi tous les matériels.

Où les pertes à l’arrêt commencent à jouer un rôle important, c’est dans le choix d’une chaudière gaz atmosphérique dont le foyer reste en permanence ouvert. Néanmoins, il est très rare que l’on installe encore ce type de matériel. En effet, cette technologie est en beaucoup de points dépassée par les chaudières à prémélange avec ventilateur.

Exemple.

Ordre de grandeur :

Les chaudières actuelles les plus performantes ont des pertes à l’arrêt de l’ordre de 0,1 .. 0,3 [%] (de la puissance nominale) pour une différence de 40°C entre l’eau et l’ambiance.

Les chaudières les moins performantes dépassent 0,5 .. 0,6 % de pertes.

Chaudière « basse température » ou « très basse température » ? Un débat dépassé

Actuellement, on retrouve sur le marché des chaudières dites :

« Basse température », dont la température moyenne d’eau interne ne peut descendre en-dessous d’une certaine valeur, de l’ordre de 50 .. 60°C (on parle aussi dans la réglementation de chaudières « standards »). Même si cette technologie devient rare pour les nouvelles installations travaillant au gaz ou au mazout, elle est encore d’application pour les chaudières bois-énergie où la température de retour vers la chaudière est limitée à une valeur minimale (souvent autour de ~50°C).
« Très basse température », ne présentant aucune contrainte en ce qui concerne la température de l’eau. Cette dernière peut totalement redescendre entre les périodes de fonctionnement du brûleur. La conception de ces chaudières vise soit à éviter la condensation des fumées, même avec des températures d’eau peu élevées, soit à résister à la corrosion qui pourrait en résulter. Pour les nouvelles chaudières au gaz ou au mazout, les chaudières sont à « très basse température » lorsqu’elles ne sont pas à condensation
Parallèlement à ces chaudières souvent appelées « traditionnelles », on trouve également les chaudières à condensation conçues, elles, pour favoriser la condensation des fumées et fonctionnant avec les températures d’eau les plus basses. Pour les nouvelles installations, la condensation se justifie pour le gaz et mazout étant donné le gain de rendement que celle-ci permet.

Dans le contexte d’une nouvelle installation au gaz ou au mazout, la question n’est plus de faire le choix entre une « chaudière basse » ou « très basse température ». A notre sens, il s’agit d’un débat dépassé. En fait, à l’heure actuelle, il s’agit plutôt de faire le choix entre les chaudières à condensation et les chaudières « très basse température ». En effet, malgré le gain de rendement obtenu grâce à la condensation, il peut exister des situations où l’utilisation de la chaudière ne permet pas d’amortir le surinvestissement entre le « très basse température » et la condensation.

Bien que dépassée, la comparaison entre les techniques « basse » et « très basse température » reste développée ci-dessous afin d’avoir un discours complet. À noter que la question pourrait resurgir pour les chaudières au bois dans la mesure où la majorité des chaudières actuelles ont une température de retour minimale imposée (c.-à-d. chaudière « basse température »).

Avantages de la très basse température par rapport à la basse température

L’intérêt énergétique de choisir une chaudière pouvant travailler à très basse température en étant régulée en température glissante se situe au niveau de :

la diminution de ses pertes à l’arrêt, dont l’impact sur le rendement saisonnier dépend du type de chaudière;
la limitation des pertes par distribution dans le collecteur primaire, dans le cas des circuits avec distribution secondaire possédant sa propre régulation de température (vannes mélangeuses),
la limitation des pertes de distribution dans l’ensemble du réseau dans le cas des installations sans circuit secondaire,
le fonctionnement correct des vannes thermostatiques dans le cas des installations sans circuit secondaire.

Remarque : on pourrait imaginer que la diminution de la température de l’eau va améliorer l’échange entre les fumées et l’eau et donc diminuer la température moyenne de fumée. L’impact sur le rendement moyen de combustion est cependant le plus souvent négligeable étant donné la technologie appliquée dans les chaudières « très basse température » (dans lesquelles le but est de freiner l’échange entre l’eau et les fumées afin d’éviter la condensation).

Exemples.

Prenons une chaudière moderne à brûleur pulsé correctement dimensionnée de 300 kW. Son coefficient de perte à l’arrêt à température nominale (température d’eau de 70°C) est de 0,3 %. Si cette chaudière travaille en température glissante, sa température moyenne sur la saison de chauffe sera d’environ 43°C. Son coefficient de perte à l’arrêt moyen sera alors de 0,11 % :

[(43 [°C] – 20 [°C]) / (70 [°C] – 20 [°C])]^1,25x 0,3 [%] = 0,11 [%]

Par rapport au fonctionnement permanent de la chaudière à température constante de 70°C, cela permet un gain sur le rendement saisonnier (et donc sur la consommation) de seulement 0,4 %.

Prenons l’exemple d’une chaudière gaz à brûleur atmosphérique ancienne génération de 300 kW surdimensionnée de 100 %. Son coefficient de perte à l’arrêt à température d’eau de 70°C est de 1,3 %.

Si cette chaudière travaille en température glissante (température moyenne sur la saison de chauffe d’environ 43°C), le gain sur le rendement saisonnier sera cette fois de 4 %, par rapport au fonctionnement permanent de la chaudière à température constante de 70°C.

Exemple.

Une chaudière alimente un collecteur primaire DN 50 de 20 m (aller-retour), isolé par 4 cm de laine minérale.

Si le collecteur est alimenté en température glissante sans limite basse, la température moyenne du collecteur durant la saison de chauffe sera d’environ 43°C. Si la température du collecteur est limitée vers le bas, elle sera de 63°C.

Pour chacun des deux cas, la perte de distribution en chaufferie (température ambiante de 15°C) s’élève à :

Cas de la température glissante : 0,271 [W/m.°C] x 20 [m] x (43 [°C] – 15 [°C]) x 5 800 [heures/an] = 880 [kWh/an] ou 88 [litres fuel/an] ou 88 [m³ gaz/an].

Cas de la température glissante avec limite basse : 0,271 [W/m.°C] x 20 [m] x (63 [°C] – 15 [°C]) x 5 800 [heures/an] = 1 509 [kWh/an] ou 151 [litres fuel/an] ou 151 [m³ gaz/an].

Pour évaluer les pertes du réseau de distribution !

Les chaudières « très basse température », présentent un autre avantage qui peut justifier à lui seul leur choix (et leur surcoût) par rapport aux chaudières « basse température ». En effet, choisir une chaudière ne pouvant descendre en dessous de 50-60°C implique une conception des circuits hydrauliques plus complexes : collecteur bouclé, pompe de recyclage sur les chaudières, … . De plus, malgré une conception rigoureuse, on est rarement à l’abri, de par l’exploitation, d’un risque de condensation et donc de détérioration, par exemple lors de la relance matinale. Cela ne pose aucun problème avec les chaudières « très basse température ».

Cas imposant le fonctionnement à haute température

En outre, il existe des situations pour lesquelles la régulation des chaudières en température glissante, sans limite basse, ne convient pas à l’installation.

> Cas 1 : une installation combinée alimentant à partir du même collecteur primaire un échangeur instantané (échangeur à plaques) pour la production d’eau chaude sanitaire.

Si le volume d’eau de la chaudière et du collecteur est trop important (long collecteur), le temps de remontée en température de la chaudière risque d’être trop important et donc le temps d’attente trop long lors de chaque puisage d’eau.

Exemple.
Une chaudière de 800 kW alimente un collecteur de 20 m DN 50. La contenance en eau de la chaudière est de 1 500 litres, celle du collecteur de 173 litres.Si la température moyenne de la chaudière et du collecteur est de 43°C durant la saison de chauffe, le temps de remontée en température jusqu’à 70°C, pour produire de l’eau chaude sanitaire est de :

1,16 [kWh/m³.°C] x 1,673 [m³] x (70 [°C] – 43 [°C]) / 800 [kW] = 0,065 [h] ou 4 [min]

où 1,16 [kWh/m³.°C] = la capacité calorifique de l’eau.

Pour en savoir plus sur le choix du système de production d’eau chaude sanitaire.

> Cas 2 : la combinaison de plusieurs chaudières, régulées en cascade, d’une boucle primaire fermée et de circuits secondaires équipés de vannes mélangeuses.

Ces circuits présenteront des problèmes de débit d’eau chaude et d’inconfort dans certaines zones de l’installation si la température des chaudières est trop proche de la température de consigne des circuits secondaires. Les chaudières doivent donc rester à plus haute température que les utilisateurs.

Évaluer	Pour en savoir plus sur l’inconfort lié au circuit primaire.
Calculs	Simuler les problèmes d’incompatibilité hydraulique.
Concevoir	Pour en savoir plus sur le choix du type de circuit primaire.

Chaudière « basse température » ou à condensation ?

Une chaudière « très basse température » fonctionne avec des températures d’eau pouvant provoquer la condensation des fumées mais qui ne condense pas pour éviter tout risque de corrosion. En gros, on bride ses performances. Or, si les conditions sont réunies pour fonctionner en très basse température, autant opter pour une chaudière à condensation qui possède un meilleur rendement. Pour le gaz et mazout, la technologie à condensation s’impose pour la majorité des cas, même s’il existe encore certaines applications où le surinvestissement par rapport à la « très basse température » n’est amorti.

Intérêt énergétique d’une chaudière à condensation

Pour comparer le rendement des chaudières à condensation et celui des chaudières basse température, il faut comparer leur rendement global annuel ou rendement saisonnier, qui prend en compte toutes les pertes de la chaudière (par les fumées, par rayonnement et d’entretien), en fonction de la charge réelle de la chaudière durant toute la saison de chauffe et non le rendement utile maximal qui est annoncé par beaucoup de fabricants dans leur catalogue.

Ce gain réel obtenu par une chaudière à condensation est difficile à estimer d’une manière générale car il dépend de la température d’eau qui irrigue la chaudière et qui est évidemment variable (elle dépend de la courbe de chauffe choisie et donc du surdimensionnement des émetteurs).

Sur base des informations de l’ARGB et des programmes de simulation de certains fabricants, on peut dire que 6 .. 9 % d’économie sur la consommation annuelle est un ordre de grandeur réaliste (voire peut-être un peu plus pour les meilleures installations) pour les chaudières au gaz.
Ce gain doit être comparé au surcoût d’une chaudière à condensation.

Pour plus de détails sur :

Le choix du circuit relié à une chaudière à condensation, cliquez ici !

Installations propices à la condensation

Le gain dépend du taux de condensation réel, donc de la température de l’eau au retour vers la chaudière et donc de la configuration de l’installation raccordée sur la chaudière.

Toutes les installations fonctionnant à basse température sont propices à l’installation d’une chaudière à condensation, c’est d’autant plus vrai pour le mazout que pour le gaz :

les ventilos convecteurs dimensionnés en régime 55°/40°,
le chauffage par le sol dimensionné en régime 40°/30°,
les radiateurs dimensionnés en régime 70°/50°,
le chauffage de l’eau d’une piscine (eau du bassin à 26 .. 28°C),
la production d’eau chaude sanitaire dimensionnée en régime 70°/40°,
les batteries à eau chaude dimensionnées en régime 70°/40°.

Le léger surinvestissement consenti en choisissant de tels régimes de dimensionnement sera rapidement compensé par l’économie réalisée par la condensation. Une analyse de rentabilité cohérente demande de travailler sur base des performances saisonnières de l’installation. Même si cela ne fait pas office de démonstration, la figure ci-dessus illustre le gain de rendement théorique utile accessible en fonction de la température de retour (c’est-à-dire, typiquement la température des fumées – 5°C).

Evolution du rendement basé PCI en fonction de la température des fumées pour les différents combustibles (excès d’air pris à 1.2). Les échangeurs des chaudières à condensation permettent typiquement de réduire la température des fumées jusqu’à 5°C supérieurs à l’eau de retour. Par exemple, si la température de retour est de 30°C, la température des fumées devrait être proche de 35°C.

Intérêt d’installer une chaudière à condensation lors de la rénovation d’une ancienne installation de chauffage (haute température)? Oui!

Les émetteurs basse température étant propice à la condensation, Cela ne veut pas dire que dans le cas de la rénovation d’une installation équipée de radiateurs dimensionnés de façon traditionnelle (régime d’eau 90°/70°), la condensation ne peut être valorisée.

En effet, la puissance moyenne de chauffage d’un bâtiment est de moitié inférieure à sa puissance de dimensionnement (température extérieure moyenne de la saison de chauffe = 5..6°C, température extérieure de dimensionnement = – 8.. -1 0°C). Ceci signifie que, pour une installation équipée de radiateurs non surdimensionnés et calculés pour un régime d’eau de 90°/70°, la température moyenne de retour de l’eau est voisine de 43° avec une régulation en température glissante.

Evolution de la température de retour d’une installation dimensionnée en régime 90°/70° et régulée en température glissante en fonction de la température extérieure. Comparaison avec la température de rosée des fumées d’une chaudière gaz et mazout. On voit que la chaudière condense sur une majeure partie de l’année (voir second graphe). En termes d’énergie, on voit que 75% de l’énergie sera fournie en condensant pour le gaz pou r40% pour le mazout.

En pratique, on peut considérer que ~75% de l’énergie délivrée par la chaudière au gaz aura lieu avec condensation pour approximativement ~40% pour le mazout. L’intérêt pour la condensation au gaz semble donc assez évident, même en régime 90°/70°. Néanmoins, il est aussi présent pour le mazout mais dans une moindre mesure. En outre, il faut savoir qu’en l’absence de condensation, les chaudières à condensation gardent un rendement supérieur aux chaudières traditionnelles parce qu’elles possèdent une surface d’échangeur supérieure.

Si les radiateurs ont été dimensionnés pour un régime de température 70°/50°, la chaudière gaz condensera durant toute la saison de chauffe. En ce qui concerne le mazout, le régime de température 70°/50°C est nettement plus favorable. A notre sens, il est préférable de travailler avec ce régime de température si on veut plus s’assurer de l’efficacité de l’installation au mazout à condensation, si l’on veut tirer le meilleur profit de cette technologie.

Evolution de la température de retour d’une installation dimensionnée en régime 70°/50° et régulée en température glissante en fonction de la température extérieure.

Notons que, dans la pratique, la plupart des radiateurs d’une installation existantes sont surdimensionnés et ne demandent jamais la température d’eau de 90°C (de dimensionnement). Pour s’en convaincre, il suffit d’interroger le gestionnaire de la chaufferie sur la température maximale des chaudières qu’il règle par les plus grands froids, ce, sans que les occupants ne se plaignent. Cette température est bien souvent inférieure à 90°C. De plus, souvent, l’isolation partielle du bâtiment (isolation de la toiture, placement de double vitrage) a encore renforcé le surdimensionnement. Dans ces conditions, une installation de chauffage initialement dimensionnée dans un régime 90°/70° pourrait être adaptée pour un régime de température inférieur de 70°/50° sans perte de confort et favorisant (ou consolidant) ainsi la condensation.

Cas particulier : chaudière à condensation, production d’eau chaude sanitaire et légionelles

Certains règlements sanitaires récents imposent de produire l’eau chaude sanitaire à une température de 80°C, pour éviter le développement de légionnelles. Ces règlements vont évidemment à l’encontre de l’efficacité énergétique puisqu’ils obligent le maintien des chaudières à une température permanente de 90°C.

Cette situation n’élimine cependant pas toutes les chaudières à condensation. Restent possibles les chaudières qui :

permettent deux retours à des températures différentes. La production d’eau chaude est raccordée sur le retour « chaud » de la chaudière et les corps de chauffe sont raccordés sur le retour « froid »;
et peuvent fonctionner sans débit imposé. En effet, ces chaudières, n’étant pas raccordées sur un circuit avec bouteille casse-pression, ne doivent pas suivre au plus près la température des circuits secondaires pour condenser correctement, car aucun retour d’eau à haute température vers la chaudière n’est possible même lorsque les vannes des circuits secondaires sont peu ouvertes.

Illustration d’un circuit avec deux retours à température différentes (retour « chaud » et « froid ») ainsi qu’une chaudière sans débit imposé (sans bouteille casse pression).

Exemple de circuit hydraulique raccordé à une chaudière à condensation demandant un débit minimal permanent.

Si cette chaudière doit en même temps produire de l’eau chaude sanitaire, elle sera tenue de fonctionner un certain temps, pour ne pas dire tout le temps, à haute température. Dans ce cas, les vannes des circuits secondaires devront se refermer pour obtenir la température voulue par ces derniers. Le surplus d’eau chaude alors produit par la chaudière sera directement renvoyé vers celle-ci via la bouteille casse-pression et elle ne condensera plus.

Critères de performance d’une chaudière à condensation

Toutes les chaudières à condensation n’ont pas les mêmes performances. Il faut en tenir compte lors du choix de sa chaudière :

la qualité de l’échangeur
le contrôle fin de l’excès d’air
la possibilité de modulation du brûleur sur la plus grande plage de puissance possible
un circuit hydraulique associé à la chaudière qui évite tout recyclage d’eau chaude vers la chaudière (chaudière à grand volume d’eau)

La qualité de l’échangeur

Pour un même type de combustible, toutes les chaudières à condensation ne présentent pas la même efficacité énergétique intrinsèque. Celle-ci dépend notamment de la conception de leur échangeur.

Malheureusement, même des chaudières présentant un très faible taux de condensation satisfont à certains labels (exemple, Optimaz-élite pour le fioul) et à la réglementation imposant un rendement minimum aux chaudières vendues en Belgique.

On retrouve ainsi sur le marché, des chaudières à condensation, guère plus performantes que des chaudières traditionnelles haut rendement.

En tant que maître d’ouvrage, il est cependant difficile de connaître la qualité énergétique de la chaudière à condensation que l’on achète. Il n’existe en effet pas de norme qui définit la manière dont doit être mesurée l’efficacité. Le rendement utile, calculé au départ de la fiche technique des chaudières, peut être une indication.

En cas de doute sur la qualité intrinsèque d’une chaudière, l’avis de l’ARGB pour le gaz ou CEDICOL pour le mazout peut être pris.

Exemple : caractéristiques techniques de 2 chaudières gaz à condensation.

Chaudière de marque x : le rendement utile(sur PCI) est de 96,8 % au régime d’eau 80°/60°, de 100,2 % au régime 70°/50° et 106 % au régime 40°/30°.

Chaudière de marque y : le rendement utile(sur PCI) à pleine charge est de (300/309) = 97 % au régime d’eau 75°/60° et (323/309) = 104,5 % au régime 50°/30°.

Un autre critère peut être demandé au fabricant pour évaluer les performances de l’échangeur thermique (donnée ne se trouvant pas dans leur documentation technique) : la différence de température entre les fumées et l’eau de retour qu’ils obtiennent avec leur matériel. Une valeur inférieure ou égale à 5°C indique une bonne performance de l’échange.

Le contrôle de l’excès d’air

Rendement utile d’une chaudière gaz en fonction de la température des fumées et de l’excès d’air (n = 1,3 équivaut à un excès d’air de 30 %).

L’énergie récupérée grâce à la condensation dépend fortement de l’excès d’air lors de la combustion (la température de rosée des fumées diminue quand l’excès d’air augmente).

C’est pourquoi, les anciennes chaudières gaz atmosphériques à condensation présentaient de moins bonnes performances. En effet, elles fonctionnaient avec un excès d’air supérieur à 50%. Heureusement, ce type de chaudière n’est quasi plus commercialisé et est remplacé par des brûleurs à prémélange permettant un dosage plus juste de l’air comburant.

Les chaudières à condensation les plus sophistiquées régulent, en continu, le dosage du gaz et de l’air, au moyen d’une analyse de l’oxygène contenu dans les fumées.

La modulation de la puissance du brûleur

La diminution de la puissance du brûleur avec la charge favorise la condensation puisqu’elle entraîne la diminution de la température de fumée. On a donc intérêt à choisir une chaudière dont le brûleur est le plus modulant possible, sur la plus grande plage de puissance possible.

Par exemple, une chaudière à prémélange au gaz peut moduler de 10 à 100 % de sa puissance nominale. Cela n’est actuellement possible que dans les ensembles où le brûleur a été développé en intégration avec la chaudière (en d’autres termes, pour les chaudières dites de type « unit »). Les chaudières à condensation que l’on équipe d’un brûleur pulsé modulant traditionnel (gaz ou mazout) ne peuvent atteindre cette plage de modulation. Effectivement, elles modulent de 30 à 100 % de la puissance nominale. En outre pour les faibles puissances, les brûleurs pulsés au mazout sont seulement équipés d’une voire deux allures car la technologie du brûleur mazout doit augmenter significativement en complexité pour assurer une modulation continue, complexité qui ne se justifierait pas pour les faibles puissances.

Nous manquons malheureusement de données neutres pour juger de la différence énergétique réelle de chacune de ces solutions.

En ce qui concerne le gaz, l’ARGB semble toutefois pencher pour l’utilisation d’un brûleur modulant dans la plus grande plage de puissance possible, en maintenant le rapport air/gaz constant et l’excès d’air minimal sur toute la plage de modulation, ce parce que :

les principales économies apparaîtraient lorsque la modulation peut abaisser la puissance en dessous de 30 % de la puissance nominale,
le taux d’émission annuel de NO_x serait plus faible.

La conception du circuit hydraulique

L’efficacité énergétique de la chaudière à condensation dépend fortement du circuit hydraulique. Celui-ci dépend du type de chaudière et des utilisateurs (chauffage par le sol, par radiateur, batteries à eau chaude, production d’eau chaude sanitaire).

Il faut garantir que les retours d’eau vers la chaudière soient les plus froids possibles pour permettre la condensation maximale des fumées.

Une erreur de conception de l’hydraulique de l’installation peut faire perdre tout le bénéfice escompté d’une chaudière à condensation. C’est ainsi que l’on rencontre des installations avec chaudière à condensation, dont le condenseur ne laisse échapper qu’un mince filet d’eau … voire aucune eau …

Pour en savoir plus sur la conception des circuits hydrauliques favorisant la condensation.

Chaudière gaz à brûleur pulsé ou à prémélange modulant ?

Lorsque l’on désire installer une chaudière gaz d’une puissance inférieure à ~1MW, on a le choix entre :

Chaudière à brûleur pulsé, chaudière à brûleur atmosphérique à prémélange, chaudière à brûleur radiant modulant avec ventilateur.

À l’heure actuelle, on n’installe plus de chaudière atmosphériques de conception ancienne. En effet, cette technologie est maintenant largement dépassée par les chaudières gaz modulantes à prémélange (avec un ventilateur et contrôle de combustion). En effet, les chaudières atmosphériques présentent des inconvénients non négligeables: un rendement utile moindre, une production importante de NO_x, des pertes à l’arrêt plus importantes.

Des chaudières atmosphériques à prémélange sont encore installées. Le prémélange permet de palier à une série d’inconvénient de l’ancienne génération de chaudières atmosphériques, notamment en termes de gestion de l’excès d’air et d’une meilleure maîtrise de l’émission de NO_x. Néanmoins, cette technique ne permet d’atteindre les meilleures performances.

En effet, les chaudières à prémélange avec ventilateur et contrôle de combustion permettent d’atteindre les meilleurs rendement, un large plage de modulation (de 10 à 100% de la Pn) ainsi qu’un production maîtrisée de NO_x. Ceci explique leur succès. Pour les puissances inférieures à ~1000 kW, ces chaudières gaz sont préférées aux chaudières gaz à brûleurs pulsés parce que la plage de modulation du brûleur pulsé est plus réduite (de 30 à 100% de Pn) et son coût plus important.

Pour les puissances supérieures à 1MW, il est techniquement difficile de réaliser des brûleurs à prémélange. Pour continuer de travailler sur base de cette technologie, il sera alors nécessaire de travailler avec plusieurs chaudières en cascade, ce qui permet aussi d’améliorer la plage globale de modulation de l’ensemble de l’installation. Au delà de trois chaudières en cascade, l’installation devient difficile à réguler, à piloter, de manière optimale. Par conséquent, les technique gaz à brûleur à prémélange avec ventilateur seront raisonnablement limitées au tour de ~3MW. Entre 1MW et 3MW, les brûleurs pulsés au gaz prennent progressivement de l’intérêt pour s’imposer au delà de ~3MW (lorsque que les techniques à prémélange sont « hors-jeu »).

Connaître le rendement utile d’une chaudière atmosphérique.

Exemple : comparaison des coûts d’exploitation d’une chaudière à brûleur pulsé et d’une chaudière atmosphérique.

Considérons des chaudières de 200 kW dont les caractéristiques sont les suivantes :

Solution 1 : Chaudière atmosphérique ancienne génération (encore vendue) avec un rendement utile de 89 % et des pertes à l’arrêt 1,3 %, production de NOx > 150 mg/kWh.
Solution 2 : Chaudière atmosphérique à brûleur à prémélange avec un rendement utile de 92 % et des pertes à l’arrêt 0,8 % (avec obturateur sur les fumées), production de NOx < 80 mg/kWh.
Solution 3 : Chaudière à brûleur pulsé modulant avec un rendement utile moyen (sur la saison de chauffe) de 94 % et des pertes à l’arrêt 0,2 %, production de NOx < 80 mg/kWh.
Solution 4 : Chaudière à brûleur radiant modulant avec un rendement utile moyen de 94 % et des pertes à l’arrêt 0,5 %, production de NOx < 80 mg/kWh

en considérant que les chaudières sont correctement dimensionnées, on peut estimer leur rendement saisonnier :

Choix de la chaudière	Rendement saisonnier	Surconsommation par rapport à la solution 3
Solution 1	86,4 %	8 %
Solution 2	90,3 %	3,8 %
Solution 3	93,8 %	0,1 %
Solution 4	93,9 %	–

Pour une consommation annuelle de l’ordre de 35 000 m³ de gaz, cela donne une surconsommation de :

Choix de la chaudière	Surconsommation par rapport à la solution 3
Solution 1	2 800 m³gaz/an
Solution 2	1 330 m³gaz/an
Solution 3	–
Solution 4	–

Technologies Low NO_x

Ces dernières années, les développements des ensembles « chaudières-brûleurs » se sont concentrés sur la réduction des émissions polluantes, notamment des émissions de NOx. En parallèle, en juillet 09, est entré en application, un Arrêté Royal fixant le taux maximal d’émission des nouvelles chaudières et des nouveaux brûleurs vendus en Belgique pour les combustibles liquides et gazeux.

On a évidemment intérêt, d’un point de vue environnemental, à choisir le matériel le moins polluant possible en allant plus loin encore que les exigences légales.

Comment connaître le taux d’émission de NOx de l’ensemble chaudière-brûleur que l’on installe ?

Pour les chaudières gaz à brûleur intégré (type « unit »), les fabricants indiquent dans leur documentation le taux d’émission de leur matériel. Notons que les chaudières gaz atmosphériques sans prémélange produisent plus de NOx que les chaudières gaz à brûleur pulsé ou les chaudières à prémélange.

Pour les chaudières à brûleur pulsé, il faut se fier aux technologies appliquées (chaudières à triple parcours, brûleurs « Low NOx » fuel ou gaz).

Fonte ou acier ?

Si on considère les qualités intrinsèques de ces deux matériaux, le débat n’a guère lieu d’être en ce qui concerne les chaudières modernes.

En effet, les deux matériaux ont des capacités semblables de résistance à la corrosion, de longévité et de recyclage. Remarquons que, de manière générale, ni la fonte, ni l’acier ne sont capables de résister aux condensats acides.
Les chaudières à condensation sont en général en acier inoxydable ou en fonte d’aluminium.
La fonte est certes plus cassante que l’acier et supporte mal les chocs thermiques. C’est pourquoi certains constructeurs imposent le maintien d’un débit d’eau minimal constant dans la chaudière. Ceci complexifie la conception du réseau hydraulique et diminue la performance des chaudières à condensation. D’autres constructeurs ont par contre trouvé des astuces techniques pour concevoir des chaudières en fonte ne nécessitant aucune irrigation minimale et pouvant être raccordées à des circuits hydrauliques extrêmement simples (circuits primaires ouverts).
La fragilité de la fonte face aux tensions thermiques rend ces chaudières plus sensibles aux dépôts de boue et aux défauts d’irrigation qui en résulte. La fonte est donc à déconseiller dans les anciennes installations connaissant des problèmes d’embouage et d’entartrage. Notons à ce sujet que si l’installation contient des boues, le problème doit être réglé avant le remplacement des chaudières, sous peine de voir celles-ci se détériorer rapidement.
Les possibilités actuelles de formage permettent d’obtenir, avec l’un ou l’autre des matériaux, des chaudières performantes ne présentant pas de condensation même en travaillant en très basse température.
Les chaudières en fonte présentent un avantage pratique par rapport aux chaudières en acier : elles peuvent être acheminées en pièces détachées dans la chaufferie et montées sur place, ce qui est parfois indispensable dans les chaufferies d’accès étriqué.

Élements de chaudière en fonte, triple parcours, en attente de montage.

Pour les très petites puissances (< 50 kW), les chaudières en fonte sont moins chères que leurs cousines en acier. Pour les grosses puissances (> 300 kW), c’est l’inverse.

Grand ou faible volume d’eau ?

On rencontre sur le marché :

des chaudières à faible volume d’eau (0,15 .. 0,2 litre/kW) et perte de charge importante,
des chaudières à grand volume d’eau (plus de 1 litres/kW) et faible perte de charge.

Les fabricants de chacune de ces chaudières présentent leur technologie comme un avantage. Essayons dès lors d’y voir plus clair.

Il est vrai que chacune des techniques a ses avantages, le débat se situant principalement au niveau de l’exigence d’un débit minimum dans la chaudière pour permettre son fonctionnement et de la complexité du circuit primaire qui doit être associé à la chaudière.

Une chaudière à faible volume d’eau a très peu d’inertie, elle peut donc réagir très rapidement à toute demande de variation de puissance, par exemple dans le cas d’une demande d’eau chaude sanitaire et d’une régulation avec priorité sanitaire. Par contre, ces chaudières sont souvent soumises à des impositions de débit minimal et leur perte de charge a un rôle important sur le comportement hydraulique de l’installation. Ceci rend la conception des circuits de distribution plus complexe. En outre, les faibles sections de passage de l’eau rendent la chaudière plus sensible aux risques d’embouage. Ceci peut être un frein à son utilisation en rénovation dans des installations contenant des boues.

Exemple de circuit raccordé à des chaudières à faible volume d’eau. L’alimentation en eau des chaudières est permanente (bouteille casse-pression, circulateur de recyclage, …) même lorsque les vannes mélangeuses sont fermées. Une boucle de « Tychelman » n’est pas nécessaire puisque la perte de charge de la tuyauterie est négligeable par rapport à la perte de charge des chaudières.

Une chaudière à grand volume d’eau a une plus grande inertie thermique. Ceci augmente les temps de fonctionnement des brûleurs et donc limite le nombre de démarrages du brûleur, source d’imbrûlés. Les chaudières à grand volume d’eau peuvent fonctionner sans circulation forcée. Lors du fonctionnement du brûleur, le débit d’eau interne circulant par thermosiphon est suffisant pour éviter tout risque pour la chaudière. Cette possibilité de fonctionner sans pompe d’irrigation simplifie grandement la conception des circuits de distribution, diminue les coûts d’investissement et d’exploitation.

Exemple de circuit raccordé à des chaudières à grand volume d’eau. Il n’y a pas de pompe primaire (sauf si les collecteurs se trouvent dans une sous station éloignée de la chaufferie). L’absence de débit dans les chaudières quand les vannes mélangeuses sont fermées ne pose aucun problème. Le circuit primaire est moins coûteux en investissement et en exploitation (moins de pompes).

Notons qu’il existe des technologies qui combinent la rapidité de réaction liée à un faible volume d’eau et la possibilité de se raccorder à un circuit hydraulique extrêmement simple. C’est la régulation intégrée à la chaudière qui coupe cette dernière en cas d’arrêt de la circulation (« flow switch » qui mesure le débit de chaque chaudière ou « aquastat » qui mesure une montée en température anormale de la chaudière).

Nombre de chaudières

Lorsque la puissance utile à installer est supérieure à 200 kW, la dissociation de la production en plusieurs chaudières peut être envisagée. Dans la lecture des éléments suivants, il y a une distinction claire à faire entre les anciennes technologies de chaudières (avec des pertes à l’intérêt significatives) et les chaudières modernes (où les pertes à l’arrêt sont réduites). Comme nous sommes dans une section relative à la conception de nouvelles installations, il faut dès lors se focaliser sur ces chaudières modernes. Pour celles-ci, la division de la puissance à installer en plusieurs chaudières est essentiellement destinée à assurer la production en cas de panne d’une des chaudières (c.-à-d. la sécurité d’approvisionnement). D’un point de vue purement énergétique, la division en plusieurs chaudières peut même être légèrement défavorable avec les chaudières modernes possédant des possibilités de modulation en puissance (brûleur deux allures ou modulant). En effet, les chaudières modernes présentent des rendements de combustion supérieurs à charge partielle, c’est notamment le cas des chaudières à condensation au gaz à prémélange équipée d’un brûleur modulant (de 10 à 100% de la puissance nominale).

Intérêt de diviser la puissance à installer en plusieurs chaudières

Démultiplier le nombre de chaudières a comme intérêt de :

Assurer la continuité de la fourniture de chaleur en cas de panne d’un générateur ?

Avec les chaudières modernes, c’est le principal argument en faveur de la démultiplication des chaudières. En effet, dans certaines applications, on souhaite que l’installation de chauffage puisse fonctionner, même si une des chaudières tombe en panne. C’est par exemple le cas des hôpitaux où la sécurité d’approvisionnement est vitale.

On pourrait imaginer que pour garantir la fourniture de chaleur en cas de panne d’une chaudière, il faille dédoubler la puissance nécessaire; en d’autres termes, qu’il soit nécessaire d’installer deux chaudières de 100% de la puissance maximale des besoins. Ce n’est pas le cas. En effet, il n’est pas nécessaire que chaque chaudière puisse répondre à tous les besoins. À titre d’exemple, prenons une installation composée de deux chaudières dimensionnées à 60% de la puissance maximale des besoins (Qtot). Durant une saison de chauffe, une puissance supérieure à 60% de la puissance totale n’est nécessaire que peu de temps. Par conséquent, si une des deux chaudières tombent en panne, elle pourra réaliser la production la majeure partie du temps. Si exceptionnellement, la demande dépasse les 60%. La chaudière ne répondra pas au besoin et la température du bâtiment descendra progressivement jusqu’à ce que les déperditions soient déminuées et équilibre la production de la chaudière. La probabilité qu’une panne de chaudière crée un inconfort important est donc minime. Et le surdimensionnement généralisé des installations limite encore ce risque.

Exemple.

Monotone de chaleur basée sur le climat moyen de St Hubert : la puissance n’est supérieure à 60 % de la puissance totale que 1 280 heures sur les 6 500 heures de la saison de chauffe. L’énergie fournie par la chaudière 1 est également nettement supérieure à l’énergie fournie par la chaudière 2.

Limiter au maximum les pertes des chaudières ? Seulement pour les anciennes chaudières

C’était l’argument avancé avec les anciennes chaudières. Il n’est plus forcément d’actualité. Voyons pourquoi.

Les pertes à l’arrêt d’une chaudière sont proportionnelles à sa puissance nominale : plus la puissance nominale augmente, plus les pertes augmentent. On a donc tout intérêt, lorsque celles-ci sont importantes, à limiter la puissance de la chaudière en activité grâce à une régulation en cascade. En effet, quand les besoins sont faible, une des deux chaudières peut rester non irriguée si bien que les pertes à l’arrêt se limite à la seule chaudière en fonctionnement (dont la puissance est inférieure à la puissance nominale totale de l’installation, et donc ses pertes).

Exemple.

Considérons un bâtiment de bureaux situé à Uccle, dont la puissance utile calculée est de 500 kW.

Deux solutions sont envisagées : une chaudière de 550 kW ou 2 chaudières 300 kW.

Solution	Combinaison	Temps de fonctionnement du brûleur durant la saison de chauffe	Temps d’arrêt de la chaudière durant la saison de chauffe
Solution 1	Chaudière 550 kW	1 844 [h]	5 800 – 1 844 = 3 956 [h]
Solution 2	Chaudière 1 300 kW	3 305 [h]	5 800 – 3 305 = 2 495 [h]
Solution 2	Chaudière 2 300 kW	77 [h]	5 800 – 77 = 5 723 [h]

Monotone de chaleur indiquant le temps total pendant lequel la puissance nécessaire est supérieure à un certain pourcentage de la puissance totale installée, soit dans ce cas : 2 x 300 [kW]. La 2ème chaudière devra produire 23 040 [kWh] et donc son brûleur ne fonctionnera que durant 23 040 [kWh] / 300 [kW] = 77 [h]

Si le coefficient de perte à l’arrêt des chaudières est de 1% et le rendement utile des chaudières est de 91 %, on peut estimer les pertes à l’arrêt enregistrées dans les deux solutions :

Solution	Combinaison	Puissance nominale de la chaudière	Perte à l’arrêt
Solution 1	Chaudière 550 kW	550 [kW] / 0,91 = 604 [kW]	0,01 x 604 [kW] x 3 956 [h/an] = 23 894 [kWh/an] ou 2 389 [litres de fuel]
Solution 2	Chaudière 1 300 kW	300 [kW] / 0,91 = 330 [kW]	0,01 x 330 [kW] x 2 495 [h] = 8 233 [kWh/an] ou 823 [litres de fuel]
Solution 2	Chaudière 2 300 kW	300 [kW] / 0,91 = 330 [kW]	– ()*

(*) si la chaudière n’est irriguée que lorsqu’elle est en demande, on peut considérer que ses pertes à l’arrêt sont inexistantes (à nuancer en fonction de l’inertie thermique de la chaudière). On aura donc compris que dédoubler le nombre de chaudières ne permet une économie que si la chaudière non nécessaire est déconnectée hydrauliquement de l’installation (au moyen d’une vanne motorisée) et non maintenue en température. Dans le cas contraire, celle-ci présente toujours des pertes à l’arrêt.

L’intérêt énergétique de dissocier la puissance chaudière était important dans le cas des anciennes chaudières présentant des pertes à l’arrêt importantes (parfois plus de 3 ..4 %). Il l’est toujours pour les chaudières gaz atmosphériques.

Les chaudières modernes à brûleur pulsé ou à prémélange avec ventilateur ont des pertes à l’arrêt quasi négligeables (isolation importante, clapet d’air sur le brûleur éliminant les pertes par balayage). L’intérêt énergétique de démultiplier les chaudières est alors nettement moindre, voire même négatif. En effet, si la chaudière unique est équipée d’un brûleur à 2 allures ou modulant, elle travaillera durant une majorité de la saison de chauffe en petite puissance (première allure) et verra son rendement de combustion grimper. Cela compense largement la faible augmentation des pertes à l’arrêt par rapport à des chaudières multiples régulées en cascade.

On peut donc considérer qu’actuellement, exception faite du cas des chaudières gaz atmosphériques, l’intérêt d’installer plusieurs chaudières se situe presqu’exclusivement au niveau de la sécurité d’approvisionnement en cas de panne.

De plus, il faut être attentif au coefficient de perte à l’arrêt annoncé par le fabricant de chaudières, en fonction de la puissance choisie. En effet, celui-ci est généralement plus important pour les petites chaudières que pour les grosses, ce qui risque de diminuer encore quelque peu le gain énergétique éventuellement réalisable par la dissociation de la puissance à installer en plusieurs unités.

Exemple.

Voici les coefficients de perte à l’arrêt annoncés par un fabricant, en fonction de la puissance de la chaudière :

Puissance [kW]	80	130	225	345	460
Coefficient de perte à l’arrêt [%]	0,41	0,28	0,15	0,13	0,13

Augmenter le temps de fonctionnement des brûleurs ?

La dissociation de la puissance, soit au moyen de brûleurs à plusieurs allures, soit au moyen de plusieurs chaudières, a également comme avantage d’augmenter la durée de fonctionnement des brûleurs. Cela diminue le nombre de démarrages et d’arrêts du brûleur, générateurs de mauvaise combustion, de suie (source d’encrassement et de surconsommation), d’émission de polluants (NO_x, CO) et de très légères pertes par préventilation.

Cet avantage réel est malheureusement difficilement chiffrable.

Chaufferies composées

On parle de « chaufferie composée » quand on associe une chaudière traditionnelle et une chaudière à condensation.

Chaudière à condensation associée à une chaudière traditionnelle.

Le graphe suivant montre l’intérêt de choisir une telle combinaison lorsque l’on souhaite installer plusieurs chaudières afin de garantir l’approvisionnement : lorsque l’on dissocie la puissance à installer en deux chaudières identiques dont une à condensation, celle-ci produira la plus grande partie de l’énergie nécessaire sur l’année, ce, en condensant une grande partie du temps de chauffe (dépend du régime de température). La chaudière traditionnelle ne viendra en appoint que par les plus grands froids, c’est-à-dire dans des conditions de toute façon défavorables à la condensation.

Étant donné le peu de gain supplémentaire que l’on peut espérer en combinant deux chaudières à condensation, cette solution est, elle, la plupart du temps rejetée. Cependant, les chaudières à condensation deviennent standard dans la plupart des configurations et leurs prix se démocratisent de plus en plus : on en tiendra compte !

Exemple :

Monotone représentant, pour le climat moyen de Uccle, le nombre d’heures par an pendant lesquelles une installation de chauffage non surdimensionnée, calculée pour un régime de température d’eau 90°/70° et régulée en température glissante, fonctionne avec une température d’eau de retour supérieure à une certaine valeur.
L’installation est composée de deux chaudières (une à condensation et une traditionnelle) de puissance égale à 50 % des besoins maximaux.

On constate que la chaudière à condensation pourra fournir la majorité de l’énergie nécessaire, ce dans des conditions favorables à la condensation puisque la température de retour ne dépasse 55°C (limite approximative pour que les fumées condensent) que 113 heures par an, par les plus grands froids.

Cependant, d’un point de vue énergétique, il est plus intéressant de placer une seule chaudière gaz à condensation équipée d’un brûleur modulant à grande plage de modulation (10 % .. 100 %), reprenant l’entièreté de la puissance nécessaire, plutôt qu’une chaufferie composée. En effet, ces chaudières ont un rendement maximal lorsqu’elles travaillent à faible charge (si l’excès d’air est correctement contrôlé, le rendement de combustion augmente quand la puissance du brûleur diminue). De plus, la modulation élimine quasi totalement les pertes à l’arrêt.

Dissocier la puissance à installer entraînerait donc une perte énergétique et installer deux chaudières à condensation de ce type risque d’être plus onéreux. Pour les chaudières au mazout à condensation, cela dépend des capacités de modulation en puissance de la chaudière : 1 allures, 2 allures ou modulant.

Brûleur 1, 2 allures ou modulant ?

Adapter la puissance du brûleur aux besoins réels qui sont variables, permet d’augmenter sa durée de fonctionnement et donc de limiter le nombre de démarrages et d’arrêts qui comme nous l’avons signalé plus haut sont une source d’imbrûlés et d’émissions polluantes. Diminuer la puissance du brûleur par rapport à la puissance nominale de la chaudière permet également d’augmenter le rendement de combustion (les fumées vont sortir plus froides). Le rendement de combustion augmente ainsi de 2 .. 2,5 % lorsque l’on abaisse la puissance du brûleur à 60 % de sa puissance nominale.

Exemple.

Évolution du rendement de combustion des brûleurs actuels en fonction de la modulation de sa puissance.

Pour les brûleurs pulsés modulants (fuelou gaz) (de 30 à 100 %) : dans un premier temps, lorsque la puissance du brûleur diminue (à partir de 100 % de puissance), la température des fumées diminue et le rendement augmente. À partir d’un certain moment, la diminution de la quantité de particules de combustible et leur dispersion (la pulvérisation du fuel devient difficile) imposent d’augmenter l’excès d’air pour éviter les imbrûlés. Le rendement diminue de nouveau.

Pour les nouveaux brûleurs gaz modulant avec contrôle de la combustion : le contrôle de la combustion permet de maintenir un excès d’air correct, sans production d’imbrûlé, sur toute la plage de modulation. On obtient donc une plage de modulation plus grande (10 à 100 %) avec une qualité de combustion constante et des fumées qui se refroidissent de plus en plus (pour arriver à la condensation).

Pour les brûleurs gaz atmosphérique 2 allures (sans ventilateur) (50% /100%) : l’air de combustion est amené dans la chaudière naturellement. L’excès d’air n’est donc pas contrôlé. Si la puissance du brûleur diminue de moitié, ce n’est pas le cas de la quantité d’air aspirée. L’excès d’air augmente donc et le rendement chute.

L’idéal

L’idéal serait un brûleur modulant sa puissance de 0 à 100 % en fonction des besoins, tout en gardant constante la qualité de la combustion. Dans ce cas, il démarrerait en début de saison de chauffe et fonctionnerait en continu, sauf en période de coupure (de nuit, …), avec un rendement de combustion maximal.

Ce type de brûleur n’existe malheureusement pas aujourd’hui. Néanmoins, on s’approche progressivement de cette situation.

En effet, les fabricants de chaudières ont développé des brûleurs gaz modulants spécifiques pour leur matériel (principalement les chaudières à condensation). Ces brûleurs permettent souvent une modulation de leur puissance de 10 à 100 %, certains avec un contrôle permanent de la combustion. Une des raisons pour laquelle les constructeurs ne prévoient pas de descendre sous les 10 %, est que la plage de fonctionnement du brûleur doit correspondre à la résistance foyère de la chaudière et les prescriptions relatives à la cheminée. En dessous de cette valeur de 10 %, le brûleur (entendons le ventilateur) n’est plus suffisamment puissant pour vaincre les pertes de charge du foyer et de la cheminée. Dans le cas du mazout, les premières chaudières basse puissance modulante commence à faire leur apparition.

Brûleur gaz modulant sa puissance en faisant varier la surface d’accrochage de la flamme et en adaptant les débits d’air et de gaz. On voit ici la flamme correspondant à 10, 50 et 100 % de puissance. La quantité d’air nécessaire à la combustion est réglée automatiquement par une sonde d’O₂ mesurant les caractéristiques des fumées.

Choix du brûleur

Puissance nominale (Pn)	Brûleur gaz atmosphérique	Brûleur gaz à air pulsé	Brûleur gaz à prémélange avec ventilateur	Brûleur mazout à air pulsé
Pn < 100 – 150 kW	Tout ou rien, voire deux allures	Tout ou rien	Modulant (10 – 20 à 100 %).	Tout ou rien
Pn < 150 – 250 kW		Deux allures		Deux allures
Pn > 150 – 250 kW		Modulant (30 – 100 %)		Deux allures
Pn > ~ 1 MW	Chaudières en cascade		Chaudières en cascade.	Modulant (40-100%)
Pn > ~ 3 MW	Techniquement trop complexe		Techniquement trop complexe.	Modulant (40-100%)

Dans cette discussion, il faut distinguer les installations au mazout et au gaz:

En ce qui concerne le gaz, les brûleurs à prémélange, avec ventilateur et contrôle de combustion permettent dès les faibles puissances d’atteindre de larges plages de modulation (typiquement, une puissance minimale de 10 à 20% de la puissance nominale). Moins cher que le brûleur pulsé gaz et possédant une plus large plage de modulation, on préfère souvent ces brûleurs à prémélange. Néanmoins, les chaudières à prémélange sont de type « unit », c’est-à-dire que chaudière et brûleur sont indissociables. Si l’on souhaite pouvoir changer de combustible pour une même chaudière, par exemple en fonction d’une situation future, il est souhaitable de travailler avec un brûleur pulsé qui, dans ce cas, est un élément distinct de la chaudière.

Pour les puissances élevées dépassant ~1MW, il est techniquement difficile de réaliser des chaudières à prémélange si bien qu’il faut associer plusieurs chaudières en cascade pour dépasser ce seuil. Néanmoins, au-delà de 3 chaudières, l’installation devient difficile à réguler/piloter. En conclusion, au-delà de 3MW, on travaille avec un ou plusieurs brûleurs pulsés au gaz. À ce niveau de puissance, les brûleurs pulsés sont de type modulant. De manière générale, entre 1MW et 3MW, les techniques à prémélange avec ventilateur et à air pulsé peuvent se justifier.

En ce qui concerne le mazout, mis à part quelques nouveaux modèles de chaudières type « prémix » modulantes à basse puissance, on travaille essentiellement sur base de brûleurs pulsés, et ce, dès les petites puissances. Avant les puissances de 100-150 kW, les brûleurs n’ont qu’une allure. Entre 150 et ~1MW, les brûleurs pulsés au gaz ont typiquement 2 allures. Ce n’est qu’à partir d’~1MW, que la complexité technique du brûleur pulsé mazout modulant se justifie économiquement.

Contrôle de la combustion

Pour les chaudières traditionnelles

Un brûleur moderne à air pulsé doit assurer en permanence une combustion complète, avec un minimum d’excès d’air. C’est la seule façon d’obtenir les meilleurs rendements de combustion et les émissions les plus faibles.

En pratique, des facteurs extérieurs tels que la pression et la température de l’air comburant, le degré d’humidité de l’air, les fluctuations du pouvoir calorifique du combustible ou encore des variations de contre-pression dans la chambre de combustion peuvent modifier la combustion.

Variation du taux d’oxygène contenu dans l’air en fonction des conditions atmosphériques extrêmes (hiver ensoleillé – été pourri)
	Hiver	Eté
Pression atmosphérique [mbar]	1 043	983
Température [°c]	– 5	20
Humidité relative [%]	0	100
m³ d’O2 dans 1 m³ d’air comburant	0,2196	0,1849
Différence été/hiver	19 %

Les responsables de chaufferie ont tendance à régler les brûleurs à air pulsé avec des excès d’air plus élevés, de manière à éviter la formation d’imbrûlés quelle que soit la saison, ce, au détriment des performances de la combustion.

On aura compris qu’un réglage optimum de l’excès d’air ne peut se faire en toute saison que sous une surveillance permanente. Une sonde à oxygène (sonde O₂ ou sonde lambda) mesure de façon continue la teneur en oxygène des fumées et ajuste le réglage du brûleur.

Sonde O₂ au zirconium ou sonde lambda.

Étant donné le coût de ce système de réglage (de 7 500 à 10 000 € pour la transformation d’un brûleur existant; de 5 000 € à 6 250 € si l’installation de la sonde O₂ s’effectue en même temps que le renouvellement du brûleur), le placement d’une sonde O₂ ne peut cependant se justifier économiquement que dans les installations de grosse puissance (chaudières de plus de 1 MW). Pour fixer un ordre de grandeur, l’ARGB délivre une prime à l’installation d’une sonde O₂ pour les installations consommant plus de 293 000 m³ de gaz par an (ce qui équivaut, dans le secteur, à une puissance de l’ordre de 2 MW).

L’économie réalisable dépend évidemment du réglage habituel du brûleur. Le « Recknagel » annonce qu’un réglage automatique de la combustion permet d’atteindre une augmentation du rendement annuel de production de 2 à 5 %.

Pour les chaudières à condensation

Nous avons vu que la quantité d’énergie récupérée grâce à la condensation des fumées dépend du réglage de la combustion. Cela apporte un intérêt complémentaire à la régulation permanente des paramètres de combustion.

C’est pourquoi, pour optimaliser le fonctionnement de leur chaudière à condensation, certains constructeurs ont équipé d’origine leur matériel d’une sonde O₂ et d’une régulation qui corrige automatiquement la vitesse du ventilateur du brûleur en fonction de la qualité de la combustion.

Malheureusement, nous ne disposons pas actuellement de donnée neutre permettant de chiffrer le gain réel résultant de ce mode de régulation, ce par rapport aux chaudières dont le modulation se fait en maintenant constant le rapport entre le volume d’air et de gaz admis dans le brûleur.

Suivi des consommations

Compteurs d’heures sur un brûleur 2 allures.

Le suivi des consommations est une des clés de la gestion énergétique.

Gérer

Pour en savoir sur la comptabilité énergétique.

Dans le cas d’une installation fonctionnant au fuel, il est difficile d’effectuer un suivi régulier (mensuel) du fait de la complexité de la mesure de la consommation. Le placement d’un compteur de fuel sur le brûleur permet de résoudre le problème. Ce placement est parfois complexe sur un brûleur existant. C’est pourquoi il est important de le prévoir dès la commande du brûleur, les fabricants pouvant alors fournir un compteur intégré.

Notons que pour les chaudières fonctionnant au gaz, le relevé du compteur gaz permet le même suivi des consommations. Si d’autres consommations peuvent être identifiées (cuisines, stérilisateurs dans les hôpitaux, …), il faudra les dissocier des consommations des chaudières.

Une autre possibilité est l’intégration de compteurs d’heures de fonctionnement du brûleur (un compteur par allure). Il faudra alors connaître le débit de combustible pour connaître la consommation. Pour le fuel, celui-ci devra être calculé à partir des caractéristiques du gicleur reprises notamment sur l’attestation d’entretien des chaudières. La présence de compteurs d’heure de fonctionnement permet également, si on prend la discipline de les relever, de visualiser le fonctionnement de l’installation. On peut par exemple constater que dans une cascade de deux chaudières, une des deux chaudières n’a jamais tourné durant l’année. Cela indique que l’installation est surdimensionnée. Ou à l’inverse, si le nombre d’heures est identique, que la régulation en cascade est mal réglée, …. Cependant, il existe un mode de permutation sur les régulateurs de sorte à équilibrer la charge des chaudières.

En résumé, si nous devions choisir …

Nous sommes conscients qu’il est peut-être difficile de naviguer au milieu de tous les critères de choix décrits ci-dessus. C’est pourquoi nous vous faisons part des orientations que nous considérons être actuellement les plus performantes en matière de consommation énergétique et de protection de l’environnement. Ainsi, si nous devions concevoir une nouvelle installation de production de chaleur, nous choisirions,

Option 1 : Énergie fossile

Si le gaz est disponible :

Une chaudière gaz à condensation ou la combinaison d’une chaudière à condensation avec une chaudière traditionnelle (si on désire une assurance de fourniture de chaleur en cas de panne). Sur ce point, nous sommes un peu partagés sachant que le prix des chaudières à condensation diminue relativement vite.
Cette chaudière serait dimensionnée suivant la norme NBN B62-003.
Elle serait équipée d’un brûleur à pré-mélange modulant avec ventilateur (avec une grande plage de modulation : de 10 à 100 %) et avec un dosage entre l’air comburant et le gaz le plus précis possible sur toute la plage de modulation.
Elle serait raccordée à un circuit hydraulique favorisant au maximum la condensation et de préférence le plus simple possible de manière à éviter les erreurs de conception et de régulation (chaudière ne nécessitant pas de débit minimal).
Elle aurait les émissions de CO et NO_x les plus faibles possibles.

Si le gaz n’est pas disponible :

Une chaudière ou plusieurs chaudières (si on désire une assurance de fourniture de chaleur en cas de panne) fuel à triple parcours. Attention que les chaudières à condensation au fuel sont de plus en plus présentes sur le marché et donnent d’excellentes performances énergétiques.
Si possible à condensation ou, au minimum, pouvant travailler à « très basse température ».
Équipée d’un brûleur « Low NO_x« , à 2 allures ou d’un brûleur modulant pour les grandes puissances.
Équipée d’un compteur fuel pour faciliter le comptage énergétique.

Option 2 : Energie renouvelable

Une chaudière au bois-énergie (pellets ou plaquettes) en combinaison avec une chaudière au mazout « très basse température » (pour assurer la fourniture de chaleur en cas de panne et pour réaliser l’apport de pointe de chaleur lors des températures extérieures extrêmes, ce qui maximise le temps de fonctionnement de la chaudière au bois),
Alimentée en bois dans un conditionnement de qualité,
Équipée d’un dispositif de comptage des consommations pour faciliter le comptage énergétique (soit basé sur la quantité de bois consommé ou la régulation de la chaudière).

Et pour les chaudières de puissance importante

Chaudière à condensation avec échangeur intégré.

Au-delà d’une certaine puissance (> 1 000 à 1 500 kW), il est difficile de trouver des chaudières à condensation où l’échangeur pour la condensation est intégré à la chaudière. Les modèles proposés au-dessus de cette puissance sont en général des chaudières à haut rendement équipés d’un échangeur à condensation placé en aval (du point de vue des fumées) de la chaudière.

Intérêt des chaudières avec échangeur à condensation externe

Les chaudières HR équipées d’un échangeur à condensation externe (ou condenseur séparé) sont-elles comparables aux chaudières à condensation proprement dite ?

A priori, dans la mesure où le choix entre ces deux types de chaudières est possible, les constructeurs avancent que la chaudière à condensation dispose d’une surface d’échange plus importante que la somme des surfaces d’échange de la chaudière et de l’échangeur à condensation réunis. De plus, la température des fumées dans la chaudière HR devant rester au-dessus du point de rosée (l’échangeur de la chaudière n’est pas prévu pour condenser), les fumées entrent dans le condenseur séparé à plus haute température que dans le cas des condenseurs intégrés.

Dans une première approche, l’intérêt des condenseurs externes est mitigé. Si la possibilité existe de pouvoir choisir, dans la gamme de puissance considérée, entre une chaudière à condensation à part entière et une chaudière classique HR avec échangeur à condensation séparé, il ne faut pas hésiter un seul instant.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Étalonner un thermomètre

On peut contrôler soi-même le bon fonctionnement d’un thermomètre à l’aide de quelques tests simples :

Par mesure du point de congélation (0°C)

On prépare un récipient contenant 0,5 litre de glace pilée et de l’eau que l’on ajoute jusqu’en dessous de la surface de la glace. Laisser ensuite reposer le bain pendant 10 minutes pour qu’il s’équilibre. Le thermomètre à contrôler est positionné au milieu du bain. La température lue peut s’écarter de ± 1°C du point de congélation (0°C).

À l’aide d’un thermomètre de laboratoire étalonné et un bain d’eau ou d’huile

On réchauffe 1 litre d’eau ou d’huile jusqu’à 65°C environ. Ensuite, l’huile ou l’eau est transvasée, de préférence, dans un thermos. La température de l’eau ou de l’huile est mesurée à l’aide d’un thermomètre étalonné. Immédiatement après, on procède à une deuxième mesure avec le thermomètre à contrôler. Les écarts de ± 1°C par rapport à la température mesurée avec le thermomètre étalonné sont autorisés.

À l’aide de vapeur

On porte quelques litres d’eau à ébullition. Mesurer la température de l’eau ne donne pas de bons résultats étant donné que la température de l’eau bouillante n’est pas uniforme. C’est pourquoi le thermomètre est placé dans l’atmosphère de vapeur juste au-dessus de la surface de l’eau. De manière idéale, on posera sur le récipient contenant l’eau un couvercle muni d’une petite ouverture au centre, au travers duquel on introduit le thermomètre. Par une pression de 1 atmosphère, la température s’élève précisément à 100°C. Cette méthode donne parfois des résultats imprécis, d’autant plus que la température de la vapeur varie en fonction de la pression ambiante.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Comptabilité énergétique du Collège du Sacré Cœur

Avertissement

Actuellement (début 2016) la fourniture urbaine de chaleur à Charleroi est en pleine négociation entre le fournisseur et les clients.
Bien que la présente étude de cas soit relativement ancienne, elle montre l’efficacité de la comptabilité énergétique pour détecter et corriger très rapidement toutes formes de dysfonctionnements. Toutes les conclusions restent valables.

Situation initiale

Situation initiale, établie en mars 94 :

Les consommations du collège sont inventoriées de mois en mois, depuis 1991, sur un tableau manuel, mais ne sont pas analysées.

En mars 1994, l’économe se rend compte que son budget 1994, pour les consommations de chauffage, est très largement entamé !

Un rapide coup d’œil sur le tableau dont il dispose le fait littéralement paniquer : il semble bien qu’il n’y ait pas d’erreur comptable, mais bel et bien une dérive des consommations…

Les informations utiles dont il dispose sont les suivantes :

surface chauffée : 8 340 m²
nombre d’élèves : 1 600 externes
nombre de religieux résidents : 20
occupation : constante depuis 10 ans à des fins scolaires uniquement
repas fournis en externat : 200 repas par jour
système : chauffage urbain (alimentation en eau surchauffée)
schéma hydraulique : inconnu
schéma de régulation : inconnu
usages de l’énergie : chauffage et eau chaude sanitaire
comptage : voir factures SOCAGETH

Tableau des consommations brutes :

Ce tableau exprime les consommations enregistrées à partir des factures mensuelles de la SOCAGETH (Chauffage urbain).

1992	cons. (en GJ)	1993	cons. (en GJ)	1994	cons. (en GJ)
01/92	871	01/93	764	01/94	1286
02/92	668	02/93	913	02/94	951
03/92	503	03/93	658	03/94	783
04/92	290	04/93	409	04/94	…
05/92	107	05/93	155
06/92	50	06/93	94
07/92	4	07/93	105
08/92	23	08/93	84
09/92	117	09/93	116
10/92	449	10/93	630
11/92	716	11/93	1 003
12/92	1 014	12/93	669
Total	4 812	Total	5 600

Ce tableau n’est guère facile à interpréter… Notamment, on ne perçoit pas si la dérive des consommations en 93 et 94 est due à des variations climatiques ou non ?

Pour pouvoir normaliser ces consommations, il faut en extraire les consommations qui ne sont pas imputées au chauffage (on aperçoit bien des consommations en été…)

Estimation des consommations pour l’eau chaude sanitaire

Le chauffage urbain est utilisé pour le chauffage des locaux et pour la production d’ECS de l’école, soit

les besoins privés de la Communauté des Pères,
les douches de l’école,
les repas (cuisine collective) de l’école.

À défaut d’un comptage spécifique de ces besoins, ils sont estimés à partir de statistiques de consommations.

Estimation des besoins en ECS (« guide sectoriel Ademe/AICVF-Établissements scolaires »)
	Effectifs	Ratio (l/j)	T° d’eau (°C)	Rend.	Nbre jours/mois	Cons. (GJ/mois)
Communauté	20	857	45	0,60	30	6,26
École	1 600	2 240	35	0,60	20	7,80
Repas	200	1 800	45	0,60	20	8,77

Total						23

Des consommations brutes, on retirera donc 23 GJ/mois entre septembre et juin, et 6 GJ/mois en juillet et août.

On en déduit un nouveau tableau des consommations brutes, hors eau chaude sanitaire :

1992	cons. (en GJ)	1993	cons. (en GJ)	1994	cons. (en GJ)
01/92	848	01/93	741	01/94	1 263
02/92	645	02/93	890	02/94	928
03/92	480	03/93	635	03/94	760
04/92	267	04/93	386	04/94	…
05/92	84	05/93	132	–	–
06/92	27	06/93	71	–	–
07/92	0	07/93	99	–	–
08/92	17	08/93	78	–	–
09/92	94	09/93	93	–	–
10/92	426	10/93	607	–	–
11/92	693	11/93	980	–	–
12/92	991	12/93	646	–	–
Total	4 570	Total	5 358	–	–

Reste une consommation d’été trop élevée, particulièrement en 93 …

La comptabilité énergétique ne fournit pas d’interprétation : elle tire le signal d’alarme et suggère une analyse plus détaillée sur place

rendement désastreux de la production d’eau chaude sanitaire ?
arrêt réel du système de chauffage l’été ?
précision suffisante du compteur d’eau surchauffée pour les petits débits ?
… ou simplement un stage sportif organisé dans l’école en été ?

Une réponse à ces questions permettrait d’être plus précis dans le montant à retirer des consommations brutes d’hiver (si l’ECS est très coûteuse en été, elle l’est aussi en hiver…).

Normalisation des consommations

Il faut à présent neutraliser l’effet du climat pour rendre la comparaison possible d’une année à l’autre et repérer l’importance des dérives. Dans ce but, on indique les degrés-jours correspondant à chaque mois de la saison de chauffe.

L’ATIC calcule les degrés-jours correspondant à la saison de chauffe, sur base des données de l’IRM.

Année	consom. brutes (en GJ)	DJ du lieu	DJN du lieu	Consom. Normalisées (en GJ)
1992	4 570	2 109	2 290	4 962
1993	5 358	2 090	2 290	5 573

On voit que la consommation de 1993 est bien supérieure à celle de 1992, tant en consommation brute qu’en consommation normalisée.

On remarque aussi que les hivers cléments de 1992 et 1993 ont allégé le poids de cette consommation par rapport à ce qu’elle aurait été si le climat avait été « normal ».

Comparaison au ratio du secteur

Comparons les consommations 1992 et 1993 au ratio établi en région wallonne pour les écoles (statistiques Institut de Conseils et d’Études en Développement Durable) de 15 à 20 l mazout/m² an (soit 0,54 GJ à 0,72 GJ/m2.an).

Le Collège du Sacré-Cœur se trouve dans la norme pour 1992 et à la limite haute de la norme pour 1993. Cette norme est une moyenne établie sur un échantillon représentatif d’écoles situées en Wallonie (hors internats). Les écoles de l’enseignement libre se situant davantage à la limite basse et les écoles de l’enseignement officiel… à la limite haute.

Signature énergétique

La dispersion des points autour de la droite de régression reste faible surtout en 1993. Les pentes restent parallèles (même sensibilité aux variations climatiques) mais décalées vers le haut (consommation fixe permanente ?)

De plus, en 1993, on voit apparaître des consommations à 0 degré jour. Après enquête, il est apparu que la circulation de l’eau dans les boucles primaires de l’installation de chauffage n’a pas été arrêtée durant l’été 1993, alors qu’en 1992 cela avait été fait.

Les premières observations de 1994 montrent une nette dérive de la consommation (problème de régulation?). On peut imaginer quelle serait la signature énergétique si la consommation d’avril à décembre suivait la même tendance !

Attention, l’importante consommation de Janvier 94 par rapport à décembre 93 peut correspondre à un simple report, en janvier 1994, de consommations de décembre 1993. Ici se pose donc la question de la périodicité des relevés de consommation.

Conclusions

Cet exemple montre l’intérêt

d’assurer des relevés de consommation mensuels, indépendamment du fournisseur (maîtrise de la périodicité des relevés, contrôle),

d’affiner la connaissance des besoins par usage de l’énergie (besoins nécessaires à l’ECS, notamment),

d’affiner la connaissance des installations et équipements (fichiers et plans descriptifs), afin de permettre une bonne interprétation des phénomènes détectés.

Plus globalement dans ce bâtiment, la question de la production d’ECS par le système de chauffage central doit être posée : cette situation n’autorise pas l’arrêt pur et simple de l’installation en période estivale (prix du GJ utile !). Pour la communauté religieuse, une solution par une production d’eau chaude décentralisée devrait être trouvée. On vérifiera également que le circuit de chauffage de la communauté est totalement distinct de celui de l’école, afin de permettre les coupures de nuit et de week-end.

Depuis lors, la situation a-t-elle été mise sous contrôle ?
D’autres contrôles de la comptabilité énergétique ont-t-ils été effectués ?

Attention !!! La société SOCAGETH semble vouloir mettre fin à ses contrats de fourniture de chaleur !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Conductivité thermique d’un matériau

Représentation physique

La conductivité thermique (λ) est une caractéristique propre à chaque matériau.
Elle indique la quantité de chaleur qui se propage par conduction thermique :

en 1 seconde,
à travers 1 m² d’un matériau,
épais d’un 1 m,
lorsque la différence de température entre les deux faces est de 1 K (1 K = 1 °C).

> La conductivité thermique s’exprime en W/mK.

Plus la conductivité thermique est élevée, plus le matériau est conducteur de chaleur. Plus elle est faible, plus le produit est isolant.

Ce coefficient n’est valable que pour les matériaux homogènes. Il n’a pas de sens pour les matériaux hétérogènes au travers desquels la chaleur se propage en même temps par conduction, convection et rayonnement.

Le coefficient de conductivité thermique λ d’un matériau varie en fonction de la température et de l’humidité de celui-ci.
Les documentations technico commerciales des matériaux devront donc préciser avec la valeur du λ les conditions dans lesquelles cette valeur est obtenue (et utilisable!). On tâchera de s’approcher des valeurs normales d’utilisation (Température entre 10 °C et 20 °C).

Pratiquement on distinguera :

λ_i	Conductivité thermique d’un matériau dans une paroi intérieure ou dans une paroi extérieure, à condition que le matériau soit protégé contre l’humidité due à la pluie ou à la condensation.
λ_e	Conductivité thermique d’un matériau dans une paroi extérieure qui n’est pas protégé contre l’humidité due à la pluie ou à la condensation.

Remarque : λ est une caractéristique physique du matériau indépendant de sa forme.

Échelle de valeurs

Les coefficients de conductivité thermique des matériaux varient énormément en fonction de la nature de ceux-ci. (Valeurs par défaut extraites de l’annexe B1 de l’AGW du 15 mai 2014).

Les métaux : 35 (plomb) à 380 (cuivre) W/mK ;
Les pierres : 1.4 (pierre demi-fermes) à 3.5 (pierres lourdes) W/mK :
Les bétons lourds : 1.3 (non armé sec) à 2.2 (armé humide) W/mK ;
Les briques : 0.22 (léger sec) à 1.61 (lourd humide) W/mK ;
Le bois : 0.13 (résineux sec) à 0.20 (feuillu humide) W/mK ;
Les isolants : 0.035 (polyuréthane revêtu) à 0.090 (vermiculite expansée en panneau) W/mK.

Ainsi, :

le cuivre est plus de 10.000 fois plus conducteur de chaleur que le polyuréthane.
le polyuréthane conduit 100 fois moins la chaleur que la pierre lourde !

Valeurs reconnues pour les matériaux de construction

La valeur déclarée

La valeur déclarée λ_D d’un matériau de construction est généralement fournie par son fabricant. Cette valeur est certifiée sur base d’un agrément technique (ATG, CE, ETA, ETZ, …). Elle est obtenue dans des conditions de référence données de température et d’humidité (d’après les principes donnés dans la EN ISO 10456).

Les valeurs de calcul

À partir de cette valeur λ_D, il est possible de déduire les valeurs de calcul de la conductivité thermique λ_U,i et λ_U,e. Ces valeurs sont en fait recalculées pour des conditions spécifiques à l’utilisation du matériau (interne ou externe). Il existe un site officiel qui indique, pour les trois régions belges, les valeurs λ_U,i et λ_U,e de certains matériaux qui peuvent directement être utilisées pour le calcul des performances thermiques des parois suivant la réglementation PEB : www.epbd.be

Les valeurs de calcul par défaut

Des valeurs de calcul λ_U,i et λ_U,e par défaut peuvent toujours être utilisées lorsque le matériau ne possède pas de valeur λ_D certifiée ou n’est connu que par sa nature. Ces valeurs sont reprises dans divers tableaux de la réglementation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condenseurs et tours de refroidissement

Vue synoptique

La chaleur extraite par une machine frigorifique doit être évacuée vers l’extérieur. Le plus simple est de refroidir le fluide frigorigène avec l’air extérieur :

Mais la puissance de refroidissement est parfois trop faible. On peut la renforcer grâce à l’évaporation d’eau supplémentaire (lorsque de l’eau s’évapore, la chaleur de la vaporisation est « pompée » sur la goutte d’eau qui reste et qui donc se refroidit):

Problème : parfois, la distance entre le groupe et la toiture est fort élevée et la perte de charge sur le circuit frigorifique serait trop importante.

Aussi, un circuit d’eau est créé : l’eau refroidit le fluide frigorifique et l’air refroidit l’eau !

Trois types d’échangeur sont rencontrés :

1° L’aéro-refroidisseur :

L’eau est directement refroidie par l’air.

2° La tour de refroidissement fermée :

Une puissance supplémentaire est donnée par pulvérisation d’une eau indépendante du circuit.

3° La tour de refroidissement ouverte :

Cette fois, c’est l’eau qui traverse le condenseur qui est directement pulvérisée et en partie évaporée.

Fonctionnement d’un condenseur

Le fonctionnement du condenseur s’intègre dans un fonctionnement global de la machine frigorifique.

En théorie, la condensation se déroule en 3 phases :

> Phase 1, la désurchauffe du fluide frigorigène, qui, sortant du compresseur sous forme de gaz très chauds (parfois jusqu’à 70°C), va se refroidir et donner sa chaleur sensible.

> Phase 2, la condensation du fluide, moment où l’essentiel de la chaleur est donnée sous forme de chaleur latente.

> Phase 3, le sous-refroidissement du liquide, communiquant encore de la chaleur sensible au fluide refroidisseur.

En pratique, ce découpage en phases ne se fait pas vraiment ainsi. Le fluide frigorigène circule dans un tube en contact avec l’eau ou l’air. Le fluide qui touche le tube est liquide et se sous-refroidit. Le fluide qui est en contact avec ce liquide condense à son tour. Enfin, le gaz qui est au centre du tube désurchauffe simplement. A la limite, le gaz au cœur du tube ne sait pas qu’il y a un refroidissement sur les parois !

Les 3 phases sont donc simultanées…

Fonctionnement d’une tour de refroidissement

Un litre d’eau évaporée évacue 2 500 kJ de chaleur.

Pour obtenir le même effet avec le refroidissement de l’eau, on devrait refroidir 60 litres d’eau de 10°C… (sur base d’une capacité calorifique de l’eau de 4,18 [kJ/kg.K].

C’est sur ce principe physique que la tour de refroidissement fonctionne. Ainsi, dans la tour ouverte, l’eau chaude issue du condenseur est pulvérisée en micro-goutelettes, puis ruisselle sur une surface d’échange eau-air. Un ou plusieurs ventilateurs provoquent un courant contraire ascendant. Du fait de l’échange avec l’air froid et de l’évaporation partielle, la température de l’eau diminue. L’eau refroidie est recueillie dans un bac et repart vers le condenseur.

En théorie, si l’échange était parfait (surface d’échange infinie), l’eau refroidie atteindrait la température humide de l’air. Par exemple, si l’air extérieur est de 30°C, 40 % HR, sa température humide est de 20°C 100 % HR. Mais l’eau n’atteindra pas cette valeur. En pratique, elle sera de 3 à 8°C au-dessus de cette valeur, suivant le dimensionnement du bureau d’études (pour atteindre 3°C, il faut dimensionner largement la tour). Cette valeur est appelée l' »approche ».

Comparons les systèmes en fixant des valeurs moyennes : une température d’air de 30°C 40 % HR, une « approche » de 5°C, un pincement des échangeurs de 6°C et un échauffement de la température de l’eau de 7°C.

	–	–	Entrée condens.	Sortie condens.	T°condensat. fluide frig.
Condens. à air	normal	T° air sec = 30°	T° air = 30°	T° air = 37°	43°
Condens. à air	avec évaporation d’eau	T° air sec = 30°	T° air = 25°	T° air = 32°	38°
Condens. à eau	tour ouverte	T° air humide = 20°	T° eau cond = 25°	T° eau cond = 32°	38°
	tour fermée	T° eau pulvér. = 25°	T° eau cond = 31°	T° eau cond = 38°	44°
	dry-cooler	T° air séche = 30°	T° eau cond = 36°	T° eau cond = 43°	49°

Cette approche simplifiée situe l’ordre de grandeur de la température de condensation, et donc l’impact sur la consommation du compresseur.

Les condenseurs à air

L’évacuation de la chaleur du circuit frigorifique est assurée au travers d’un échangeur direct fluide frigorigène/air.

Le gaz chaud du réfrigérant cède sa chaleur à l’air traversant le condenseur et passe à l’état liquide. Le débit et la température du flux d’air déterminent la puissance du condenseur.

La vitesse moyenne de passage de l’air est de 2 à 4 m/s. Ordre de grandeur du coefficient d’échange d’un condenseur à air : 20 à 30 [W/m².K]

Deux types de ventilateur sont utilisés :

Ventilateur axial et ventilateur centrifuge.

Les condenseurs à eau

On parle de condenseur à « refroidissement indirect », puisque cette fois, le gaz chaud du réfrigérant cède sa chaleur à de l’eau circulant dans le condenseur.

Ordre de grandeur du coefficient d’échange d’un condenseur à eau : 700 à 1 100 [W/m².K]

Les performances du condenseur seront fonction de :

la différence de température entre le réfrigérant et l’eau,
la vitesse de l’eau (le débit),
le coefficient d’encrassement,
la nature du fluide frigorigène.

Pour le refroidissement, on peut utiliser l’eau du réseau (eau potable), mais cette solution n’est pas adéquate vu la consommation exorbitante d’eau qu’elle entraîne !

On peut utiliser également l’eau de nappes phréatiques, de lac ou de rivière (demander l’autorisation). Les eaux contiennent alors plus ou moins d’impuretés qui se déposent sur les tubes. Ces dépôts peuvent réduire considérablement le coefficient de transfert de chaleur. À défaut de la mise en place d’un système de nettoyage automatique, il faut surdimensionner l’échangeur de sorte que les performances de l’installation restent suffisantes.

Plus classiquement, il s’agira d’un circuit d’eau, ouvert ou fermé. C’est le cas le plus fréquent. Il entraîne l’utilisation d’une tour de refroidissement.

Les aéro-refroidisseur (ou dry cooler)

L’aérorefroidisseur est un simple échangeur eau/air : un ou plusieurs ventilateurs forcent le passage de l’air extérieur pour accélérer le refroidissement.

Cette batterie d’échange convient en toute saison, puisqu’ en ajoutant un antigel (type glycol), elle est insensible au gel.

Elle présente donc l’intérêt de refroidir le condenseur de la machine frigorifique … à distance ! Le groupe frigorifique peut être en cave et l’aéro-refroidisseur en toiture : la boucle d’eau organisera le transfert.

Un exemple simple est donné par une armoire de climatisation d’un local informatique :

Elle n’est pas aussi performante qu’une tour de refroidissement avec pulvérisation d’eau puisque la température de refroidissement est limitée à la température de l’air extérieur…

Boucle d’eau

L’eau de refroidissement tourne en circuit fermé entre le condenseur et l’aéro-refroidisseur. On doit dès lors prévoir un vase d’expansion et une soupape de sûreté sur la boucle. Des purgeurs seront placés aux points hauts de la boucle.

Un gros avantage (surtout par rapport aux tours ouvertes) est qu’il n’y a pas de risque d’entartrage ou de corrosion du circuit puisqu’il s’agit toujours de la même eau qui circule (« eau morte »).

Régulation

Généralement, un thermostat placé sur la boucle d’eau actionne le ou les ventilateurs en fonction de la température.
C’est le point faible de l’aérorefroidisseur : la température de l’eau de refroidissement est élevée

D’une part, parce qu’il y a un double échange : fluide/eau glycolée – eau glycolée/air, et donc un Delta T° supplémentaire.

D’autre part, parce que l’air de refroidissement peut être élevé en été.

Or, si l’air de refroidissement est chaud, l’eau sera encore plus chaude et, dans le condenseur, la pression de condensation sera très élevée. Le compresseur verra dès lors sa consommation énergétique augmenter.

Proportionnellement, la tour de refroidissement aura un meilleur rendement… mais une sensibilité à la corrosion plus forte…

Ce système doit donc être limité aux installations de moyenne puissance.

Les tours de refroidissement

Dans une tour de refroidissement, on va profiter de l’effet de refroidissement créé par la vaporisation de l’eau. En effet, pour passer à l’état vapeur, l’eau a besoin d’énergie. Et cette énergie, elle la prend sur elle-même. Une eau qui s’évapore … se refroidit.

Tour ouverte

On parle de tour « ouverte » si c’est l’eau de refroidissement elle-même, venant du condenseur, qui est pulvérisée. C’est le système le plus efficace qui entraîne le refroidissement le plus élevé. Mais le contact entre l’eau et l’atmosphère est source de corrosion (oxygénation de l’eau, introduction de poussières et de grains de sable qui risquent de se déposer dans le condenseur, risque de gel accru,…).

Un exemple simple est donné ci-dessous pour une armoire de climatisation d’un local informatique :

À noter qu’il existe des tours ouvertes sans ventilateurs. La pulvérisation d’eau est réalisée avec une pression assez élevée et cette pulsion d’eau entraîne l’air avec elle par effet induit (effet Venturi). L’avantage premier est la diminution des bruits et des vibrations.

Tour fermée

On parle de tour « fermée » si l’eau du circuit de refroidissement circule dans un échangeur fermé sur lequel de l’air extérieur est pulsé, et de l’eau est pulvérisée. Il s’agit soit d’une tour …?

L’évaporation partielle de l’eau entraîne un refroidissement plus faible que dans le cas de la tour ouverte, mais les risques de corrosion sont annulés.

Voici l’exemple adapté pour une armoire de climatisation :

La consommation d’eau se limite à la quantité d’eau évaporée (présence d’une alimentation par flotteur), plus un faible volume lors de purges pour éliminer les impuretés qui se sont concentrées dans le fond du bac.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la fenêtre comme capteur d’énergie solaire [Esquisse du projet]

L’architecture participe à la juste captation des apports solaires, plus recherchés pour leur lumière que pour leur chaleur dans un immeuble tertiaire.

L’immeuble tertiaire se distingue de l’immeuble domestique

Les besoins thermiques d’un immeuble tertiaire (bureaux, écoles, …) sont très différents de ceux d’un bâtiment domestique.

Bâtiment tertiaire	Bâtiment domestique
En hiver
Des apports internes élevés sont apportés par les occupants, par l’éclairage et les appareils de bureautique.	Les apports internes sont limités, exceptés dans la cuisine.
Le profil de demande de chaleur est essentiellement concentré sur la relance du matin, avant l’arrivée des occupants. Lorsque le soleil arrive, le bâtiment est déjà chaud, particulièrement pour les locaux orientés à l’Ouest (soleil l’après-midi). Dans une classe d’école par exemple, il n’est plus nécessaire de chauffer lorsque les élèves sont présents (nous parlons bien ici d’un nouveau bâtiment bien isolé).	Le profil de demande de chaleur est variable suivant l’occupation, mais il est marqué par une demande qui se prolonge en soirée, après le coucher du soleil. Un des objectifs sera de stocker la chaleur solaire de la journée dans les parois, pour lisser la pointe de température en journée et libérer la chaleur en soirée.
En été
L’exigence de confort est importante afin d’améliorer la productivité des occupants.	L’occupant accepte plus facilement un inconfort temporaire et attend la fraîcheur de la soirée. Il peut facilement adapter sa tenue vestimentaire et son activité.
L’environnement extérieur ne permet pas toujours une ouverture des fenêtres (bruit, air pollué, …)	Généralement, l’environnement permet plus facilement l’ouverture des fenêtres.

Conclusions

En hiver, le profil de demande thermique d’un immeuble tertiaire est peu en coïncidence avec le profil de l’apport solaire, surtout pour les immeubles de bureaux dont les apports internes sont élevés.

Le profil de demande de chaleur est essentiellement concentré sur la relance du matin, avant l’arrivée des occupants.

En été, , et de plus en plus en mi-saison, la sensibilité du bâtiment et des occupants au risque de surchauffe est élevée.

Quelle place pour les apports solaires de chauffage ?

De ce qui est dit ci-dessus, et des conséquences de l’isolation des bâtiments sur le profil de demande, on déduit que les apports solaires sont peu recherchés pour leur appoint en chauffage dans un nouveau bâtiment bien isolé et avec des apports internes moyens ou élevés (immeubles de bureaux, par exemple).

Concrétisons par un exemple

Voici les résultats d’une simulation réalisée sur un immeuble de bureau-type.

Ramenons à 100 la demande en chaud et en froid de l’immeuble dans sa version de base (50 % de vitrage) et analysons l’impact d’une modification de la surface vitrée :

Pourcentage de vitrages	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
0 %	77	80
50 %	100	100
70 %	110	108

Il apparaît :

que l’augmentation globale de la surface vitrée augmente les déperditions en hiver,
que l’apport solaire ne compense pas ces déperditions,
que la demande de refroidissement est logiquement en hausse en été.

Avec les modes constructifs actuels, le bâtiment qui aurait le moins besoin de chauffage et refroidissement est celui que n’aurait pas d’ouvertures !

À noter que cette évolution est identique quelle que soit l’orientation du local :

	Local Nord		Local Sud
Pourcentage de vitrages	Demande de chauffage	Demande de refroidissement	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
0 %	84	73	71	84
50 %	103	79	90	120
70 %	116	81	103	134

La valeur 100 correspond à la demande moyenne des locaux, avec 50 % de vitrages.

A noter :

L’importance de la demande de refroidissement dans les locaux au Nord, demande essentiellement liée à la présence des apports internes.
Une simulation des locaux avec des apports internes faibles présente la même tendance à l’augmentation des consommations avec l’augmentation de la surface vitrée.
Le placement de vitrages réfléchissants au Sud génère une diminution de la demande de refroidissement nettement plus forte que l’augmentation de la consommation de chauffage.

Constats (essentiellement pour des immeubles de bureaux)

L’idéal thermique restera toujours le vitrage clair équipé d’un store extérieur mobile : la chaleur solaire est captée si nécessaire et le store est abaissé le reste du temps. Toutefois, la convivialité intérieure et l’apport lumineux lorsque les stores sont abaissés laissent à désirer…

Dans un bâtiment tertiaire vérifiant la réglementation thermique en matière d’isolation et disposant d’apports internes normaux (> 25 W/m²), il y a peu intérêt à capter l’énergie solaire pour diminuer les besoins de chauffage et beaucoup de risque de surchauffe et d’éblouissement.

Par réalisme, le critère thermique impose une limitation des espaces vitrés dans un bâtiment tertiaire, quelle que soit son orientation; ouvrir la façade « du sol au plafond », c’est créer un problème et devoir user d’artifices coûteux pour gérer l’excédent solaire. Et finalement, c’est nier toute architecture d’une façade, comme succession de pleins et de vides…

Le pourcentage de vitrage à choisir est essentiellement fonction des besoins d’éclairage naturel et de convivialité recherchée dans le bâtiment.

Idéalement, les surfaces vitrées seront choisies avec un faible coefficient de transmission thermique pour limiter les pertes en hiver et équipées d’une protection solaire en été. Toutefois, vu la difficulté d’une bonne gestion des protections solaires et le coût des protections automatisées, il est possible également de sélectionner des vitrages avec un faible facteur solaire (FS = 0,4 au maximum) et un bon rendu lumineux (FL = 0,7).

Conclusions : quel pourcentage d’ouverture de la façade ?

Si l’on ne prend en compte que le seul critère thermique, et si une protection solaire très efficace n’est pas prévue, une limitation des espaces vitrés s’impose dans un bâtiment tertiaire bien isolé, quelle que soit son orientation.

Le pourcentage de vitrage à choisir de prime abord pourra généralement être compris entre 30 et 45 % de la surface de façade, cette fourchette variera essentiellement fonction :

du rapport au contexte dans lequel le bâtiment s’inscrit,
du besoin d’éclairage naturel,
du souhait de contacts visuels avec l’extérieur,
de la recherche de repères visuels dans le bâtiment.

Voici deux couloirs du même bâtiment, avec les mêmes orientations.
Simplement, dans le premier cas, l’architecte a introduit une ouverture vers l’extérieur pour introduire de la lumière naturelle…
C’est ce qui fait la qualité de l’ambiance intérieure.

A la limite, on peut comprendre une compagnie d’assurance anglaise, qui, vu les apports internes très élevés, a décidé de s’ouvrir principalement au Nord, réservant au Sud l’emplacement de la cafétéria.

Vue des espaces vitrés côté nord.

Remarque importante.

Dans nos conclusions, le vitrage apparaît mal adapté comme capteur d’énergie solaire dans les bâtiments tertiaires. Par contre, et tout particulièrement lorsque le bâtiment présente des besoins d’air neuf élevés (laboratoires, salles de conférence, salles de réunion,…), il est utile d’étudier la valorisation de l’apport solaire pour le préchauffage de l’air neuf. Le principe est alors de placer la prise d’air neuf dans un espace qui par lui-même récupère la chaleur solaire ou la chaleur du bâtiment. On pense tout particulièrement ici à un système de type « double-peaux », mais l’atrium ou le puits canadien sont d’autres manières d’appliquer ce principe.

Une très grande sensibilité aux apports internes

Le résultat des simulations thermiques est très variable en fonction d’un paramètre : la charge interne.

Un bâtiment actuel est souvent à l’équilibre entre ses pertes thermiques et ses apports internes. S’il faut chauffer par période de gel, et refroidir en période de canicule, entre ces 2 extrêmes il existe une large plage où le bâtiment est proche de l’équilibre thermique : les résultats seront alors fonction des hypothèses choisies.

Exemple.

Reprenons l’analyse d’un immeuble de bureau-type.

Si 100 est la demande en chaud et en froid de l’immeuble dans sa version de base (50 % de vitrage-apports internes moyens), analysons l’impact d’une modification des apports internes :

Apports internes	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
– 50 %	146	52
moyens	100	100
+ 50 %	23	226

Exemple de diagramme énergétique établi pour cet immeuble de bureaux :

Face à une telle sensibilité, il apparaît

Qu’une analyse des besoins thermiques spécifique au bâtiment et à son utilisation (simulation dynamique) est indispensable pour une conception correcte du bâtiment et de ses équipements.

Que face à l’incertitude sur le fonctionnement réel du bâtiment (demain et après-demain), même si le refroidissement naturel du bâtiment est recommandé en priorité, l’adjonction éventuelle future d’un système mécanique de refroidissement doit être étudiée dès le début d’un projet d’immeuble de bureaux.

Exemple de situation dont les occupants se plaignent :

Une grande baie vitrée orientée au sud, une faible inertie (tapis et plafond acoustique)… … et la présence de nombreux PC génère de la surchauffe en été.

Une sensibilité aux masques solaires

Toutes les conclusions tirées ci-dessus sont en partie dépendantes de la présence d’un masque solaire éventuellement créé par les bâtiments voisins.

Par exemple, le bilan énergétique du dernier étage est sensiblement différent de celui du rez-de-chaussée.

On peut donc imaginer que le choix du vitrage puisse évoluer en fonction de l’étage.

L’influence de l’orientation de la façade

Lorsque l’apport solaire est recherché (bâtiment avec faibles apports internes), il est important de sélectionner une surface vitrée dont l’efficacité est maximale : capter un maximum d’énergie en hiver et un minimum en été.

Gains solaires par ciel serein en Belgique,
à travers un double vitrage.

(La lettre indique l’orientation et le nombre est l’inclinaison. Les orientations ouest et sud-ouest correspondent approximativement aux orientations est et sud-est.)

À première vue, la surface vitrée verticale orientée au sud (= S 90) paraît très intéressante, puisque plus d’apports en mi-saison qu’en été.

À l’opposé, on trouve la surface horizontale (coupole en toiture) dont la spécificité est de capter très peu d’énergie en hiver et de provoquer de la surchauffe en été.

Les surfaces à l’est et à l’ouest (= E 90) présentent également un bilan contraire à l’évolution des besoins du bâtiment.

Par contre, si la façade ne comporte pas de masques, un bâtiment de bureaux avec des apports internes moyens ou élevés sera en surchauffe très rapidement, dès l’arrivée du soleil.

Dans ce cas, l’apport solaire total étant plus important au Sud, c’est cette orientation qui sera la plus défavorable en matière de refroidissement annuel (malgré une légère diminution des consommations d’hiver).

C’est ce que montre notre exemple de

bureau-type :

	Local Ouest		Local Sud
Pourcentage de vitrages	Demande de chauffage	Demande de refroidissement	Demande de chauffage	Demande de refroidissement
50 %	103	104	90	120

La valeur 100 correspond à la demande moyenne des locaux, avec 50 % de vitrages.

Exemple de protection architecturale très efficace sur une façade Sud… et qui participe à l’architecture de la façade !

Mais l’avantage de la façade au Sud est de profiter d’un soleil très haut sur l’horizon. Les auvents créés par l’architecture de la façade formeront une protection solaire efficace.

Au contraire, les protections architecturales ne sont pas efficaces à l’Est et à l’Ouest : le soleil est trop bas sur l’horizon pour être arrêté par le masque architectural.

Un éblouissement important en résulte.

Seuls des stores sont possibles, mais le coût et la maintenance en sont élevés.

Conclusions

Partons d’un bâtiment rectangulaire dont on se poserait la question : quelles orientations des façades des grands côtés du rectangle ?

1° Sans protections solaires, le choix de l’orientation d’un bâtiment est à faible impact énergétique : la consommation totale (chaud + froid) plus importante au Sud est compensée par une consommation totale plus faible au Nord.

Il est préférable :

Soit de privilégier l’ouverture au nord pour favoriser l’éclairage naturel (et de limiter les espaces vitrés au sud et à l’ouest),

Soit de placer pour les orientations sud, est et ouest, des vitrages réfléchissant le rayonnement solaire toute l’année. Il existe des vitrages qui ne laissent passer que 40 % de l’énergie solaire thermique, tout en laissant passer 70 % de la lumière.

2° Si des protections solaires sont prévues, les grands côtés Nord et Sud sont plus faciles à gérer : une protection architecturale fixe est très efficace au Sud et ne nécessite que peu d’entretien.

Par contre, les grands côtés est et ouest demanderaient des protections mobiles pour limiter les apports de chaleur et l’éblouissement des occupants. C’est plus coûteux, mais cela peut induire plus de vie dans le bâtiment, car la lumière est toujours présente dans les locaux.

En simplifiant, on pourrait dire que dans des locaux d’hébergement, on privilégierait les côtés est et ouest avec protections solaires, et que dans les immeubles de bureaux, on choisirait les façades nord et sud, avec avancées architecturales.

L’influence de l’inclinaison du vitrage

Ce diagramme montre évolution de l’énergie captée par une surface orientée au Sud en fonction de l’inclinaison.

Conclusions

On limitera les surfaces vitrées horizontales (coupole, toiture d’atrium, …) aux seuls besoins d’éclairage naturel des locaux situés au dessous.

Dans l’immeuble ci-contre, il paraît énergétiquement peu opportun de créer une telle surface de captation. Elle risque d’entraîner soit une surchauffe élevée, soit une consommation d’énergie frigorifique importante

concevoir

Pour plus d’informations sur le choix des vitrages.

Quelle protection contre les apports solaires d’été ?

Dans un bâtiment bien isolé et avec des apports internes élevés, la limitation des surchauffes devient une priorité du concepteur, dès le stade de l’esquisse.

La meilleure protection solaire… c’est une surface de vitrage limitée !

La façade est aujourd’hui libérée de la fonction de portance. Elle ne doit plus remplir qu’une fonction d’enveloppe. La mode est à « la transparence », à l’ouverture des façades du sol au plafond… Or la zone inférieure d’une fenêtre est très peu efficace en matière d’éclairage naturel. La présence d’une allège opaque est donc thermiquement préférable (présence d’une isolation pour diminuer les pertes en hiver et opacité vis-à-vis des apports solaires en été).

Cette transparence totale de la façade va générer une sensibilité très forte à la surchauffe (les agriculteurs en sont bien conscients dans leur serre…). D’où la mise en place de doubles façades coûteuses, … pour gérer le problème que l’on a créé !

Double peau globale et double peau par étage.

En hiver, l’intérêt est réel grâce au préchauffage possible de l’air neuf et à la diminution des déperditions de la paroi vitrée. Mais en période de refroidissement, un store doit être placé dans la lame d’air et la double peau peut devenir alors une contrainte pour éliminer la chaleur emprisonnée (par rapport à un simple store extérieur).

Cette technique semble à réserver aux bâtiments nécessitant un apport d’air neuf fort élevé, pour lesquels la double-peau constitue un moyen de préchauffer l’air.

Les surcoûts sont importants et, sans vouloir tirer ici des conclusions trop rapides, on est en droit de se poser la question si ce budget ne serait pas mieux utilisé dans d’autres améliorations énergétiques, plus efficaces et plus simples à gérer dans le temps ? À titre d’exemple, un récupérateur de chaleur sur l’air extrait apporte lui aussi une possibilité de préchauffer l’air neuf, mais avec un coût d’installation incomparable…

Aula Magna de Louvain La Neuve.

Détail de la double peau, qui n’est pas en communication avec l’ambiance intérieure.

La présence d’une protection solaire

On ne peut imaginer la conception d’un immeuble, climatisé ou non, sans l’organisation d’une protection solaire efficace.

Dans un bâtiment climatisé, elle permet une diminution drastique des coûts d’exploitation. Dans les autres, elle limite le risque de surchauffe.

Dans les deux cas, elle permet de gérer l’éblouissement, tout particulièrement pour faciliter le travail sur ordinateur. Des stores intérieurs compléteront utilement le dispositif.

Les éléments architecturaux (balcons, débords de toiture, décrochements, …) sont particulièrement efficaces au Sud puisque le soleil est alors haut sur l’horizon.

En été… … et en hiver.

Stores verticaux, simultanément capteurs solaires photovoltaïques.

Bâtiment Sedilec à LLN.

Certaines protections architecturales tentent de stopper le soleil, tout en privilégiant la réflexion du rayonnement lumineux vers le plafond (« light-shelves« ).
Les stores mobiles extérieurs sont les plus efficaces pour contrôler le flux solaire en fonction du besoin réel. Mais ils sont délicats en terme de maintenance et nécessitent un contrôle automatique pour être relevés en cas de vent. La réduction du champ visuel de l’occupant en est un autre inconvénient.

Se croirait-on sur la Poztdammer Platz de Berlin ?

Panneaux de bois coulissants.

concevoir

Pour plus d’informations sur la mise en place de protections solaires.

Protections végétales ?

Des végétations plantées à proximité du bâtiment peuvent participer à la gestion des apports solaires.

Les arbres à feuilles caduques ont l’avantage de perdre leurs feuilles et de permettre ainsi l’exposition au soleil en hiver.

Mais il s’agit là d’un appoint, plutôt à vocation domestique, et non d’une solution complète, ne fut-ce que pour les étages supérieurs.

Annexe : les paramètres du bureau-type

L’immeuble de bureaux-type utilisé ci-dessus présente les caractéristiques suivantes :

Dimensions extérieures : 60 x 18 m, sur 3 plateaux, soit un total de 3 240 m².

Dans la version dite « de base » :

l’orientation des façades principales est Nord-Sud,
le pourcentage de vitrages est de 50 % sur toutes les façades,
le vitrage est double avec un traitement basse émissivité (k = 1,9 W/m².K),
l’isolation est de 6 cm en façade, 12 cm en toiture et 3 cm dans les planchers sur sol,
les apports internes dans les bureaux sont de 35 W/m² (un PC de 160 W, une lampe individuelle de 18 W, un éclairage généralisé de 13 W/m² et une personne dont le métabolisme apporte 81 W pour une surface de travail de 12 m²).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Casse thermique

Ce phénomène concerne essentiellement les vitrages absorbants et éventuellement les vitrages réfléchissants dont la température peut augmenter plus fort que celle des vitrages clairs.

Le verre en chauffant aura tendance à se dilater comme n’importe quel autre corps.
Cependant, pris dans la feuillure du châssis, les bords du vitrage se réchaufferont plus lentement et se dilateront donc moins.

Cette différence de dilatation peut induire des contraintes internes dans le vitrage et occasionner sa rupture : c’est ce que l’on appelle la casse thermique.

Une casse thermique se reconnaît généralement par le fait que les fissures démarrent perpendiculairement au bord du vitrage.

On dit qu’il y a risque de casse thermique lorsque les conditions d’utilisation ou de mise en œuvre du vitrage peuvent entraîner des différences de température supérieures à 30°C.

Lorsqu’un tel risque se présente, il est conseillé d’utiliser des verres trempés, dont la résistance aux chocs thermiques est quatre à cinq fois plus grande que celle du verre ordinaire. Ils peuvent en effet résister à un différentiel de température de 200°C.

Cependant d’autres précautions peuvent être prises pour éviter les chocs thermiques :

Éviter les ombres portées sur le vitrage.

Utiliser des châssis à coupure thermique isolés de la maçonnerie.

Permettre à l’air de circuler entre les stores intérieurs ou extérieurs et le vitrage.

On veillera à ne pas placer les bouches de chauffage ou de conditionnement d’air trop près du vitrage et ne pas diriger le flux d’air vers celui-ci.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Norme NBN EN 12193 : lumières et éclairage dans les installations sportives

Table des matières

AVANT-PROPOS

INTRODUCTION

1. DOMAINE D’APPLICATION

2. RÉFÉRENCES NORMATIVES

3. THERMES ET DÉFINITIONS

4. DONNÉES A PRODUIRE

4.1 Données essentielles des lampes
4.2 Données utiles des lampes
4.3 Données essentielles des luminaires
4.4 Données utiles du luminaire
4.5 Données essentielles pour l’installation

5. PRINCIPES GENERAUX DE L’INSTALLATION D’ECLAIRAGE

5.1	Maillage de référence pour les calculs et les mesures
5.2	Instruments de mesure
5.3	Rapport de mesure
5.4	Différences admises
5.5	Maintenance
5.6	Éclairage des zones où se trouvent les spectateurs
5.7	Sauvegarde des participants et continuation d’une action en cas de défaillance de l’éclairage
5.8	Limitation de l’éblouissement
5.9	Couleurs de surface et propriétés réfléchissantes
5.10	Lumière indésirable

6. EXIGENCES POUR L’ÉCLAIRAGE DES SPORTS LES PLUS PRATIQUÉS EN EUROPE

6.1	Exigences générales
6.2	Exigences par sport
6.3	Exigences spécifiques pour la télévision couleur et les films

Annexe A (normative) Tableaux d’exigences
Annexe B (informative) Divergence A

Annexe C (informative) Bibliographie

Introduction

Cette norme européenne traite de l’éclairage des installations sportives pour assurer de bonnes conditions visuelles tant au niveau des parties en présence sur l’aire de sport proprement dite, qu’au niveau des spectateurs et des médias. La partie qui nous intéresse se limite aux aspects de confort et d’efficacité énergétique des installations d’éclairage sans tenir compte des critères qualitatifs nécessaires aux médias.

Domaine d’application

La norme EN 12193 spécifie l’éclairage des manifestations sportives intérieures ou extérieures. Elle fournit des valeurs d’exigences minimales pour le projet et le contrôle de l’éclairage des installations sportives en terme:

de niveau d’éclairement;
d’uniformité;
de limitation de l’éblouissement ou de contrôle de la luminance;
de rendu de couleur des sources lumineuses.

Elle donne également des méthodes de mesure de ces valeurs. Enfin, elle précise, pour des applications particulières, comment positionner les luminaires de manière à limiter l’éblouissement.

Interprétation de la norme

Les exigences spécifiques des types de sport dépendent de la classe d’éclairage (I, II ou III) considérant le niveau de compétition et la distance d’observation pour les spectateurs.

3. Définitions des aires et des maillages

Aires
Afin de pouvoir dimensionner l’éclairage d’une surface de sport, on définit trois aires

l’aire principale (PA) : c’est l’aire de jeu réelle délimitée par le marquage extérieur du « terrain » dans la plupart des cas de pratique d’un sport (comme le football par exemple). Dans certaines configurations, l’aire principale comprend une zone supplémentaire autour de la zone marquée (comme dans le cas du tennis de table ou du volley-ball par exemple);
l’aire totale (TA) : c’est l’aire principale plus une aire de sécurité;
l’aire de référence : c’est l’aire sur laquelle les exigences d’éclairage s’appliquent.

Maillage

Sans rentrer dans les détails, le maillage détermine la disposition des points de calcul en fonction de l’aire de référence. Pour plus d’information sur la manière de déterminer le maillage.

5.5 Maintenance

Le niveau d’éclairement fourni par une installation décroît au cours du temps en raison :

de la dépréciation des lampes et des luminaires;
du niveau de salissure des lampes et des luminaires;
de la dépréciation des surfaces des locaux;
de la durée de vie utile des lampes.

Pour cette raison, on définit le facteur de maintenance. Celui-ci faisant partie intégrante d’un projet d’éclairage, il garantit un niveau d’éclairement minimum au-dessus des valeurs recommandées par la norme pour l’aire de sport considérée. Par défaut, le facteur de maintenance est fixé à 0.8.

5.6 Éclairage des zones où se trouvent les spectateurs

Pour le confort visuel des spectateurs le niveau d’éclairage doit être de 10 lux.

5.8 Limitation de l’éblouissement

Dans des espaces de sport intérieurs, on se retrouve souvent dans des configurations semblables à celles étudiées dans la norme EN 12464-1 où l’on évalue l’éblouissement en utilisant la méthode du taux d’éblouissement unifié UGR. Les valeurs limites de l’UGR doivent être identiques à celles spécifiées dans la norme EN 12464-1.

6. Exigences pour l’éclairage des sports les plus pratiqués en Europe

6.1 Exigences générales

a) Tous les niveaux d’éclairement mentionnés dans les tableaux de l’annexe A de la norme se rapportent à l’aire principale (PA). De plus, quand une aire totale (TA) est spécifiée, les niveaux d’éclairement dans cette zone doivent au moins atteindre 75 % de ceux nécessaires dans l’aire principale.

d) Les niveaux d’éclairement sont en général définis pour des aires horizontales. Cependant, il est aussi nécessaire d’assurer une composante verticale d’au moins 30 % du niveau d’éclairement horizontal.
Annexe A
Dans cette annexe, 28 tableaux définissent les exigences en matière d’éclairage en fonction des différentes classes de niveau de compétition :

Niveau de la compétition	Classe d’éclairage
Niveau de la compétition	I	II	III
International et national	*	–	–
Régional	*	*	–
Local	*	*	*
Entraînement	–	*	*
Loisirs/sports scolaires	–	–	*

À titre d’exemples, voici des extraits de tableaux des exigences d’éclairage pour les sports couramment rencontrés dans nos salles:

Intérieur A1				Aire de référence		Nombre de points de maillage
Intérieur A1				Longueur en m	largeur en m	Longueur	Largeur
Badminton (voir note 1)			PA	13.4	6.1	11	5
Badminton (voir note 1)			TA (max)	18	10.5	11	7
Cricket nets			PA	33	4	15	3
Escrime			PA	14	2	11	3
Escrime			TA (max)	18	5	11	3
Hockey			PA	40	20	15	7
Hockey			TA	44	24	15	7
Squash (voir note 2)			PA	9.7	6.4	9	5
Tennis de table			PA	9	4.5	9	3
Classe	Éclairement horizontal		Éclairement vertical (Escrime seulement)		Éclairement horizontal (Cricket Nets)		Indice de rendu des couleurs
Classe	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	Indice de rendu des couleurs
I	750	0.7	500	0.7	1500	0.8	60
II	500	0.7	300	0.7	1000	0.8	60
III	300	0.7	200	0.7	750	0.8	20
Note 1 : Il convient qu’aucun luminaire ne soit situé dans la partie du plafond située au-dessus de l’aire de jeu principale PA. Note 2 : Il faut éviter de placer des lignes de luminaires à moins d’un mètre du mur latéral. Note 3 : Pour des hauteurs d’installation inférieures à 8 m, un facteur Emin/Emax supérieur à 0.5 est recommandé. Pour la classe III, l’uniformité peut être réduite à 0.5.

Intérieur A2				Aire de référence		Nombre de points de maillage
Intérieur A2				Longueur en m	largeur en m	Longueur	Largeur
Basket-ball			PA	28	15	13	7
Basket-ball			TA (max)	32	19	15	9
Football (à 5 ou à 6)			PA	30 à 40	18.5 à 20	13 à 15	9
Football (à 5 ou à 6)			TA (max)	44	24	15	9
Handball			PA	40	20	15	7
Handball			TA	44	24	15	9
Judo			PA	10	10	11	11
Judo			TA	17	17	11	11
Volley-ball (voir note 4)			PA	24 (voir note 6)	15	13 (note 6)	9
Classe	Éclairement horizontal		Éclairement vertical (Escrime seulement)		Éclairement horizontal (Cricket Nets)		Indice de rendu des couleurs
Classe	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	E moy (lux)	E min/ E moyen	Indice de rendu des couleurs
I	750	0.7					60
II	500	0.7					60
III	200	0.5					20
Note 4 : Il convient qu’aucun luminaire ne soit situé au plafond, au moins directement au-dessus de l’aire du filet. Note 6 : Il faut éviter de placer des lignes de luminaires à moins d’un mètre du mur latéral.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’accrochage de la toiture

Choix du système d’accrochage

La stabilité au vent de la toiture plate peut être assurée de différentes manières

par le lestage que constitue la couche de protection lourde,
par le collage des couches entre elles et par leur cohésion,
par la fixation mécanique de l’isolation et/ou de l’étanchéité.

Lestage par la couche de protection lourde.

Si la pente de la toiture est < 5 % et si la structure de la toiture est suffisamment portante, une couche de protection lourde est possible sur la membrane d’étanchéité ou sur l’isolant. Elle permet une durabilité accrue de l’étanchéité, car elle limite fortement les variations de température tant de la membrane d’étanchéité que de son support, et elle protège en même temps la membrane des rayonnements U.V. Sur une toiture inversée, c’est actuellement la seule façon d’accrocher l’isolant (XPS). Lorsque la toiture est accessible aux piétons, la protection lourde fait en même temps office d’aire de circulation.

Lorsqu’un incendie se déclare à l’extérieur d’un bâtiment, le lestage lourd assure une meilleure protection contre les débris incandescents et le rayonnement des flammes, et contre la propagation du feu.

Par contre, la présence du gravier ralentit l’évacuation de l’eau pluviale et peut devenir un foyer de micro-organismes qui favorisent le vieillissement de certains matériaux d’étanchéité (comme certains PVC).

La présence d’arbres à proximité, de sable, de poussières industrielles, … nécessitera un entretien plus important de la protection lourde. Nettoyage ou renouvellement.

Le lestage permet une pose en indépendance partielle ou totale de l’étanchéité ce qui améliore la répartition de la tension de vapeur sous l’étanchéité et diminue les risques de cloquage.

Lorsque la structure ne supporte pas la charge du lestage, la toiture sera nécessairement de type « toiture chaude« , et les différentes couches du complexe toiture devront être fixées.

Collage des couches

Chaque couche est collée à la couche sous-jacente.

Cette méthode convient lorsque le support est constitué d’un béton monolithe, de panneaux de béton cellulaire ou de fibro-ciment, de panneaux de multiplex, ou de panneaux de fibres de bois liées au ciment.

Cette méthode est également utilisée lorsque l’isolant est du verre cellulaire (CG).

La pose en adhérence totale offre une meilleure résistance au vent.

La pose en semi-indépendance permet une meilleure répartition des tensions dans la membrane, et une meilleure répartition de la tension de vapeur sous la membrane.

Les matériaux d’étanchéité et d’isolation doivent avoir une cohésion suffisante pour résister à un délaminage éventuel.

Fixation mécanique

Cette méthode convient lorsque le support est constitué d’un plancher en bois, de panneaux de multiplex, ou de tôles profilées en acier. Elle est également utilisée sur des panneaux en béton cellulaire.

La fixation mécanique dans le support se fait à travers l’isolant, sauf dans le cas du verre cellulaire qui n’autorise pas ce genre de fixation.

Cette méthode permet d’adapter le nombre de fixations suivant les zones de toiture (rives, angles, …)

La fixation à l’aide de vis est surtout utilisée sur les tôles en acier. La fixation à l’aide de clous est surtout utilisée sur les planchers en bois.

En résumé

Toiture	Support	Pente	Isolant	Environnement (arbres/industrie/ sable)	LESTAGE	COLLAGE	MECANIQUE
Inversée	Béton portant	< 5 %	XPS	(non polluant)	+	–	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	non polluant	(+)	(+)	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	polluant	–	+	–
Chaude	Béton portant	³ 5 %	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	+	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	CG	non polluant	(+)	+	–
Chaude	Béton portant	< 5 %	CG	polluant	–	+	–
Chaude	Béton portant	³ 5 %	CG	–	–	+	–
Chaude	Béton non portant	–	MW/EPB/PUR/PIR /EPS/ICB/CG	–	–	+	–
Chaude	Bois ou aggloméré	–	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	(+)	(vis/clous)
Chaude	Bois ou aggloméré	–	CG	–	–	+	–
Chaude	Fibre org. ciment	–	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	(+)	(vis)
Chaude	Fibre org. Ciment	–	CG	–	–	+	–
Chaude	Tôles profilées	–	MW/EPB/PUR/ PIR/EPS/ICB	–	–	–	vis
Chaude	Tôles profilées	–	CG	–	–	+	–

(+) (+) soit l’un, soit l’autre, éventuellement les deux
(+) + certainement un, éventuellement les deux

Dimensionnement du système d’accrochage

Protections lourdes

Lorsque la couche de protection lourde doit compenser les effets du vent sur la toiture, son poids doit atteindre au moins 1.5 fois l’action du vent.

En outre :

Le gravier

Le gravier doit avoir au moins le diamètre (en mm) défini dans le tableau ci-dessous (même s’il ne fait pas office de lestage mais uniquement de protection) (NBN B03-002 et BRE Digest 311).

–

Hauteur de toit en m. jusqu’à :

s
i
t
u
a
t
i
o
n

Bord de mer

Zone rurale

Zone urbanisée

Ville

–	–	–	11.5	24.0
4.0	9.5	18.0	27.0	47.0
10.0	19.0	32.0	46.0	74.0
18.0	32.0	50.0	66.0	99.0

z
o
n
ed
e

t
o
i
t
u
r
e

Angle de bâtiment bas

Angle de bâtiment élevé

Rive de bâtiment bas

Rive de bâtiment élevé

Partie courante de bâtiment bas

Partie courante de bâtiment élevé

40	48	56	64	72
36	45	53	59	67
16	18	20	25	30
16	18	20	25	30
12	14	16	18	20
16	18	20	25	30

Les dalles

Les dalles et panneaux doivent au moins avoir le poids (en kg/m²) défini dans le tableau ci-dessous (même s’il ne fait pas office de lestage mais uniquement de protection).

Ces valeurs sont valables sur un terrain plat sans bâtiment de double hauteur à proximité.

–

Hauteur de toit en m. jusqu’à :

s
i
t
u
a
t
i
o
n

Bord de mer

Zone rurale

Zone urbanisée

Ville

–	–	–	–	–	–	–	7.0	9.0	11.5	14.5	18.0	24.0
–	5.0	6.0	7.5	9.5	12.0	14.0	18.0	22.0	27.0	32.0	39.0	47.0
5.0	11.0	13.0	16.0	19.0	23.0	27.0	32.0	40.0	46.0	54.0	63.0	74.0
18.0	19.0	22.0	26.0	32.0	37.0	42.0	50.0	57.0	66.0	76.0	87.0	99.0

z
o
n
ed
e

t
o
i
t
u
r
e

Angle de bâtiment bas

Angle de bâtiment élevé

Rive de bâtiment bas

Rive de bâtiment élevé

Partie courante

54	56	59	64	68	72	76	81	85	89	93	98	102
43	45	48	51	54	58	61	65	68	71	75	78	82
43	45	48	51	54	58	61	65	68	71	75	78	82
32	33	36	38	41	43	46	48	51	54	56	59	61
22	22	24	25	27	29	31	32	34	36	37	39	41

Le collage

Pour connaître la résistance au vent des systèmes collés, on se base sur les résultats d’essais au vent réalisés sur toiture suivant les directives UEAtc.

La pose en adhérence totale offre une plus grande résistance au vent que la pose en semi indépendance.

La résistance utile dépend surtout de la colle et des panneaux isolants. Elle peut varier fortement : entre 500 Pa et 4 000 PA.

La résistance utile déduite des essais comprend un coefficient de sécurité de 1.5, qui tient compte d’un collage imparfait possible à certains endroits.

Les systèmes collés à froid à base de solvant n’atteignent leur résistance qu’après un certain délai. Elle est limitée durant les premiers jours, ou même plus longtemps, suivant les conditions climatiques. En pratique, pendant le séchage, aucune précaution n’est généralement prise, car la colle encore visqueuse assure une adhérence provisoire suffisante (sans colle, une feuille de plastic mouillée tient sur une vitre).

L’action du vent pris en considération pour la vérification de l’accrochage est celle relative à une période de retour de 200 ans et vaut 1.5 fois l’action du vent calculée pour une période de retour de 10 ans.

La fixation mécanique

Pour connaître la résistance au vent des fixations mécaniques, on se base sur les résultats d’essais au vent réalisés sur toiture suivant les directives UEAtc.

Il existe des systèmes courants ayant une résistance utile d’au moins 300N par vis.

La résistance utile déduite des essais comprend des facteurs de correction qui tiennent compte des dimensions et du nombre de fixations de l’élément testé, et comprend un coefficient de sécurité de 1.5, qui prévoit le manque éventuel d’une fixation, les fixations les plus proches devant alors reprendre une charge de 50 % supérieure.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la pente [isolation – Toiture plate]

Le type de toiture plate

Toiture chaude : pente minimale 2 % (sauf toiture jardin).

Toiture inversée : pente minimale 3 %.

Bien que certaines membranes supportent relativement bien les stagnations, il est conseillé de respecter ces pentes minimales.
La structure porteuse sera prévue en conséquence.
En cas de pente insuffisante, celle-ci sera augmentée par l’adjonction d’une couche inclinée compatible avec la force portante du support.

Grâce à une évacuation rapide de l’eau, une pente suffisante :

diminue la quantité d’eau infiltrée en cas de fuite au point bas d’une zone de stagnation,
offre une surface rapidement sèche et dépourvue de dépôts,
diminue l’humidité dans les protections lourdes,
diminue l’humidité autour de l’isolant des toitures inversées,
diminue les efflorescences salines à la surface des dalles posées sur chape,
diminue, dans le cas des protections lourdes en béton ou ciment, la production de dépôts calcaires pouvant obstruer les évacuations d’eau pluviale,
permet en cours de réalisation un assèchement plus facile de la surface de la surface à couvrir (préparation du support).

Le type de protection

Gravier : pente maximale 5 % afin d’empêcher que le gravier ne se déplace.

Toiture jardin : Afin de retenir les eaux de pluie et d’arrosage, on renonce à toute pente, ce qui permet d’obtenir un niveau d’eau uniforme.

Le type de fixation de la membrane

Colle bitumineuse à froid

Lorsque la membrane est fixée à l’aide de colle bitumineuse à froid, la pente maximale admissible est de 15 %, à cause de la plasticité de la colle.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condensation interne par transport de vapeur par convection

Convection signifie déplacement d’air intérieur ou extérieur à travers un élément de construction. Elle se produit lorsqu’il existe des différences de pression de vent et de température de part et d’autre de l’élément et que la finition intérieure est perméable à l’air. Dans ce cas, l’air intérieur humide peut, au sein de l’élément, entrer en contact avec une surface à une température plus basse que son point de rosée, ce qui entraîne la formation de condensation sur cette surface.

Le problème.	La solution.

Les problèmes liés au transport de vapeur par convection sont bien plus fréquents que ceux liés à la simple diffusion de vapeur. Les quantités de condensation interne sont également plus élevées. Toutefois, il n’existe pas une méthode de calcul pratique pour évaluer ce problème.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Apports solaires et effet de serre

Tout corps transmet de la chaleur par rayonnement au monde qui l’entoure. La longueur d’onde du rayonnement ainsi émis dépend de la température du corps.

Le rayonnement solaire (température du soleil voisine de 6 000°C) est principalement composé de longueurs d’onde courtes, tandis que le rayonnement émis par les corps terrestres (température courante voisine de 20°C) est plutôt à grandes longueurs d’onde.

Schéma principe effet de serre.

L’effet de serre provient de la transparence sélective du verre en fonction de la longueur d’onde du rayonnement. Un vitrage sera transparent pour le rayonnement solaire mais opaque pour le rayonnement en provenance des matériaux du bâtiment.

Ainsi, les rayons du soleil traversent les parois vitrées et échauffent les parois intérieures et les objets du bâtiment. Ces derniers réémettent alors la chaleur accumulée. Leur longueur d’onde étant dénaturée, ces rayons ne peuvent retraverser les parois par lesquelles ils se sont introduits. C’est alors l’escalade des degrés !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Froid cryogénique

Lorsque l’on comprime un gaz, il se liquéfie; lorsqu’on le détend il retourne à l’état gazeux.

Ce changement d’état s’accompagne d’effets énergétiques : le passage de l’état gazeux à l’état liquide libère de la chaleur; le passage de l’état liquide à l’état gazeux (évaporation) absorbe de la chaleur.

Pour produire du froid cryogénique, on utilise un fluide à basse température d’ébullition.
Ce fluide est préalablement liquéfié industriellement puis stocké sous pression. Ce fluide est vaporisé via des buses dans l’enceinte à refroidir. En entrant dans celle-ci, il se détend, passe de l’état liquide à l’état gazeux en absorbant une grande quantité de chaleur.

Les fluides utilisés sont soit l’azote, soit le dioxyde de carbone.

L’azote (N₂)

température d’ébullition (à pression atmosphérique) : – 195,8 °C
pression de stockage : 2 bars
pouvoir réfrigérant : 69 kcal./litre N₂

Le gaz carbonique (CO₂)

température de sublimation* : – 78,9 °C
pression de stockage : 20 bars
pouvoir réfrigérant :76 kcal./kg CO₂

* : le gaz carbonique a la propriété de passer directement de l’état solide à l’état gazeux (sublimation).

L’azote liquide se vaporise directement, tandis que le gaz carbonique se transforme en neige puis se vaporise.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Notes d’information technique du CSTC

« Ces publications sont élaborées sous l’égide des Comités techniques du CSTC ou de leurs groupes de travail, composés d’entrepreneurs, de collaborateurs du CSTC et/ou de collaborateurs extérieurs et d’un ingénieur-animateur du CSTC. Conçues le plus souvent comme des codes de bonne pratique, les NIT étudient en détail un domaine bien déterminé de la construction : pose des vitrages, toitures en ardoises, revêtements de sol en bois, etc. »

Source : https://www.cstc.be/homepage/index.cfm?

Plus d’infos sur :

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion de l’éclairage des moulins de Beez

La synthèse du projet

Les Moulins de Beez sont d’anciens bâtiments industriels situés en bord de Meuse dans la périphérie namuroise. L’objectif premier de la Région wallonne fut de préserver et de mettre en valeur ce patrimoine architectural. Elle entreprit donc leur rénovation pour y abriter les archives régionales, un cabinet ministériel et un musée.

Dans un premier temps, la conception de l’installation électrique fut confiée à un bureau d’études. C’est à ce moment que Claude Rappe, fonctionnaire au sein du Département de l’Énergie et du Bâtiment Durable de la DGO4, intervient. Il passe le projet à la moulinette, celui-ci en ressort avec un « label URE ».

Le résultat fut une installation électrique conçue suivant deux principes :

d’abord le choix d’un matériel à haute efficacité énergétique. En éclairage, il s’agit de lampes performantes, de ballasts électroniques et d’optiques à haut rendement,

ensuite, l’adaptation des puissances et des temps de fonctionnement aux besoins réels.

Concrètement, le choix d’équipements à haut rendement a permis de diminuer le nombre d’appareils et par là, les investissements de départ. Il fut alors possible, tout en respectant une enveloppe budgétaire donnée, de consacrer les sommes dégagées à des outils de gestion performants (automate programmable, dimming, comptage, ….). Ceux-ci ont contribué à la rationalisation des consommations électriques mais aussi à l’amélioration du confort des occupants et des gestionnaires du bâtiment.

Équipement des bureaux

Les bureaux sont équipés de 412 luminaires de 2 tubes fluorescents de 36 W. Les ballasts conventionnels prévus furent remplacés par des ballasts électroniques. Il en résulte un gain d’énergie de 20 % et une augmentation de la durée de vie des lampes de 100 %.

Au départ, Cl. Rappe envisagea aussi la possibilité de gérer les rangées de luminaires les plus proches des fenêtres (soit 206 luminaires) en fonction de l’apport en éclairage naturel. Ceci impliquait que chaque luminaire soit équipé d’un ballast électronique dimmable et d’une cellule mesurant le niveau d’éclairement sous le luminaire. La puissance des lampes aurait ainsi pu varier automatiquement en fonction de l’apport en éclairage naturel. Les locaux profitant peu des apports en éclairage naturel, l’économie estimée n’était que de 22 % sur la consommation des 206 luminaires. Le surinvestissement à consentir (environ 40 €/luminaire) par rapport aux simples ballasts électroniques fut estimé trop important par rapport à l’économie réalisable.

Une troisième modification fut le remplacement du câblage traditionnel par des connecteurs rapides et des câbles souples de type Wieland. Ceci permet une économie importante de tubage et de main d’œuvre.

Amélioration	Gains énergétiques	Investissements
Ballasts électroniques	1050 €/an	9 000 €
Dimming (non réalisé)	475 €/an	8 250 €
Câblage		– 9 025 €

Équipement des couloirs et de la salle de lecture

La puissance initialement prévue dans les couloirs était semblable à la puissance installée dans les bureaux, soit 10 W/m². Or les besoins en éclairement sont nettement moindres (de 60 à 80 %). Pour éviter ce surdimensionnement et conserver un éclairement uniforme, l’installation est équipée de ballasts électroniques dimmables réglés de façon centralisée pour fournir un niveau d’éclairement de 100 à 200 lux. On peut tabler ainsi sur une diminution de la puissance en fonctionnement de 40 % par rapport au fonctionnement d’origine.

Un principe identique est prévu dans la salle de lecture. Ici l’objectif est plus le confort que l’économie d’énergie. Les ballasts électroniques dimmables permettront l’adaptation des niveaux d’éclairement en fonction des réactions des usagers.

Améliorations	Gains énergétiques	Investissements
95 Ballasts électroniques dimmables	2450 €/an	2650 €
Câblage et commande	–	4600 €
Total	2450 €/an	7250 €

Équipement des archives

À l’origine, il était prévu d’éclairer les salles des archives en continu de 8 h 30 à 16 h 30. Or celles-ci ont une occupation totalement aléatoire. Pour éviter un éclairage permanent, les différentes salles furent équipées de 3 détecteurs de présence. Dans chaque salle, il est prévu, pour la circulation, le maintien en fonctionnement continu de 3 luminaires, dans le voisinage des portes d’accès. Il est prévu par ce mode de gestion de réduire de 90 % le temps de fonctionnement des autres luminaires, par rapport à un fonctionnement continu. De plus pour éviter la diminution de durée de vie des lampes fluorescentes avec l’augmentation du nombre d’allumages, les luminaires sont équipés de ballasts électroniques.

Améliorations	Gains énergétiques	Investissements
94 Ballasts électroniques	100 €/an	2 050€
21 Détecteurs de présence et câblage	950 €/an	4 850 €
Total	1 050 €/an	6 900 €

Gestion centralisée

Dans un immeuble de bureaux de plusieurs centaines d’employés, il est habituel que certains appareils électriques restent en fonctionnement en dehors des heures d’occupation. Pour éviter cela, un ensemble d’automates peut jouer le rôle de concierge automatique en effectuant les extinctions des appareils électriques restés allumés.

Le principe général de la gestion des installations électriques repose sur une gestion horaire des équipements avec des possibilités de relance temporisées en dehors des horaires d’occupation normaux.

Automate principal disposé dans le TGBT et automate secondaire disposé dans le tableau électrique d’étage.

Chaque automate agit sur des contacteurs placés sur les circuits principaux. Les contacteurs utilisés sont toujours à sécurité positive. Ceci signifie que leur position de fonctionnement normal est la position fermée. Ce qui permet à l’installation de fonctionner même en cas de panne des automates.

De même, afin d’éviter les inconvénients liés aux remises à l’heure des horloges (changement d’heure, dérives, dérèglement suite au déclenchement d’un disjoncteur de protection) l’automate possède un récepteur des tops horaires de l’émetteur de Francfort.

L’utilisation d’un logiciel de supervision permet la programmation et le suivi de la gestion en un langage convivial. Il est ainsi possible de modifier très rapidement les plages horaires et de contrôler le bon fonctionnement de l’installation. Cette supervision peut se faire localement par un simple branchement au niveau des sorties data réparties un peu partout dans les bâtiments, mais aussi, et surtout, depuis les bâtiments de la DGTRE et du MET. On peut ainsi surveiller le bon fonctionnement des automatismes et y déroger si nécessaire.

Compteurs disposés dans le TGBT.

L’installation électrique est également pourvue de 4 compteurs (sur le général, sur l’installation d’HVAC, sur la cuisine, sur l’éclairage et les prises) dont les données sont rapatriées vers l’automate. On peut ainsi dans un premier temps comparer les consommations réelles aux prévisions de consommation, comparer ce bâtiment aux autres bâtiments de la Région, surveiller les dérives éventuelles et adapter les paramètres des installations. L’enregistrement des courbes de charge des divers équipements permettra aussi d’optimaliser la programmation des horaires de fonctionnement en les adaptant au plus juste à l’occupation des locaux.

Logiciel de supervision des installations électriques.

Gestion des bureaux

L’éclairage des bureaux est commandé via des contacteurs. Le matin, l’automate ferme ceux-ci. À partir de ce moment, l’éclairage peut être allumé via les interrupteurs locaux. Le soir, l’automate ouvre les contacteurs et coupe ainsi les équipements encore allumés. L’extinction des luminaires n’est pas immédiatement totale. Il y a tout d’abord un préavis d’extinction: le premier signal éteint uniquement les rangées de luminaires côté façade. Après un temps réglable, un deuxième signal éteint la deuxième rangée. Après chaque extinction, il est possible pour l’utilisateur de relancer complètement l’installation à partir d’un bouton poussoir situé dans le couloir. Il dispose alors d’un temps d’éclairage complet réglable avant que le cycle d’extinction ne recommence.

Interrupteurs dans chaque bureau.
Contacteurs commandés par l’automate et les boutons relance « bureau ».

Gestion des couloirs

Le dimming des luminaires se fait au départ de l’automate. Ce réglage après installation permet de supprimer le surdimensionnement inévitable de l’installation et d’adapter le flux lumineux aux besoins.

La gestion horaire des couloirs s’effectue comme ceci : le matin, la première personne arrivant peut allumer en utilisant n’importe quel bouton poussoir du couloir. Si personne ne réappuie sur un de ces boutons, l’éclairage reste allumé jusqu’au premier avis d’extinction.

Le soir, l’automate donne l’ordre de couper deux luminaires sur trois. À partir de ce moment utiliser les boutons poussoirs n’aura plus qu’une action sur les luminaires encore connectés. Cet éclairage réduit est nécessaire au personnel d’entretien.

Boutons de relance « bureaux » et « couloir ».

Il existe cependant un bouton unique « relance couloir » qui permet une relance temporisée des luminaires éteints.

Plus tard dans la soirée, un second avis d’extinction est envoyé par l’automate pour couper tous les luminaires. L’utilisation des boutons poussoirs normaux ou du bouton « relance couloir » permettra la relance temporisée de l’entièreté des luminaires.

Principe de fonctionnement.

En appuyant sur un bouton poussoir (2), on ferme le contact (3) du télérupteur. Tous les luminaires s’allument. Si on réappuie sur un bouton poussoir, le contact du télérupteur s’ouvre et tout s’éteint.
L’automate envoie un premier avis d’extinction et ouvre le contacteur (4). Deux luminaires sur trois s’éteignent. Le bouton poussoir « relance couloir » permet de les rallumer en refermant le contacteur. Si le contacteur est ouvert, utiliser un des boutons poussoirs normaux n’aura plus qu’une action sur un tiers des luminaires.
L’automate ouvre le contact du télérupteur en actionnant le contact (1). Tout s’éteint.
Si on appuie pendant la nuit sur un des boutons poussoirs, on obtient une heure d’éclairage avant que l’automate ne commande à nouveau l’ouverture du contact du télérupteur.

Supervision de l’éclairage des couloirs.

Gestion des sanitaires, des archives et de l’éclairage extérieur

Éclairage des façades extérieures.

La puissance installée dans les sanitaires est tellement faible que l’éclairage peut y rester permanent durant les heures d’occupation. Ils ne possèdent pas d’interrupteur. En dehors des horaires normaux, la relance temporisée se fait par bouton poussoir.

Dans les archives, les luminaires non commandés par les détecteurs de présence sont aussi raccordés à l’automate qui commande la permission d’allumage et l’extinction suivant son horaire. Une dérogation sur l’entièreté des luminaires est possible par un bouton poussoir.

L’éclairage extérieur est commandé par via l’horloge de l’automate et un interrupteur crépusculaire.

Bilan financier

Investissements
Amélioration de l’efficacité des appareils d’éclairage	24 675 €
Automates et supervision	101 000 €
Total :	125 675 €
Économie prévue
Économie électrique	150 000 kWh/an
Ballasts électroniques	2075 €/an
Gestion horaire et dimming	9175 €/an
Économie totale	11 250 €/an

L’économie prévue comprend la diminution des consommations et de la pointe quart horaire.

L’investissement des automates programmables est important par rapport aux économies d’énergie que l’on en retire. Cependant, ce système de supervision et de gestion améliore le suivi et la gestion technique des bâtiments. La supervision offrira un contrôle centralisé des installations électriques et générera les alarmes de fonctionnement.

Elle permet un contrôle des consommations énergétiques par l’enregistrement permanent des données. Elle offre un système de commande local plus souple et plus automatisé.

De plus, la diminution des heures de fonctionnement augmente la durée de vie du matériel et une diminution des coûts de maintenance.

Remarquons en outre que l’intervention dès le début des cahiers des charges aurait pu réduire les coûts d’installation des automates.

Application à une installation existante

Évidemment, dans un bâtiment neuf, les libertés de câblage facilitent l’installation d’une telle gestion. Cependant, appliquer les techniques utilisées dans les Moulins de Beez est également possible dans une installation existante.

Premièrement, dans les immeubles de bureaux, le relighting (rénovation de l’éclairage) est devenu courant et permet souvent de diminuer de façon importante les puissances installées et les consommations.

Ensuite, équiper une installation existante d’une gestion par automate programmable ne demande pas de modification fondamentale des réseaux électriques. Elle implique une extension des tableaux électriques des étages.

Celle-ci comprend un automate et des contacteurs, l’ensemble raccordé sur les disjoncteurs existants. Des boutons poussoirs de relance doivent être installés dans les couloirs ou les bureaux. Ceux-ci demandent un câblage vers les tableaux électriques. À défaut, il existe aussi des boutons poussoirs fonctionnant par ondes radios. Le tableau général BT accueille lui l’automate principal de supervision et les différents compteurs.

La gestion horaire de l’éclairage avec préavis d’extinction demande cependant un zonage du câblage (par exemple, dans les bureaux, chaque luminaire possède son propre circuit à partir de l’alimentation générale). En rénovation, pour contourner cet inconvénient, on peut se passer du préavis, pour autant qu’un éclairage minimum subsiste à proximité des locaux éteints. Par exemple, les couloirs peuvent rester allumés au moment où les bureaux s’éteignent. Cette technique est utilisée depuis 10 mois dans les bâtiments de la DGASS, sans plainte des utilisateurs.

Les « plaintes des occupants », voilà le risque que l’on prend lorsque l’on cherche à gérer les consommations énergétiques au plus juste. Rechercher le fifrelin d’économie supplémentaire au détriment du confort risque alors d’anéantir tous les efforts consentis. En effet, en cas de désagréments, les utilisateurs développeront des trésors d’imagination pour contrecarrer le système. Une gestion automatique ne sera donc efficace que si elle est totalement acceptée par les utilisateurs ou si elle est imperceptible. Suivant cette philosophie, Cl.Rappe modifie les paramètres de gestion en fonction du comportement des occupants. Par exemple grâce à l’enregistrement des courbes de charge, les horaires d’occupation peuvent être adaptés diminuant de façon importante le risque de voir des gens surpris par l’extinction automatique des luminaires.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer la consommation électrique

Les compteurs électriques mesurent l’énergie électrique consommée. À partir de cette valeur, on peut aussi évaluer la puissance moyenne sur une période de temps donnée. La puissance est simplement donnée en divisant l’énergie comptabilisée par la période de temps.

Par exemple 10 kWh consommés en 1/2 h équivalent à une puissance de 20 kW.

Les compteurs électromécaniques

On distingue les compteurs à courant alternatif monophasé ou triphasé et ceux à courant continu.

Dans les réseaux à courant alternatif monophasé ou triphasé usuels, on utilise le plus souvent les compteurs à induction. Un disque en aluminium mobile tourne sous l’influence de la tension et du courant qui circule. Un dispositif à frein magnétique fait que la vitesse de rotation est proportionnelle à la charge. Un compteur enregistre les révolutions du disque. La consommation est indiquée en kWh. Le nombre de tours de disque nécessaires pour mesurer 1 kWh est indiqué sur le compteur.

Compteur de passage pouvant être intégré sur l’alimentation d’un appareil.

Ces compteurs ont pour rôle essentiel la facturation des consommations, mais rien n’empêche de les utiliser comme compteur « divisionnaire » lorsqu’ils ne mesurent qu’une branche de l’installation électrique (ex : la cuisine) ou même qu’un seul équipement (ex : le lave-vaisselle, la chambre froide, …).

Certains disposent de plusieurs cadrans d’affichage, fonction du nombre de tarifs d’application. La commutation d’un tarif vers l’autre s’effectue par un signal codé émis par le distributeur.

Si l’on veut connaître le profil de consommation des équipements raccordés sur le compteur et établir un diagramme de charge de l’installation, il est nécessaire d’enregistrer le mouvement du disque mobile au moyen d’un lecteur optique que l’on fixe sur le compteur. Celui-ci émet un signal chaque fois que le repère noir du disque passe dans son champ de vision. Il transforme alors (soit directement, soit via un émetteur d’impulsion séparé) les signaux optiques en impulsions qui peuvent être enregistrées par un « data logger ».

De plus en plus, ces compteurs sont remplacés par des compteurs électroniques émettant directement des impulsions pouvant être comptabilisées par un « data logger ».

Pour la mesure de fortes intensités, le compteur est associé à un TI ou « Transformateur d’Intensité » : celui-ci réduit l’intensité réellement mesurée grâce à l’introduction d’un transformateur (par exemple, un TI 200/5A signifie une échelle de mesure pouvant atteindre 200 A alors que le courant réellement mesuré par l’appareil est au maximum de 5 Ampères).

Lecteur optique convertissant les rotations du disque d’un compteur électrique en impulsions.

Le calibre du compteur est déterminé par le courant maximal admissible. Plus précisément, deux valeurs vont caractériser le calibre. Par exemple, un calibre 20-60 A signifie que l’appareil est prévu pour un courant nominal de 20 A, mais qu’il peut « encaisser » des courants jusqu’à 60 A, avec une précision et un échauffement correct. Le rapport Imax/Inom (ici égal à 3) est appelé « facteur de charge ».

Les compteurs électroniques

Les compteurs électroniques mesurent le courant et la tension, et déterminent par un traitement interne l’énergie correspondante.

Ils sont en évolution permanente, offrant chaque jour des performances supplémentaires. Le principe de base consiste à favoriser la communication d’informations (grâce aux propriétés du traitement digital), afin de pratiquer une gestion de la charge efficace.

Schéma principe compteurs électroniques.

En particulier, on distingue :

Des sorties impulsionnelles pour transmettre à distance le niveau d’énergie consommé.
Un accès à ce type d’information par ligne téléphonique ou informatique.
La possibilité pour le distributeur de communiquer avec le compteur pour modifier le tarif, pour organiser le relevé des consommations à distance, …
La possibilité de mémoriser l’évolution des consommations (analyse de charge journalière pour déterminer le moment de la pointe quart-horaire, par exemple).
Le relevé de diverses fonctions : le courant maximal, la puissance réactive, la puissance instantanée, …
…

En fonction des informations reçues, un système de gestion de charges peut mettre en marche ou arrêter les contacteurs des chauffe-eau à accumulation, des machines à laver, des chauffages électriques, de l’éclairage public et d’autres récepteurs.
On notera également :

La possibilité de placer des compteurs divisionnaires dans les armoires électriques, permettant ainsi, à peu de frais, de suivre la consommation d’un appareil spécifique.

L’existence d’appareils de mesure qui viennent se placer entre le réseau et l’équipement consommateur (un peu comme une allonge), et qui permettent de mesurer la puissance instantanée et la consommation d’un équipement raccordé sur une prise 220 ou 380 Volts.

Idéal pour se décider à balancer enfin ce vieux frigo qui coûte trois fois plus qu’un neuf par sa seule consommation !

La mesure via une pince ampèremétrique

On peut mesurer la puissance par une mesure du courant dans un conducteur en insérant un ampèremètre dans le circuit ou à l’aide d’une pince ampèremétrique, et une mesure de la tension.

Dans un circuit alimenté en courant continu : P = U x I

Dans un circuit alternatif monophasé : P = I x U x cos j

(P = Puissance active [W], I = courant [A], U = tension [V], cos j = déphasage entre U et I, souvent indiqué sur la plaque signalétique de l’équipement)

Dans un réseau alternatif triphasé, la puissance absorbée s’exprime

Soit par P = 1,73 x I x U_l x cos j , où I est le courant mesuré au départ d’une ligne et U_lest la tension de ligne, mesurée entre deux lignes, soit 380 V,
Soit par P = 3 x I x U_ph x cos j , où I est le courant mesuré au départ d’une ligne et U_phest la tension de phase, mesurée entre une ligne et le neutre, soit 220 V.

Lorsque l’on mesure la consommation d’un seul équipement triphasé, la charge est en général équilibrée entre les trois lignes. Il suffit alors de mesurer le courant appelé par une ligne. Les autres phases auront un flux identique, seulement décalé de 120°. La puissance calculée ci-dessus à l’aide des mesures effectuées sur une seule phase est la puissance totale absorbée par le moteur.

Attention !

Lorsqu’on mesure avec une pince ampèremétrique, il faut bien prendre garde à ne mettre qu’un seul conducteur dans la pince.
Les tensions nominales de 220 V et 380 V sont souvent dépassées dans la pratique (… 230 … et … 400 … Volts).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Identifier les causes d’un problème de condensation superficielle

Une trop grande production de vapeur

L’humidité produite peut provenir soit :

De l’occupation du bâtiment

La production de vapeur est très variable en fonction du type de bâtiment (bureaux, école, hôpital, hall de sports, etc.) et de son occupation.

Le tableau ci-dessous indique différentes sources de production de vapeur ainsi que la quantité de vapeur d’eau correspondant

Sources de vapeur d’eau	Production de vapeur d’eau
Un occupant au repos, assis ou avec une légère activité* :	0,055 (kg/h)
Un occupant debout avec une légère activité* :	0,090 (kg/h)
Un occupant debout avec une activité moyenne (travail ménager, travail sur machine, …)* :	0,130 (kg/h)
Plantes vertes**	0,02 à 0,05 kg d’eau par plante et par jour

* : Norme Iso 7730
** : certaines plantes comme le papyrus émettent plusieurs litres d’eau par jour dans l’environnement.

Il est difficile de diminuer de manière significative la production de vapeur de ces différentes sources à l’intérieur d’un bâtiment. Par contre, afin que l’augmentation du taux d’humidité due à cette production de vapeur reste acceptable, celle-ci doit être compensée par une ventilation suffisante. Cette ventilation consiste, d’une part, en une ventilation de base qui doit assurer la qualité de l’air en temps d’occupation normale (occupants, plantes, nettoyage, …) et d’autre part, en une ventilation intensive qui doit compenser une production spécifique de vapeur (ventilation dans les cuisines, dans la buanderie, …).
D’autre part, une production de vapeur trop importante peut être évitée dans certains cas. Exemples :

un grand aquarium sans recouvrement adéquat,
des étangs à l’intérieur,
des appareils à cycle de combustion ouvert sans évacuation vers l’extérieur (poêle au gaz ou au mazout, petit chauffe-eau mural, etc.),
l’usage intensif d’humidificateur.

De causes extérieures

Un taux trop important d’humidité peut également provenir des causes extérieures suivantes :

les infiltrations d’eau de pluie,
l’humidité ascensionnelle,
l’humidité de construction,
l’humidité accidentelle.

Ces causes extérieures considérées comme des anomalies doivent être supprimées avant d’envisager toute autre mesure pour éliminer les problèmes de condensation ou de moisissure.

Une ventilation insuffisante

Afin que l’augmentation du taux d’humidité due à la production de vapeur à l’intérieur du bâtiment reste acceptable, celle-ci doit être compensée par un renouvellement d’air. L’air humide intérieur est ainsi remplacé par de l’air extérieur plus sec.

Le schéma ci-dessous donne l’évolution de la teneur en humidité de l’air du local (xi) en fonction du taux de ventilation (ou taux de renouvellement) « n » (en h-1).

Evolution de x_i en fonction de n.

x_e = 3 g/kg; D = 0,1 kg/h; V = 32,5 m³; x_i = x_e + 2,538/n.

avec,

x_e : teneur en humidité de l’air extérieur;
D : production d’humidité dans le local;
V : volume du local
n : le taux de renouvellement (h^-1).

On constate que :

Des taux de ventilation très bas ont pour conséquence des teneurs en humidité très élevées de l’air intérieur.
Une trop forte augmentation du taux de ventilation n’a pratiquement plus d’influence sur la teneur en humidité de l’air du local, mais par contre va augmenter la consommation d’énergie pour le chauffage du bâtiment.

Le renouvellement d’air se fait soit de manière correcte par un système de ventilation contrôlée ( mécanique – simple ou double flux- ou naturelle), soit, de manière « archaïque », par de simples infiltrations (au travers des fentes et fissures, par l’ouverture des fenêtres, etc.).

Le renouvellement d’air par les infiltrations

Le renouvellement d’air par de simples infiltrations se rencontre encore très souvent dans les écoles. Mais si le bâtiment est trop étanche, le renouvellement d’air peut être insuffisant et cela peut mener à des problèmes de condensation superficielle. De toute façon, le renouvellement d’air par les infiltrations ne constitue pas une manière correcte d’assurer la ventilation. En effet, les défauts d’étanchéité peuvent être à l’origine d’une condensation interstitielle, c.-à-d.. une condensation à l’intérieur des éléments de construction (murs, toitures, etc.) et non pas à leur surface. En effet, l’air chaud et humide qui passe au travers de ces défauts d’étanchéité rencontre des éléments de plus en plus froids et la vapeur d’eau qu’il contient condense dès que des températures suffisamment basses sont atteintes. Dans une toiture inclinée, la condensation va provoquer des dégâts (moisissures, pourrissement, etc.).
Ainsi, mieux vaut un bâtiment étanche à l’air avec un système de ventilation contrôlé, tant pour éviter les problèmes de condensation interstitielle, que pour économiser l’énergie ou que pour assurer le confort.

Étanchéité à l’air des bâtiments

Une mauvaise étanchéité du bâtiment ne se voit pas forcément lors d’une inspection à l’œil nu.

Des murs extérieurs sans finition intérieure engendrent une mauvaise étanchéité. Les toitures inclinées sont souvent très perméables à l’air lorsque la finition intérieure est disjointe, incorrecte ou absente.

L’étanchéité à l’air dépend en grande partie de la conception et de la qualité d’exécution des détails de construction. L’utilisation de blocs de béton non plâtrés, par exemple, peut mener à une très mauvaises étanchéité du bâtiment. Le simple fait de recouvrir ces blocs d’une couche de peinture assez épaisse (équivalent à un plafonnage pour ce qui est de l’étanchéité à l’air) peut diviser par 10 la perméabilité à l’air.

Une mauvaise étanchéité peut être due aux fuites que représentent les ouvertures entre locaux à l’intérieur du volume protégé et en dehors de celui-ci.

L’étanchéité à l’air d’un bâtiment n’est pas nécessairement uniforme, elle peut être différente d’un local à l’autre.

Les anciens châssis sont, en général, perméables à l’air; les nouveaux sont beaucoup plus étanches.

Si vous voulez en savoir plus sur l’évaluation de l’étanchéité d’un bâtiment, cliquez ici !

Le renouvellement d’air par une ventilation contrôlée

Une ventilation de bâtiment est correcte si elle est contrôlée. Cela implique une amenée d’air extérieur dans certains locaux et une évacuation de l’air intérieur humide dans d’autres.

La ventilation des bâtiments doit répondre à la réglementation wallonne et à la norme NBN D 50-001. Les débits de ventilation y sont, entre autres, définis.

La réglementation wallonne est d’application depuis le 1er décembre 1996.
Elle concerne les logements, les bâtiments d’hébergement (hôpitaux, homes, hôtels, internats, casernes, prisons, …), les bâtiments scolaires (y compris centre PMS) et les immeubles de bureaux (administration d’une entreprise, d’un service public, d’un commerce) ou les bâtiments qui, à la suite d’une modification de leur utilisation, sont affectés à l’une ou l’autre de ces destinations.

La ventilation peut se faire de manière naturelle ou mécanique. Selon que l’extraction ou/et l’évacuation se font de manière naturelle ou mécanique, on parle de système A, B, C ou D (Norme NBN D 50-001).

		Évacuation d’air
		Naturelle	Mécanique
Amenée d’air	Naturelle	Système A	Système B
Amenée d’air	Mécanique	Système C	Système D

Le respect de la norme ne suffit pas à garantir que les bâtiments seront correctement ventilés les occupants sont simplement assurés qu’ils disposent de la possibilité de ventiler correctement.

Pour évaluer correctement la ventilation contrôlée de votre bâtiment, cliquez ici !

Des ponts thermiques

Un pont thermique est un point faible dans l’isolation thermique de l’enveloppe du bâtiment.
En hiver, au droit d’un pont thermique, la température de surface de la paroi à l’intérieur du bâtiment est plus basse que celle des surfaces environnantes. Si la température à cet endroit est égale ou inférieure à la température de rosée de l’air intérieur, il va y avoir condensation superficielle.

Pour une paroi, la connaissance des résistances thermique des différentes couches permet de déterminer la température intérieure de surface (θ_oi) pour une température extérieure (θ_e) et une température intérieure (θ_i) données.

La connaissance de cette valeur détermine le facteur de température τ de la paroi.

Au droit d’éléments de construction ou de ponts thermiques complexes, il est difficile de déterminer la température intérieure de surface en un point (θ_oi) manuellement. Ce calcul se fait par programmes informatiques (basés, par exemple, sur la méthode des éléments finis ou des différences finies). Il donne les valeurs du facteur de température τ en différents points du pont thermique et donc le facteur de température minimum τ min.

avec,

θ_{oi min} : la température intérieure de surface minimum du pont thermique.

Exemple.

τ₁ = 0,585;
τ₂ = 0,8;
τ₃ = 0,91;
τ₄ = 0,455;
τ₅ = 0,61;
τ₆ = 0,55;
τ₇ = 0,6;
τ₈ = 0,84.

τ_min = τ₄ = 0,455

Le facteur de température en différents points d’un pont thermique est entièrement déterminé par la configuration et la constitution du pont thermique. Il caractérise le pont thermique. Une fois déterminé, il va donc permettre de calculer la température intérieure de surface (θ_oi) en ce point pour n’importe quelles températures extérieure (θ_e) et intérieure (θ_i) données.

Ainsi, alors que pour une paroi, la résistance thermique d’une paroi permet d’évaluer la température de surface intérieure, pour un pont thermique, c’est la connaissance du facteur de température τ qui permet de l’évaluer.

Une température intérieure des locaux trop faible

Il y a risque de condensation superficielle sur une surface intérieure d’un local si la température de surface (θ_oi) est égale ou inférieure à la température de rosée(θ_d) de l’air intérieur. Or, pour une température extérieure (θ_e) donnée, la température intérieure de surface des parois (θ_oi) dépend non seulement de la résistance thermique de la paroi, mais également de la température intérieure du local.

Donc au plus l’air intérieur est chauffé, au plus la température de surface est élevée, au moins le risque de condensation superficielle est grand.

Si un local est non chauffé, il convient donc de prendre des mesures pour que la vapeur d’eau produite dans les locaux occupés ne puisse y pénétrer.

D’autre part, dans les locaux non chauffés, le niveau d’isolation a une influence non négligeable sur la température moyenne du local : dans des bâtiments bien isolés, les locaux non chauffés sont beaucoup plus chauds que dans les bâtiments identiques mais non isolés.

Exemple : maison unifamiliale (Pleiade)

Influence du niveau d’isolation sur la température du grenier dans la maison PLEIADE
Niveau d’isolation	K23	K27	K35	K45	K55	K70
Température moyenne du grenier non chauffé	13,4	13,4	12,3	11,6	10,6	10,0

Lien entre les différents paramètres et évaluation d’un risque de condensation superficielle

1. Calcul de l’humidité absolue de l’air intérieur (x_i) (sans formation de condensation superficielle)

Si, dans un local avec une production d’humidité D (kg/h) et un renouvellement n (h^-1) (c.-à-d. un volume de ventilation nV (m³/h)), de la condensation ne se forme à aucun endroit, on peut poser, en régime stationnaire, que la quantité d’humidité évacuée avec l’air ventilé par unité de temps est égale à la somme de la quantité d’humidité apportée avec l’air ventilé par unité de temps et de la quantité de vapeur d’eau produite dans le local.

Ce raisonnement conduit à la relation (voir NIT 153, annexe page 77) :

avec,

xi : teneur en humidité de l’air du local (g_eau/kg_air)
φ_e : humidité relative (%) de l’air extérieur
x_se : teneur en humidité de saturation de l’air extérieur (g_eau/kg_air)
D/nV : rapport entre la production d’humidité (kg/h) et le débit de ventilation dans le local (m³/h)

2. Calcul du point de rosée de l’air du local (θ_d)

On peut calculer la température de rosée (θ_d) correspondant à la teneur en humidité du local (xi) à partir du diagramme de l’air humide.

Humidité relative de l’air en fonction de la teneur absolue en humidité de l’air (x) et de la température de l’air (θ).

Ambiance intérieure (point A) : xi = 8,7 geau/kgair; θ_i = 20°C –> θ_d= 12°C

3. Calcul de valeurs intermédiaires

Pour différentes valeurs de température intérieure (θ_i) et différentes valeurs de température extérieure (θ_e), on peut calculer la valeur :

4. Évaluation du risque de condensation

Il ne se formera pas de condensation sur une paroi intérieure d’un local ou sur la face intérieure d’un pont thermique si :

avec,

θ_{oi min} = température intérieure de surface minimale
θ_d : température de rosée

avec,

τ_min : facteur de température minimum d’un pont thermique ou facteur de température d’une paroi

5. Exemple d’évaluation du risque de condensation

Si vous souhaitez voir, par un exemple, comment évaluer concrètement le risque de condensation au droit d’un pont thermique dans un immeuble de bureau, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Niveau d’éclairement

Définition du niveau d’éclairement

La quantité de lumière est caractérisée par le niveau d’éclairement exprimé en lux (lx).

20 lux représentent le seuil de perception; les autres valeurs usuelles (et recommandées dans les normes) sont généralement séparées par un facteur approximatif de 1.5 et représentant la plus petite différence significative entre deux niveaux d’éclairement.

20 30 50 75 100 150 200 300 500 750 1 000 1 500 2 000 3 000 5 000

Impact sur le confort visuel

Visibilité des objets

Au travail, une bonne visibilité de la tâche visuelle et de son environnement est particulièrement nécessaire et fortement influencée par les caractéristiques de l’éclairage. Des objets qui peuvent être reconnus facilement et dont on peut distinguer aisément des détails, peuvent devenir indistincts et même plus du tout perceptibles lorsqu’il fait plus sombre.

Performance

La performance visuelle est un taux d’évaluation du système visuel utilisé pour quantifier les aptitudes d’une personne à détecter, identifier et analyser les détails entrant dans son champ de vision, en se fondant sur la vitesse, la précision et la qualité de sa perception. La performance visuelle dépend entre autres :

des caractéristiques propres de la tâche à accomplir,
de l’acuité visuelle de l’observateur,
de la nature de l’arrière-plan,
des conditions d’éclairage,
des perturbations distrayant l’attention,
…

La visibilité de la tâche est utilisée pour relier la performance visuelle aux paramètres de l’éclairage sans tenir compte de l’attitude de l’observateur à l’égard de la tâche.

La visibilité qui caractérise une tâche est déterminée par la visibilité du détail critique. D’une manière générale, la visibilité du détail dépend de :

sa dimension angulaire et sa forme,
sa luminance et sa couleur,
son contraste par rapport au fond immédiat,
sa position dans le panorama visuel,
la luminance d’adaptation,
l’état du système visuel (âge de l’observateur),
le temps d’observation,
…

Sous un éclairement
de 500 lux.

Sous un éclairement
de 50 lux.

Lorsque le niveau d’éclairement diminue, un texte écrit suffisamment grand restera parfaitement lisible, alors qu’un texte écrit petit deviendra plus difficile à lire.

Impact sur les travailleurs

« Malheureusement », l’œil humain s’adapte très rapidement aux différentes ambiances lumineuses qu’il rencontre. Il est donc difficile de percevoir qu’une ambiance lumineuse n’est pas correcte. En situation d’équilibre, on parle de niveau d’adaptation auquel correspond la luminance d’adaptation qui affect

l’acuité visuelle,
la sensibilité aux contrastes.

En pratique, les mesures de luminance étant difficiles et coûteuses et dans un but de simplification, les recommandations relatives à ces luminances sont formulées directement en valeur d’ÉCLAIREMENT (d’où l’utilisation du luxmètre).

Sur cette base, un niveau d’éclairement insuffisant entraîne progressivement une diminution du pouvoir de perception. Cela peut occasionner un plus grand pourcentage d’erreurs dans les manipulations et un risque accru d’accidents.

Les valeurs d’éclairement recommandées en fonction du type d’activité ou de local peuvent être trouvées dans différentes normes.

Valeurs caractéristiques et représentation

Niveau d’éclairement

On distingue trois types de niveaux d’éclairement sur une grille de calcul ou de mesure lorsqu’on désire réaliser un projet d’éclairage :

E min étant le niveau d’éclairement minimum sur un point de la grille,
E max, le niveau d’éclairement maximum sur un point de la grille,
E moyen, la moyenne de tous les niveaux d’éclairement des points de la grille.

Le niveau d’éclairement moyen Em ou Emoyen est la valeur prise comme référence pour définir les niveaux d’éclairement utilisés par le RGPT ou les normes traitant d’éclairage. On définit aussi l‘uniformité comme étant le rapport entre E min et E moyen.

Courbe isolux

Les courbes isolux s’apparentent aux courbes de niveaux d’éclairement.

Niveau de gris

C’est une autre représentation plus visuelle des courbes isolux.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Normes en matière d’eau chaude sanitaire

Normes européennes (reprises dans les normes belges)

Il existe 3 normes relatives aux systèmes de production d’eau chaude sanitaire :

NBN EN 26 (1997) : « Appareils de production instantanée d’eau chaude pour usages sanitaires équipés de brûleurs atmosphériques utilisant les combustibles gazeux ».

NBN EN 89 (1999) (et annexes 1 et 2) : « Appareils de production d’eau chaude par accumulation pour usages sanitaires utilisant les combustibles gazeux ».

NBN EN 625 (1995) : « Chaudières de chauffage central utilisant les combustibles gazeux exigences spécifiques à la fonction eau chaude sanitaire des chaudières à deux services dont le débit calorifique nominal est inférieur ou égal à 70 kW ».

Ces normes définissent principalement la classification des systèmes en fonction du gaz utilisé, des modes d’amenée d’air et d’évacuation des gaz brûlés. Elles présentent également les essais qu’il faut effectuer pour mesurer les caractéristiques thermiques du système.

En matière d’efficacité énergétique, ces normes imposent des valeurs minimum de rendement pour chacun des systèmes :

Système	Rendement instantané de production min (dans lesconditions d’essai)	Consommation d’entretien max (C = volume utile du ballon en Iitres, Q_n = débit calorifique de l’appareil)	Puissance de la veilleuse éventuelle	Divers
Instantané gaz	84 % pour les appareils de plus de 10 kW 82 % pour les appareils de plus de 10 kW	–	Max 0,17 kW	Temps max de montée en température ₍₁₎ 25 s si P < 17 kW 35 s si P > 17 kW
Accumulation gaz	84 % pour les appareils sans condensation 98 % pour les appareils à condensation	11 x C ^2/3 + 0,015 Q_nsi temps de réchauffage < 45 min 9 x C ^2/3 + 0,017 Q_nsi temps de réchauffage > 45 min		Température minimum de l’eau puisée ₍₂₎ (t_r et t_c = température de l’eau froide et chaude en °C): t_r + 0,9 (t_c -t_r ) après 70 % de volume puisé t_r + 0,6 (t_c -t_r ) après 85 % de volume puisé
Chaudières mixtes		0,014x C ^2/3 + 0,02 Q_n

₍₁₎ Le temps de montée en température définit le temps durant lequel le brûleur doit fonctionner avant que l’eau puisée atteigne la température voulue, temps influençant le rendement saisonnier de production.

₍₂₎ La température minimum de l’eau définit l’efficacité du volume du ballon de stockage. En effet lorsque l’on puise de l’eau chaude, le ballon se rempli d’eau froide se mélangeant partiellement. Il en résulte une température moindre de l’eau dans le ballon. Par exemple, la température de stockage de l’eau est de 60°, la température de l’eau froide est de 10° et la température souhaitée au puisage est de 35°. Si dans ce cas, le mélange était total dans le ballon entre eau chaude et froide, après avoir puisé la moitié du ballon, la température de puisage chuterait sous 35°, la deuxième moitié du stockage devenant inutilisable. Il faudrait donc dans ce cas choisir un ballon deux fois plus grand que si la stratification des températures dans le ballon était totale, avec les pertes complémentaires que cela entraîne. Dans ce dernier cas idéal mais théorique, on peut puiser la totalité du ballon à une température de 60°, le ballon se remplissant d’eau restant à 10° car ne se mélangeant pas. C’est l’incertitude sur ce phénomène qui conduit souvent les bureaux à prendre d’importantes marges de sécurité dans leur dimensionnement.

Projet de labellisation européenne

Il existe au niveau européen un projet de norme pour la détermination du rendement des installations de production sanitaire (Pr EN 13302). Ce projet n’a pas encore été approuvé par les pays membres. Cette norme devrait servir de base à un projet de labelisation appareils de production (groupe de travail CEN TC 109 WG 4).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Diminuer les consommations d’énergie

Dans le générateur

Pertes

Dans le générateur, il n’y a pas ou de perte de vapeur sous forme de condensats mis à l’égout. En effet, la vapeur se refroidit au contact des parois en cédant sa chaleur de condensation et les condensats , issus de la transformation de la vapeur en eau, réintègrent la phase liquide; ce qui veut dire qu’il n’y a pas d’appoint d’eau osmosée. Cependant, les pertes au travers des parois sont compensées par la réchauffe supplémentaire de l’eau condensée de manière à reformer la vapeur perdue. On a donc intérêt à isoler au maximum les parois du générateur sachant qu’il y a toujours un compromis à trouver entre le prix de l’investissement dans un isolant par rapport à la réduction des déperditions engendrées.

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant la détermination théorique des pertes.

La fiche technique d’un constructeur de stérilisateur, sur laquelle repose le calcul théorique des pertes, montre que les pertes au travers des parois du générateur sont de l’ordre de 0,8 [kW].
Ce qui représente au cours d’une année de fonctionnement de la stérilisation une surconsommation d’électricité de l’ordre de:

On a :

Consommation annuelle = 0,8 [kW] x 4 000 [h]

Consommation annuelle = 3 200 [kWh/an]

Où les 4 000 [h] représentent la durée totale maximale de fonctionnement de la stérilisation; soit :

14 [h/jour],
5,5 [jour/sem],
52 [sem/an].

En réalité, le personnel de stérilisation arrive tant bien que mal à prendre congé sur l’année mais ils sont compensés par les nombreux rappels de garde de nuit ou de WE.

On consigne ces résultats dans le tableau suivant :

Type de consommation	Consommation annuelle [kWh/an]	Coût unitaire [€/kWh]	Coût total [€/an]
électrique	3 200	0,11	352

Amélioration

Dans une installation existante, les actions d’amélioration de l’isolation sont limitées. En effet :

De part l’imposition auprès des constructeurs de limiter les températures de contact (risque de brûlure), les équipements sont en général isolés correctement.

Il n’est pas facile par après d’augmenter les épaisseurs d’isolant car beaucoup de tuyauteries encombrent l’espace autour des équipements.

Les faces avants des générateurs où se situent les têtes des résistances électriques pourraient être isolées par des coques préformées. Mais ne faut-il pas garder un certain échange entre la tête et l’ambiance ? Sans quoi la résistance électrique pourrait-elle « claquer » ?

Face avant de générateur.

les professionnels de la maintenance des équipements de stérilisation évoquent que l’isolation risque de masquer les fuites de vapeur.

N’empêche, toutes ces bonnes raisons ne sont pas suffisantes pour bannir toute amélioration. Pour s’en convaincre, il suffit d’évaluer la performance énergétique d’une isolation même partielle et sa rentabilité à court terme.

Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’une cuve.

Dans la distribution

Pertes

Dans la distribution, il n’y a pas ou peu de perte de vapeur sous forme de condensats mis à l’égout si les conduites d’alimentation sont inclinées en pente douce vers le générateur. En effet, comme dans le cas du générateur, la vapeur se refroidit au contact des parois en cédant sa chaleur de condensation. Si la distribution est conçue en pente douce, les condensats, issus de la transformation de la vapeur en eau, réintègrent la phase liquide du générateur; ce qui veut dire qu’il n’y a pas d’appoint d’eau osmosée. Cependant, les pertes au travers des parois sont aussi compensées par la réchauffe supplémentaire de l’eau condensée de manière à reformer la vapeur perdue. On a donc intérêt à isoler au maximum les conduites de distribution.

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant la détermination théorique des pertes.

Amélioration

Dans une installation existante, sauf si bien entendu l’isolant initial est enlevé, le constructeur est tenu, en principe de prévoir un isolant de manière à réduire les risques de brûlure (température de contact limitée à 50 °C).

Quelques centaines de W perdus.

Néanmoins, rare sont les installations où la distribution de la vapeur est isolée correctement. De nouveau, le sacro saint manque de visibilité de fuite de vapeur apparaît comme un argument de poid de la part des constructeurs pour ne pas isoler correctement les tuyauteries.

Faux naturellement, car on pourrait en déduire que les équipements non isolés sont susceptibles d’avoir des fuites (et la fiabilité ?).

Sachant qu’une conduite en cuivre de diamètre de 15 mm et de 1 m de long équivaut à une perte de l’ordre de 90 W, il est utile d’isoler au maximum.

Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’une conduite.

Dans la double enveloppe

Pertes

La double enveloppe entoure la chambre de stérilisation et lui sert d’antichambre ou de réserve de vapeur.

Complexité de l’isolation de la double enveloppe.

Sa surface développée est assez importante et de forme complexe. Cette surface est assez déperditive et nécessite de nouveau de l’isoler correctement; ce qui n’est pas chose aisée. De plus, l’isolation n’étant pas parfaite, la déperdition réelle est toujours plus important que celle calculée par le programme suivant:

Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’une cuve parallélépipédique ou cylindrique.

Comme pour la distribution, il nécessaire de savoir si les condensats qui traduisent l’importance des déperditions des parois, sont évacués à l’égout ou recyclés. Les constructeurs ont mis des systèmes au point qui permet de récupérer les condensats dans le générateur par simple gravité ou par pompage. Dans d’autres systèmes, ils sont jetés à l’égout.

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant la détermination théorique des pertes

La moins bonne des solutions se trouve reprise dans la théorie où la plupart des condensats sont rejetés à l’égout.

Amélioration de l’isolation

D’origine, la cuve en général est bien isolée mais il faut veiller à ce qu’elle le reste suite aux différentes interventions de maintenance.

Récupération des condensats

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant l’évaluation des pertes.

Dans le cas qui a été pris pour l’évaluation théorique, les coûts engendrés par la pertes d’énergie dans les condensats et dans la consommation d’eau osmosée sont :*

Consommations électriques	Quantité total [kWh/an]	coût unitaire [€/kWh]	coûts [€/an]
Au démarrage	3 120	0,11	343
Entre les cycles	6 694		736
Pendant les cycles	2 516		276

Consommations eau osmosée	Quantité total [litres/an]	coût unitaire [€/litre]	coûts [€/an]
Au démarrage	4	2.75	11
Entre les cycles	48		132
Pendant les cycles	20		55
Coût total			1 553

Dans le cas où les condensats ne sont pas récupérés suite à leur évacuation de l’installation vers l’égout depuis les pièges à eau (pas de récupération par gravité vers le générateur), il est raisonnable de penser que pour la valeur de 1 553 [€/an] d’économie on peut tout à fait investir dans un système de récupération composé de :

ballon isolé de récupération;
pompe à condensats refoulant vers le générateur;
anti-retour;
régulation en fonction de la demande de vapeur.

Bac tampon et pompe d’alimentation du générateur.

Ce système permettrait d’une part de réduire les consommations d’eau osmosée perdues à l’égout et d’autre part de réduire la consommation électrique des résistances chauffantes du générateur (l’eau froide amenée de l’osmoseur est réchauffée par les condensats chauds.

Dans les nouvelles générations de stérilisateur, le générateur se trouve sous la cuve du stérilisateur; ce qui permet de récupérer pratiquement l’entièreté des condensats.

Dans les installations centralisées, on s’arrange pour repomper les condensats de la double enveloppe vers le générateur.

Dans la chambre de stérilisation

Pertes

La formation de condensats dans la chambre de stérilisation est due au refroidissement de la vapeur au contact de la charge et des parois de la chambre (essentiellement les parois des portes). Ces condensats ne peuvent pas être récupérés puisqu’ils sont censés être contaminés. Ils sont donc évacués à l’égout via la pompe à vide.

Amélioration de l’isolation

L’isolation des portes de la chambre de stérilisation est prévue d’origine et il n’est pas possible de l’améliorer.

Récupération des condensats

Pour améliorer la récupération des condensats dans la pompe à vide.

Dans la zone technique

La zone technique, comme son nom l’indique, est l’espace qui comprend les équipements du stérilisateur

le stérilisateur proprement dit et sa double enveloppe,
le générateur de vapeur,
la pompe à vide,
la distribution,
les accessoires.

Cet espace est séparé des zones :

« propre » dans laquelle on prépare le matériel à stériliser,
« stérile » dans laquelle on stocke le matériel passé dans les stérilisateurs.

Déchargement automatique en zone stérile.

Les séparations sont franches entre les trois zones sachant que :

la zone propre a un degré d’hygiène assez élevé,
la zone stérile est censée être stérile,
la zone technique a un degré de propreté non précisé.

Dans la zone technique, Il fait chaud en permanence et les températures peuvent monter jusqu’à 30-35 °C. C’est le résultat d’une concentration excessive d’apports internes. L’isolation des parois chaudes est primordiale pour réduire les déperditions et indirectement les consommations de vapeur et d’énergie. Toutefois, il n’est pas possible de réduire drastiquement les déperditions; d’où la nécessité de placer une extraction.

Normalement, des gradients de pression doivent permettre de réduire le risque de contamination des zones propre et stérile par la zone technique. Il faut donc s’arranger pour mettre la zone technique en dépression; ce qui tombe bien puisque l’on veut extraire les calories.

De plus, en pratique, les zones stériles et propres sont souvent climatisées de part la présence d’apports internes très importants. Vu la nécessité de maintenir la zone technique en dépression et à une température raisonnable (l’électronique de régulation n’aime pas des températures supérieures à 30 °C), l’idéal est de pratiquer une fuite contrôlée d’air depuis la zone propre vers la zone technique; la zone stérile étant étanche. Donc la zone technique peut être légèrement refroidie par l’air de la zone propre.

On se rend bien compte que le bilan énergétique risque d’être mauvais, si l’isolation des équipements de la zone technique n’est pas optimale :

En période chaude, l’air chaud extrait du local technique doit être évacué à l’extérieur et l’énergie est perdue.

En période froide, il doit être récupéré soit pour chauffer le quai fournisseur (en général à proximité), soit recyclé dans le circuit de ventilation de la stérilisation (en zone « sale » par exemple moyennant un système de filtration adéquat).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Débits de ventilation dans la laverie

Les différentes méthodes ci-dessous nous ont été communiquées par un fabricant. Les débits donnés sont à extraire.

Méthode du renouvellement horaire en fonction du local

Selon la norme allemande VDI 20.52

Le débit est de 120 m³/h par m² de local.

Cette valeur n’est acceptable que pour les petites cuisines (< 300 repas).

Selon Recknagel

Le débit correspond à un renouvellement horaire de 10 à 15.

Ces valeurs sont relativement faibles. Un renouvellement horaire de 20 à 25 est préférable.

Ces valeurs ne sont acceptables que pour des laveries installées dans des locaux d’une certaine grandeur (> 300 repas).

Certains fabricants parlent même d’un renouvellement horaire de 20 à 40.

Méthode en fonction du type de machine à laver

Machines à capot

Les machines à capot sont installées dans les cuisines relativement petites (< 150 repas).

Une hotte pour vapeur non grasse doit être installée au-dessus de la machine. Son débit sera de 1 000 m³/h.

Machines à paniers

Dans un local avec machine à paniers, il faut prévoir :

un raccordement avec interposition d’un cône (*) à la tubulure d’évacuation de la machine,
une hotte de captation des buées à la sortie de la machine,
une extraction supplémentaire dans le local ou à l’entrée de la machine.

* le cône permet au ventilateur de la machine de régler exactement le débit à extraire dans la machine. Sans lui, le ventilateur en toiture risquerait de tout « régimenter ». Les débits extraits dans la machine seraient trop importants et risqueraient d’empêcher le séchage.

Les débits correspondant à ces 3 extractions sont donnés dans le tableau suivant :

Dimensions de la machine (paniers/h)	Raccordement à la tubulure d’échappement (m³/h)	Hotte à la sortie de la machine (m³/h)	Extraction dans le local (m³/h)	Total (m³/h)
90	700	300	1 500	2 500
120	900	300	2 000	3 200
160	1 000	300	2 000	3 300
200	1 200	300	2 500	4 000

Hotte à la sortie ou à l’entrée de la machine.

Machine à convoyeurs

Dans un local avec machine à convoyeurs, il faut prévoir :

Un raccordement avec interposition d’un cône (*) à la tubulure d’évacuation de la machine.
Une hotte de captation des buées à la sortie de la machine.
Une extraction supplémentaire dans le local ou à l’entrée de la machine.

Les débits correspondant à ces 3 extractions sont donnés dans le tableau suivant :

Dimensions de la machine (assiettes : diam. : 260mm)	Raccordement à la tubulure d’échappement (m³/h)	Hotte à la sortie de la machine (m³/h)	Extraction dans le local (m³/h)	Total (m³/h)
1 500	800	300	2 500	3 600
2 500	800	300	2 700	3 800
3 000	800	300	2 700	3 800
3 500	1 000	300	3 000	4 300
4 000	1 000	300	3 000	4 300
5 000	1 000	300	3 500	4 800

Méthode en fonction de la puissance de la machine à laver

Cette méthode se base sur la Norme allemande VDI 20.52. Elle s’appuie sur le dégagement calorifique spécifique des appareils. Elle considère les quantités de chaleur sensible et de chaleur latente dissipées dans l’ambiance pour 1 kW de puissance raccordée.

Elle prévoir un débit de 24 l/sec (86 m³/h) (hotte à extraction simple) par kW de puissance de la machine à laver.

Méthode en fonction des dégagements de chaleur des machines à laver

Cette méthode est utilisée pour une laverie importante ou une laverie industrielle.

Le fournisseur doit fournir les caractéristiques suivantes de la machine :

les pertes de chaleur des moteurs,
les pertes de chaleur par la carrosserie de la machine et du tunnel de séchage,
les pertes de chaleur du surchauffeur,
les fuites de vapeur,
les débits d’extraction à assurer à l’entrée et à la sortie de la machine.

L’extraction du local, complémentaire aux extractions à l’entrée et à la sortie de la machine, devra assurer la dissipation de toute la chaleur produite.

Exemple.

Une laverie industrielle assurant le lavage de la vaisselle d’une cuisine servant 2 500 repas est équipée de 2 machines à laver dont les caractéristiques sont les suivantes :

les pertes de chaleur des moteurs : 2 955 W,
les pertes de chaleur par la carrosserie de la machine : 880 W,
les pertes de chaleur par la carrosserie du tunnel de séchage : 12 000 W,
dont 50 % dans l’ambiance (6 000 W) et 50% repris par la hotte (6 000 W),
les pertes de chaleur du surchauffeur (pour le rinçage) : 490 W,
les fuites de vapeur : 7 056 W,
dont 20 % dans l’ambiance (1 410 W) et 80 % repris par la hotte (5 6460W),
débit d’extraction à assurer à l’entrée de la machine : 700 m³/h,
débit d’extraction à assurer à la sortie de la machine : 2 500 m³/h.

Calcul de l’extraction du local (complémentaire aux extractions à l’entrée (700 m³/h x 2) et à la sortie (2 500 m³/h x 2) de la machine) :

– Puissance dissipée dans l’ambiance :

(2 955 + 880 + 6 000 + 490 + 1 410) x 2 = 11 735 x 2 = 23 470 W

– Débit d’air à prévoir pour assurer l’évacuation de cette chaleur (pour une différence de température entre l’air ambiant et l’air soufflé de 10 K) :

P = q x c x δT

Où :

P : puissance dissipée dans l’ambiance (W)
q : débit d’air insufflé (m³/h)
c : chaleur spécifique de l’air (0,34 Wh/m³x°C)
δT : différence de température entre l’air ambiant et l’air soufflé (°C)

d’où,

	P		23 470
q =	______	=	________	=	6 904 m³/h
	c x dT		0,34 x 10

En plus des 1 400 m³/h (2 x 700) à extraire à l’entrée de la machine,
et des 5 000 m³/h (2 x 2 500) à extraire à la sortie de la machine.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer le débit d’air

La mesure du débit d’air

La mesure des débits d’air d’un système de ventilation est nécessaire pour effectuer un réglage optimal, pour vérifier le fonctionnement réel et la conformité des débits de l’installation et finalement pour repérer des erreurs d’installation ou des fuites.

La mesure du débit (q) consiste en fait en une mesure de la vitesse de l’air (v) que l’on multiplie ensuite par la section de passage (S) :

q = v x S

Où mesurer le débit d’air

La norme NBN EN 12599 (Ventilation des bâtiments – Procédures d’essai et méthodes de mesure pour la réception des installations de ventilation et de climatisation installée) décrit quatre méthodes de mesure de débits d’air :

au niveau des bouches d’air;
sur la section droite d’un conduit;
avec dispositif d’étranglement;
et sur la section droite d’une chambre ou d’un dispositif.

Elle recommande la mesure en conduit si une section est accessible et appropriée.

Au niveau de la bouche d’air

Pour mesurer la vitesse de l’air au droit d’une bouche, il faut tenir compte de ses caractéristiques : son ouverture, la direction et la répartition du flux vont influencer la forme de l’écoulement à la sortie de celle-ci. Sur les bouches d’extraction, les flux d’air ne sont pas homogènes, ce qui ne permet pas de déterminer une vitesse moyenne par balayage. Pour obtenir des mesures cohérentes et reproductibles, il est préférable de :

envelopper la bouche d’extraction d’un cône canalisant les veines d’air vers l’appareil de mesure;
centrer correctement le cône de l’appareil sur la bouche;
ouvrir la bouche de manière raisonnable;
avoir installé des bouches accessibles et facilement mesurables.

Au niveau d’une bouche d’air, la mesure des débits pourra se faire grâce à un anémomètre à hélice, un débimètre à compensation ou encore grâce à la méthode du sac. Les petites sondes avec cône sont également possibles mais sont moins recommandées car la prise de mesure est plus difficile et le pourcentage d’erreur augmente.

Une technique particulière permettant également de mesurer le débit d’air au niveau d’une bouche consiste à placer un conduit supplémentaire de minimum un mètre et de petit diamètre entre la fin du réseau et la bouche sans modifier son réglage et à effectuer la mesure à environ 80 cm de la bouche initiale de la même manière que sur la section droite d’un conduit. Lors d’une telle mesure, il convient tout particulièrement de maitriser les fuites de l’assemblage.

Mesure de débit dans une gaine et au droit d’une bouche.

Sur la section droite d’un conduit

La mesure de débit dans un conduit doit quant à elle être réalisée sur une section droite suffisamment longue (plus de 10 fois le diamètre en amont de la mesure et 3 fois en aval) pour éviter les turbulences. Elle est réalisée à l’aide d’une petite sonde (anémomètre à hélice de petite taille, anémomètre à fil chaud ou tube de Pitot).

Comme au niveau d’une bouche d’aspiration ou de soufflage, la vitesse n’est pas uniformément répartie sur toute la section de passage dans un conduit (frottement sur les parois, turbulences, …). Mais pour des conduits de diamètres inférieurs à 16 mm une seule mesure suffit en son centre. On utilise alors un facteur de correction pour rendre compte du profil des vitesses. Par contre, si le conduit est de plus grande dimension, il faut procéder à une série de mesures en balayant uniformément la sonde de mesure sur toute la section et procéder à une moyenne arithmétique des mesures pour estimer le débit passant. On préférera dès lors un appareil muni d’un dispositif intégrateur qui réalise la moyenne enregistrée sur 15 ou 30 secondes. Dans les deux cas, il convient de :

effectuer le(s) trou(s) sans bavures ;
maintenir fermement la sonde et correctement orientée dans l’axe et le bon sens du flux ;
rendre accessible le conduit, ce qui n’est pas toujours possible ;
faire attention aux fuites d’air ;
reboucher correctement le(s) trou(s) après la mesure.

Finalement, il ne faut pas perdre de vue que si une partie de l’air est recyclé, le débit mesuré n’est pas le débit d’air neuf. Il faut en effet connaître le taux de recyclage pour pouvoir l’évaluer.

Avec un dispositif déprimogène

L’installation de ventilation complète contient souvent des dispositifs particuliers qui entrainent une différence de pression : diaphragme, clapet, échangeur de chaleur, atténuateurs acoustiques, bouches d’air, filtre, etc. Normalement, ces dispositifs sont étalonnés et leurs données sont connues. Les pertes de charges associées aux dispositifs permettent alors de calculer le débit d’air si une relation claire existe et que les conditions correspondent à l’étalonnage de l’appareil. La différence de pression avant/après le dispositif déprimogène est mesurée grâce à un manomètre.

Recommandations générales

Outre les recommandations particulières suivant l’endroit de la prise de mesure, le CSTC dans son étude OPTIVENT donne en plus plusieurs conseils généraux afin de favoriser la mesure et d’en diminuer l’erreur :

faire étalonner les instruments de mesure régulièrement auprès du fabricant ou d’un laboratoire spécialisé.
protéger les appareils contre les chocs et la poussière notamment.
effectuer la mesure dans une position confortable.
maintenir fermement et sans bouger l’appareil lors de la mesure afin de garder l’appareil dans les mêmes conditions durant 5 à 10 secondes le temps que le flux se stabilise.
assurer le contact parfait entre la paroi et l’appareil ou le cône dans le cas d’une mesure au niveau d’une bouche d’air.
prendre plusieurs mesures successives.

De même, en préparation à la mesure, il conseille de :

avoir placé et fermer l’ensemble des portes et fenêtres extérieures.
fermer la ou les portes intérieures du local où se prend la mesure.
ouvrir totalement les bouches d’alimentation ou d’extraction naturelles.
tester en premier lieu le système en position nominale et bloquer les éventuels clapets régit par une ventilation à la demande en position nominale.
remplacer éventuellement le ou les filtres par des neufs
arrêter les autres systèmes qui entrainent une ventilation du local (appareils de combustion, hottes de cuisine, séchoirs, …).
éviter d’effectuer les mesures lors de conditions climatiques extrêmes (par exemple, les périodes de grands vents).

L’étude OPTIVENT à notamment permis d’étudier la justesse de mesure de divers dispositifs dans une application résidentielle et de les classer en méthode fiable (V) ou moins fiable (X) en fonction des conditions de mesure :

Méthode de mesure	Évacuation		Alimentation			Prix indicatif HTVA	Facilité d’utilisation
Méthode de mesure	Bouche suffisamment ouverte et instrument centré ou non	Bouche très fermée	Bouche à flux symétrique, suffisamment ouverte et instrument centré	Bouche à flux symétrique et instrument non centré	Bouche à flux asymétrique ou latéral ou bouche très fermée	Prix indicatif HTVA	Facilité d’utilisation
Mesure au niveau de la bouche d’air
Compensation avec grille	V	V	V	V	V	2 500-3 000	Facile et rapide
Compensation sans grille	V	X	V	V	X	2 500-3 000	Facile et rapide
Anémomètre avec cône	V	X	V	X	X	< 1 000	Facile et rapide
Petite sonde avec cône	X	X	X	X	X	< 1 000	Moins facile
Petite sonde en conduit	V	V	V	Sans objet	< 1 000	Moins pratique et calcul requis
Mesure dans la section droite d’un conduit
Petite sonde en conduit	V	V	V	sans objet	V	< 1 000	Réseau apparent nécessaire et calcul requis
V = méthode fiable X = méthode moins fiable

Source : Centre Scientifique et Technique de la Construction.

Tube de Pitot

C’est le système de mesure le plus utilisé. Il constitue la mesure la plus précise pour les vitesses d’air supérieures à 2,5 à 3 m/s.

Il permet de mesurer la vitesse de l’air par la mesure d’une différence de pression. En effet, la pression dynamique p_d, est fonction de la vitesse de l’air v (p_d= 0,5 ρv², ρ = .. 1,2 .. kg/m³) et est égale à la différence entre la pression totale et la pression statique. Le tube est donc raccordé à un manomètre soit à liquide, soit digital.

Pour ne pas perturber la mesure, il faut être attentif à rester aligné avec le flux d’air (10° d’écart maximum).

Lors de la mesure au droit d’une bouche, la présence d’un cône peut être évitée si on glisse le tube entre les lames de la grille et que l’on effectue plusieurs mesures entre les différentes lames. De préférence, les lames de la grille doivent être placées en position droite.

Mesure dans une gaine et mesure à la sortie d’une bouche.

Anémomètre à hélice

Sondes d’anémomètre à hélice et à fil chaud.

Mesure de débit d’une bouche avec un anémomètre à hélice.

Il existe des anémomètres à hélice de toutes tailles de 15 à 200 mm de diamètre, les petits diamètres permettant les mesures dans les gaines et les grands à la sortie des bouches. Plusieurs possibilités existent : l’hélice peut faire corps ou non avec l’appareil de mesure, avec un cône ou encore être portée au bout d’une tige, ce qui permet des mesures à distance :

Hélice sans cône : pour faire une mesure globale au refoulement d’une bouche de très petite dimension, l’anémomètre à hélice doit être installé dans un convergent-divergent (cône). Les mesures sans cônes sont très peu fiables dans le cas de petites bouches et dans tous les cas, pour plus de justesse de la mesure, on préférera une mesure en conduit si l’utilisation du cône n’est pas possible.
Petite hélice (10 à 20 mm) avec cône : la mesure au centre du cône n’est souvent pas la meilleure pour caractériser le débit d’air de la bouche. Les erreurs de mesures obtenues sont généralement importante (jusqu’à 60%).
Petite hélice (10 à 20 mm) en conduit : la mesure en conduit est a préférée aux autres méthodes avec hélice. Elle est beaucoup plus fiable. Toutefois, elle nécessite d’avoir accès au conduit ce qui est rarement le cas ou de rajouter un bout de conduit entre la fin du réseau et la bouche pour pouvoir effectuer la mesure. Il convient également de faire attention aux éventuelles fuites. La mesure dans un conduit supplémentaire n’est pas fiable pour des vitesses supérieures à 90 m³/h, il occasionne alors une trop grande perte de pression ce qui réduit significativement le débit réel.
Grande hélice (environ 10cm) avec cône : c’est la méthode la plus répandues pour les petites bouches d’air mais pour donner une mesure fiable, il est nécessaire de respecter certaines recommandations pour les mesures sur bouches. En outre, elle est à proscrire lorsque la bouche est très fermée (>3/4 de sa plage de réglage) ou, en alimentation, si le flux est asymétrique ou latéral. Dans tous les cas, plus le cône sera grand et bien centré sur la bouche, plus la mesure sera fiable. Il existe depuis peu un dispositif (court tronçon cylindrique) que l’on ajoute à l’anémomètre et au cône et qui permet de stabiliser le flux ce qui permet d’améliorer les mesures. Comme dans le conduit supplémentaire, la mesure n’est plus fiable pour des vitesses supérieures à 90 m³/h pour les mêmes raisons.

Pour obtenir une mesure précise, l’anémomètre à hélice doit être étalonné régulièrement, les transports, les manipulations, l’exposition à des ambiances plus ou moins polluées pouvant altérer la vitesse de rotation de l’hélice. De plus, l’axe de l’hélice doit être maintenu parallèlement à l’axe de l’écoulement (10° d’écart maximum). L’utilisation de l’anémomètre à hélice est valable pour des vitesses d’air supérieur à 1 m/s.

Anémomètre à fil chaud

Le principe du fil chaud consiste à mesurer la puissance nécessaire au maintien en température du fil qui dépend de la vitesse de l’air. La mesure est souvent combinée à une mesure de température. Ces appareils sont peu sensibles aux chocs mais les poussières peuvent altérer les conditions de refroidissement du fil. Les anémomètres à fil chaud, contrairement aux hélices, permettent de mesurer de très faibles vitesses entre 0.2 et 3 m/s. Comme pour les hélices de petites dimensions, la mesure en conduit est a préférée à l’utilisation d’un cône et une mesure à la bouche d’air.

Débitmètre à compensation

Un débitmètre à compensation est un appareil équipé d’un ventilateur permettant de compenser ses pertes de charge propres et ainsi de ne pas perturber le débit mesuré. Il en existe deux sortes suivant le dispositif de stabilisation du flux. Soit le flux est stabilisé (rapidement) grâce à une grille, soit le flux est stabilisé (lentement) grâce à un long cône et des diffuseurs. La compensation de pression seule ne suffit pas, il faut que le flux soit stabilisé correctement pour augmenter la fiabilité de la mesure. Donc, dans de bonnes conditions de mesures, il est fiable et facile d’utilisation puisqu’il s’adapte à tous types de bouches. Toutefois, il est peu pratique du à son encombrement et son poids, si la bouche n’est pas facilement accessible, et étant donné son coût, il ne se justifie que pour des mesures très fréquentes. Il est à noter que de nouvelles versions sont en développement mais qui n’ont pas encore été testées.

Manomètre

On peut estimer le débit traversant un composant du système de ventilation (filtre, échangeur de chaleur, diaphragme, clapet, etc.) équipé d’une mesure de pression différentielle en connaissant les caractéristiques de l’élément utilisé. Dans leur catalogue, les fabricants indiquent pour chaque élément la perte de charge initiale et le débit pour lequel cette perte de charge est calculée.

Si on dispose d’une mesure de pression différentielle au droit du dispositif, par exemple nécessaire pour optimaliser sa durée de vie, on connaît immédiatement le débit traversant :

débit_réel= (Δp_mesuré/ Δp_catalogue) ^0,5x débit_catalogue

Pour les filtres à poches, ces valeurs sont parfois données pour une poche. Il faut alors multiplier par le nombre de poches pour obtenir le débit total.

Méthode du sac

La mesure d’un débit d’air au niveau d’une bouche d’air grâce à la méthode du sac est moins courante. Elle consiste à fixer sur un cadre autour de la bouche un sac en plastique de mesure enroulé. On mesure alors le temps nécessaire pour amener le sac à une certaine surpression. Si l’étalonnage du volume du sac est correct et qu’il a été correctement fixé (sans fuite), on obtient une bonne estimation du débit en divisant le volume en m³ du sac par le temps de remplissage mesuré en secondes. La mesure d’un débit d’air au niveau d’une bouche d’air grâce à la méthode du sac est moins courante.

Gaz traceurs

Il faut noter que la mesure du débit d’une entrée d’air naturelle n’est pas possible avec un anémomètre étant donné la faible vitesse de l’air au droit de celle-ci. On peut dans ce cas avoir recours à la technique des gaz traceurs pour estimer le débit de ventilation.

Il existe plusieurs méthodes de mesure par gaz traceur

La première consiste à injecter (au temps t₀) dans un local une dose donnée de gaz, donnant lieu à une concentration (C₀) de gaz dans l’ambiance. La concentration de gaz (C₁) diminue ensuite en fonction de l’apport d’air neuf dans le local. Elle est alors mesurée à plusieurs instants successifs (au temps t₁), à plusieurs endroits dans la pièce. La vitesse de décroissance de la concentration en gaz traceur est une mesure du taux de renouvellement d’air β :

β [h ^– 1] = ln (C₀– C₁) / (t₀– t₁)

La deuxième méthode consiste à injecter en permanence un gaz traceur pour maintenir, dans le local, une concentration (C) de gaz constante. L’injection est donc commandée par un régulateur et la sonde de mesure. Le débit d’air neuf (q) du local est donc proportionnel au débit de gaz injecté (q_g) :

q [m³ / h] = q_g/ C

La troisième méthode donne de très bons résultats et est peu onéreuse. Elle consiste à injecter un gaz traceur (composé organique cyclique perfluoré) au moyen d’une cellule à effusion, c’est-à-dire une petite capsule remplie de gaz liquide et fermée par un bouchon de caoutchouc perméable au gaz. Un très faible flux de traceur est ainsi diffusé dans la zone à analyser. En un autre endroit de cette zone, une cellule contenant du charbon actif adsorbe le gaz émis. Plus le taux de renouvellement d’air de la zone est faible, plus la concentration en traceur dans l’air et donc dans le charbon actif est élevée. Après une période pouvant aller de quelques heures à quelques semaines, les capsules de charbon actif sont fermées et analysées par un laboratoire. On en déduit le taux de renouvellement d’air moyen de la zone.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Lampes au mercure haute pression

Comment fonctionne une lampe au mercure haute pression ?

La lampe au mercure haute pression fait partie des lampes à décharge. Son principe de fonctionnement est donc identique.

Particularités

L’ampoule contient de la vapeur de mercure et de l’argon.

La lumière est émise exclusivement sous forme de rayons ultraviolets invisibles rendus visibles par les poudres fluorescentes placées sur la face interne de l’ampoule.

La lampe à mercure haute pression dispose d’électrodes auxiliaires servant de démarreur interne. Pour bien fonctionner, elle ne doit donc être équipée que d’un ballast et d’un condensateur.

Caractéristiques générales

La lampe à vapeur de mercure haute pression est aujourd’hui démodée pour plusieurs raisons : son efficacité lumineuse est faible, de même que son indice de rendu des couleurs. De plus, sa durée de vie n’est pas très élevée et elle est défavorable à l’environnement.

Il existe également une lampe au mercure haute pression donnant une lumière plus chaude (3 400 – 3 500 K). Son efficacité lumineuse est légèrement plus élevée.

Cette lampe a été surtout utilisée en éclairage public. Actuellement, elle n’est plus utilisée que pour le remplacement des lampes existantes. À noter qu’il existe des lampes à vapeur de sodium haute pression compatibles avec certains équipements de lampes à vapeur de mercure haute pression et directement interchangeables.

Dans la plupart des cas, les lampes à vapeur de mercure sont couplées avec des ballasts électromagnétiques.

Données	Pour connaitre les caractéristiques des lampes au mercure haute pression.
Données	Pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prescriptions relatives à l’éclairage dans les halls de sport

Dans une salle de sport, un bon éclairage devra permettre aux joueurs

de percevoir les mouvements (des balles par exemple),
de se situer par rapport aux marquages au sol,
de localiser les autres joueurs et l’équipement sportif (paniers, cages de but).

L’éclairement recommandé par les normes est proportionnel à la vitesse de l’action. Un sport pratiqué comme loisir demande donc un éclairement plus faible qu’un sport pratiqué en compétition. Le type de sports en salle ainsi que leurs niveaux de pratique déterminent le niveau d’éclairement recommandé.

On notera aussi que pour la plupart des sports, l’éclairement vertical est aussi important que l’éclairement horizontal au sol.
La norme NBN EN 12193 établit une nomenclature dans laquelle on retrouve les paramètres suivants :

le niveau d’éclairement horizontal moyen Eav,
l’uniformité entre l’éclairement minimum et Eav (définie comme Emin / Eav),
l’indice du rendu des couleurs des lampes Ra.

Niveau de pratique des sports

Les classes d’éclairage sont définies comme suit :

Classe I : salles de sport prévues pour accueillir des compétitions internationales et nationales. Elles sont liées, en général, à un grand nombre de spectateurs et à des distances visuelles élevées. On peut aussi associer à cette classe les entraînements de grande performance.

Classe II : salles de compétition moyenne (nombre moyen de spectateurs et distances visuelles moyennes).

Classe III : salles de compétition simple ou amateur (faible nombre de spectateurs et distances visuelles courtes).

Exigences minimales

N.B. : Les niveaux d’exigences devront correspondre aux niveaux du sport le plus exigeant pratiqué.

Exigences minimales pour l’éclairage des salles de sport	Classe d’éclairage I			Classe d’éclairage II			Classe d’éclairage III
Exigences minimales pour l’éclairage des salles de sport	Éclairement Eav (lux)	Uniformité Emin/Eav	Rendu des couleurs Ra	Éclairement Eav (lux)	Uniformité Emin/Eav	Rendu des couleurs Ra	Éclairement Eav (lux)	Uniformité Emin/Eav	Rendu des couleurs Ra
Badminton Escrime Hockey Squash Tennis de table	750	0.7	60	500	0.7	60	300	0.7	20
Basket Football en salle Handball Judo, Karaté Sport scolaire Volley-ball	750	0.7	60	500	0.7	60	200	0.5	20
Danse Escalade Gymnastique	500	0.7	60	300	0.6	60	200	0.5	20
Tennis	750	0.7	60	500	0.7	60	300	0.5	20
Tir à l’arc	200	0.5	60	200	0.5	60	200	0.5	60

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Domaines d’application de la pompe à chaleur

Le chauffage des locaux

Un nouvel essor dans le secteur domestique

En construction domestique neuve (avec une bonne isolation), le chauffage par pompe à chaleur (PAC) connaît un regain d’intérêt.

Les pompes à chaleur Air/Eau domestiques (puissance calorifique nominale entre 1 et 19 kW environ) sont proposées par différents fournisseurs et sont de plus en plus éprouvées. En Europe, le marché des PAC suit une croissance continuelle. Les régions phares sont la Suède (333 000 unités en 2000), l’Allemagne (63 000 unités), la Suisse (61 000 unités) et l’Autriche (33 000 unités). La part de marché de la PAC en construction neuve atteint 95 % en Suède. L’origine hydraulique de l’électricité n’y est sans doute pas pour rien…

Statistiques du marché des pompes à chaleur tous modèles confondus entre 2005 et 2009 dans quelques pays européens.

Source : EHPA Outlook 2009, Heat Pump Statistics.

La petite PAC de chauffage domestique est disponible de série. Par exemple, pour une maison familiale très isolée dont les besoins thermiques maximums se montent à 8 kW, une PAC compacte de 4 kW de puissance thermique (1.3 kW au compresseur) fonctionnant en mode bivalent peut couvrir près de 70 % des besoins de chauffage annuel.

Ce genre d’appareil se branche sur les réseaux de distribution de chaleur comme les chaudières classiques. Le but des fournisseurs est d’offrir aux acheteurs et aux installateurs une pompe à chaleur qui soit pour eux aussi simple d’utilisation que n’importe quel autre générateur de chaleur.

Fonctionnant en général avec l’air extérieur comme source froide, ces modèles sont universels et demandent des frais d’installation relativement limités (conduites d’amenée d’air,…). Ils peuvent donc être adaptés à des réseaux de distribution existants lors du remplacement d’une chaudière.

Par rapport à un chauffage traditionnel, le bilan en énergie primaire est relativement neutre.

Deux éléments peuvent jouer en faveur de la pompe à chaleur : un environnement particulièrement propice (source) ou un domaine d’application pour lequel elle serait particulièrement performante :

Il est clair que s’il y a présence d’une source froide de qualité (nappe phréatique, rivière, grande étendue ensoleillée), cette technique devrait tout particulièrement inciter les concepteurs et maîtres d’ouvrages à réaliser des études de rentabilité.

L’investissement élevé se justifie parfois parce que les PAC sont des outils capables de faire du chaud et du froid. Même si c’est un constat d’échec pour la conception architecturale du bâtiment domestique qui dans nos régions doit pouvoir se passer de climatisation, c’est effectivement un moyen pour corriger le défaut et combattre les surchauffes.

Les lieux d’hébergement collectifs

La solution type, rencontrée par exemple pour les immeubles d’appartements jusqu’à une cinquantaine de logements, est la pompe à chaleur Air/Eau, avec appoint électrique centralisé et distribution par chauffage par le sol. Bien que la pompe à chaleur puisse fonctionner avec les niveaux d’isolation courants, un renforcement de cette isolation est conseillé pour limiter la température de l’eau de chauffage et améliorer ainsi les performances de l’installation. Cette PAC assure une température de base avec des charges de chauffage faibles et laisse à chaque utilisateur le soin de régler sa température de confort via des chauffages d’appoint décentralisés (convecteurs dans les appartements) de faible puissance.

On détecte 3 points faibles à cette installation

Le chauffage par le sol de nuit, qui ne permet pas une régulation valable (il est possible que le soleil apparaisse le lendemain et que l’accumulation de chaleur de nuit consentie était inutile),

Le complément électrique centralisé qui se fait avec un COP de 1 et qui donc détruit partiellement la performance de la PAC,

Les compléments électriques décentralisés qui sont fournis au courant de jour, dont au prix fort.

La pompe à chaleur, pour dégager une économie, devra couvrir plus de la moitié de l’écart de température de base (écart entre la température de confort et la température de dimensionnement). Autrement dit, pour une température intérieure désirée de 20 °C et une température de base de – 10 °C en Belgique, la PAC doit pouvoir fournir seule la chaleur nécessaire jusqu’à une température extérieure de 5 °C pour être rentable.

Il faut éviter de surdimensionner la PAC pour ne pas multiplier les courts cycles et faire face à une usure accélérée du matériel.

Les PAC Air/Eau avec chauffage par le sol peuvent être réversibles et assurer un rafraîchissement (gain de 3 à 5 K). Il ne s’agit pas d’un système de climatisation à proprement parler, mais d’un apport de confort. La température de l’eau dans les planchers rafraîchissants ne descend pas sous 18 °C (température au sol de 20 à 22 °C), même si la charge à absorber en demanderait davantage. Le seul surcoût d’investissement est un système de régulation un peu plus complexe.

A nouveau le choix de la source de chaleur est très important. Ainsi, lorsqu’une nappe phréatique est présente, l’avantage sera donné aux PAC Eau/Eau qui ont une meilleure performance et sont moins limitées en puissance. Les ensembles de logements pouvant assumer des investissements financiers plus importants que les particuliers, ils peuvent également envisager des PAC Sol/Eau avec forage de grande profondeur pour obtenir une plus grande puissance.

Chauffage et refroidissement d’un ou plusieurs locaux par système split

L’installation d’un système split consiste généralement en une simple pompe à chaleur Air/Air,

dont l’évaporateur est placé à l’extérieur,

et dont le condenseur est soit dans un local technique où il est relié à un réseau de distribution, soit directement dans le local à chauffer, par exemple dans un ventilo-convecteur.

Structure type d’un système split.

Le transfert de chaleur entre l’intérieur et l’extérieur se fait par le fluide frigorigène qui traverse la peau du bâtiment dans des canalisations calorifugées.

Exemple de produit : Un fournisseur offre une gamme d’installations dont la puissance va de 1 à 8 kW. La distance autorisée entre le condenseur et l’évaporateur est de 15-20 mètres avec des dénivellations d’une dizaine de mètres. Les prix vont de 1 600 à 4 000 €.

Les systèmes split installés directement dans les locaux ont l’avantage de la souplesse d’installation : un simple réseau bitube est suffisant pour le transport du fluide frigorigène, on évite les intermédiaires puisque la PAC chauffe directement l’air du local, il ne faut pas d’accumulateur ni de régulation complexe d’un réseau hydraulique, … en contrepartie, ils présentent un plus grand risque de fuite de fluide frigorigène.

Réversible, la PAC peut aussi constituer une source de rafraîchissement pour l’ambiance.

Lorsque l’on multiplie le nombre d’échangeurs de chaleur, on parle de système multi-split. Les différents échangeurs intérieurs, par exemple un par local, sont alors tous reliés à un (ou plusieurs) échangeurs de chaleur extérieur. Différentes « boucles » sont donc « juxtaposées » avec comme seule interconnexion la ou les unités extérieures.

Un condenseur commun et plusieurs unités intérieures = multi-split.

Exemple de produit multi-split :

Un fournisseur propose une gamme standard d’installations multi-split complètes dont l’unité extérieure a une puissance frigorifique maximale allant de 1 à 11,5 kW et une puissance calorifique maximale de 0,9 à 17,2 kW, pour des débits d’air d’environ 2 100 m³/h. La longueur maximale de tuyauterie autorisée va de 35 à 70 mètres au total selon l’unité extérieure choisie dans la gamme. Le branchement de plus de 4 unités intérieures par unité extérieure n’est pas possible. Les unités intérieures peuvent être murales, en consoles, gainables ou en cassette 2 ou 4 voies. Leur puissance frigorifique varie entre 1 et 4,5 kW et leur puissance calorifique entre 1,1 et 6,4 kW. Chaque unité intérieure accepte une longueur de tuyauterie de 25 m. Le prix des groupes de condensation (unité extérieure) est entre 2 285 et 4 150 €, celui des unités intérieures de 585 à 2 235 € pièce.

Climatisation

Pour plus d’informations sur le choix des systèmes splits.

Chauffage et refroidissement des locaux par système à Débit de Réfrigérant Variable

Parmi les systèmes multi-split, un système permet une économie d’énergie en réalisant le transfert de chaleur entre les zones aperditives et déperditives d’un même bâtiment : il s’agit des installations à « Débit de Réfrigérant Variable (DRV) ».

Attention : tous les systèmes DRV ne disposent pas de cette possibilité. Il faut que chaque unité intérieure puisse travailler aussi bien en froid (= évaporateur) qu’en chaud (= condenseur) et que le système organise le transfert de l’un vers l’autre. Cette version de DRV est d’ailleurs 40 % plus chère que la version qui ne peut faire que du chaud ou que du froid, alternativement.

Cette variante, dite « à récupération d’énergie », est particulièrement intéressante si l’on prévoit des apports internes élevés durant l’hiver : salle informatique, locaux intérieurs, … La chaleur extraite pourra être restituée vers les locaux demandeurs en façade. Elle peut être intéressante également en mi-saison (façades d’orientation différentes).

Ce potentiel augmente également si, au lieu de prendre une structure classique rectangulaire (bureaux en façade et couloir central), une structure carrée avec beaucoup de locaux internes est décidée, ou si des étages enterrés en sous-sol sont programmés.

Climatisation

Pour plus d’informations sur le choix des systèmes à DRV.

Chauffage et refroidissement des locaux par ventilo-convecteurs réversibles 2 tubes/2 fils

Une pompe à chaleur Air/Eau réversible, souvent placée en toiture, alimente en chaud ou en froid le circuit hydraulique du bâtiment, jouant le rôle de chauffage central et de groupe de froid. Le circuit de distribution est constitué de 2 canalisations calorifugées véhiculant l’eau glacée et l’eau chaude. Des ventilo-convecteurs réversibles 2 tubes/ 2 fils émettent l’action calorifique vers l’air des locaux, en apportant si nécessaire un appoint de chaleur électrique direct lorsque les conditions de fonctionnement des locaux sont trop différentes. L’air neuf est apporté et traité par un réseau indépendant.

La régulation de la PAC et le « change over » (basculement du mode chaud au mode froid) sont basés sur la température extérieure. Il est indispensable de prévoir une plage neutre importante entre les températures de basculement pour éviter des alternances trop fréquentes. En effet, le basculement génère une destruction d’énergie importante : l’ensemble de l’eau contenue dans le circuit hydraulique passe d’eau glacée (8 °C) à eau de chauffage (35 °C) ou l’inverse. Idéalement, il y a deux basculements par jour en mi-saison : de chaud en froid dans la journée, et de froid en chaud la nuit.

Avantages

Économie d’investissement puisque d’une part il s’agit d’un réseau 2 tubes et pas 4, et d’autre part une seule machine fournit l’eau chaude et l’eau glacée au départ d’une seule source d’énergie, ce qui simplifie l’installation.

Souplesse du système. La PAC peut être remplacée par une chaudière classique et une machine frigorifique sans apporter de modifications importantes au réseau de distribution. L’inverse est tout aussi vrai et cette solution est donc à envisager lors de la rénovation des systèmes de traitement d’air par ventilo-convecteurs.

Les ventilo-convecteurs 2 tubes/ 2 fils permettent une régulation adaptée à chaque local. Il s’agit donc d’une souplesse supplémentaire par rapport aux appoints centralisés.

Désavantages

L’utilisation des résistances électriques d’appoint des ventilo-convecteurs se fait au tarif de jour est donc onéreuse. Une bonne régulation de la température de l’eau dès la sortie de la PAC est très importante pour réduire ces coûts. Pour des raisons de confort, il est d’ailleurs plus fréquent, en Belgique, d’installer des réseaux 4 tubes. Mais dans ce cas, le fonctionnement ne peut se faire avec une seule machine réversible.

L’installation ne fournit pas d’air neuf. Il faut donc l’accompagner par une centrale de traitement d’air et un réseau de distribution pour l’alimentation en air hygiénique. La centrale de traitement d’air peut disposer d’un récupérateur d’énergie sur l’air extrait et être alimentée en chaleur par la PAC.

Généralement, les systèmes réversibles amènent à un surdimensionnement de la puissance de chauffage pour pouvoir assurer la charge frigorifique. Or, il est intéressant d’économiser l’énergie électrique durant les périodes de chauffe (tarifs pleins). Une économie possible consiste à détourner le circuit de retour des ventilo-convecteurs vers un échangeur à plaque afin de préchauffer l’eau chaude sanitaire. Ce détour limite le surdimensionnement et permet une économie de près de 50 % sur la production d’ECS (campagne de mesure réalisée en France dans l’hôtellerie).

Chauffage et refroidissement des locaux par pompes à chaleur sur boucle d’eau

Description du principe

La technologie des PAC sur boucle d’eau s’établit autour des trois composantes du système :

les PAC ou climatiseurs réversibles (Eau/Air) assurent le chauffage ou le refroidissement des locaux suivant les besoins thermiques de ceux-ci,

la boucle d’eau, circuit d’eau fermé raccordé aux climatiseurs réversibles et aux échangeurs de chaleur, assure la circulation d’énergie thermique dans le bâtiment,

une chaudière et une tour de refroidissement assurent le maintien en température de la boucle d’eau en apportant ou en évacuant les calories suivant le bilan thermique global du bâtiment.

La boucle d’eau assure ainsi le transport d’énergie entre l’ensemble des locaux et le transfert de chaleur des zones aperditives du bâtiment (zones internes, salles de réunion, locaux informatiques, locaux sur façade ensoleillée) vers les zones déperditives (locaux périphériques, locaux sur façades à l’ombre).

Elle permet donc d’effectuer en permanence le calcul simultané des besoins thermiques globaux du bâtiment et, en contrôlant sa température, de puiser ou de rejeter, sur l’extérieur, l’énergie nécessaire à l’équilibre thermique de l’immeuble.

Consommation

Comme tout système avec échangeur direct (l’air du local passe directement dans l’évaporateur), la très basse température de l’échangeur génère un supplément de consommation non négligeable lié à la déshumidification de l’air ambiant (à ce titre, le ventilo-convecteur dont l’échangeur est dimensionné sur base d’un régime 12 °C – 17 °C est nettement plus performant).

L’évacuation des condensats est d’ailleurs un point délicat. Si elle ne peut être gravitaire, elle est confiée à une pompe de relevage intégrée dans l’appareil. Généralement, les pompes prévues par le constructeur sont moins bruyantes que celles ajoutées sur place par l’installateur. Autant donc le prévoir dès la sélection de la machine.

Régulation

Au niveau des pompes à chaleur, une zone neutre de 2 à 3 °C doit être prévue dans la consigne entre chauffage et refroidissement.

Un commutateur manuel peut permettre à l’utilisateur de sélectionner la vitesse de rotation du ventilateur (et donc le niveau de bruit qu’il accepte de subir !)

Mais c’est au niveau de la boucle que la régulation doit être la mieux étudiée pour optimaliser la performance énergétique. Plusieurs scénarii sont possibles. Par exemple, on peut laisser flotter la température entre 18 et 32 °C (autrement dit, la chaudière s’enclenche sous les 18 °C et la tour s’enclenche au-dessus des 32 °C). La récupération de chaleur entre locaux demande d’ailleurs un large différentiel, mais il ne faut pas pour autant pénaliser le COP des machines ! En plein hiver et en plein été, il faudra étudier quelle est la température qui optimalise au mieux l’ensemble.

Ainsi, si on diminue l’écart entre ces 2 seuils d’enclenchement, le COP des pompes à chaleur sera amélioré, mais la consommation énergétique au niveau central sera accrue.

Exemple.

Dans la galerie commerciale, il est possible que les locaux doivent être réchauffés le matin (relance après la nuit) et refroidis l’après-midi suite à l’éclairage et à l’occupation. Idéalement, c’est alors l’inertie de la boucle qui devrait jouer, inertie renforcée par un ballon de stockage placé en série sur la boucle.

Durant l’après-midi, les machines frigorifiques chargent la boucle et son stockage. Le lendemain, en fin de nuit (pour profiter du tarif de nuit plus avantageux), les locaux sont remis en température avant l’arrivée des occupants… et le stockage est déchargé, sans consommation de la tour.

À noter : pour réduire l’encombrement du ballon de stockage, on peut envisager de le remplir avec des nodules eutectiques dont la température de solidification se situe dans la zone neutre de fonctionnement de la boucle.

Si un de nos lecteurs dispose d’une installation de ce type dans son bâtiment, nous serions heureux de participer à la mise au point de la régulation de ce système et de pouvoir en transcrire ici les résultats, en vue d’une prochaine version d’Énergie⁺ ! Notre adresse électronique est la suivante : energieplus@uclouvain.be.

Domaine d’application

D’une manière générale, ce système est adapté aux bâtiments dont on prévoit que les charges thermiques seront en opposition (façades d’orientation différentes). On pense tout particulièrement aux bâtiments ayant des salles aveugles avec fort taux d’éclairage, forte occupation, … et à la fois des locaux en façade Nord avec fortes déperditions (fort taux de vitrage).

Il permet une régulation individualisée. Il permet une sensibilisation de l’utilisateur final puisque la consommation propre des PAC installées dans ses locaux peut lui être facturée.

Mais il ne contrôle pas l’hygrométrie de l’air du local. La nuisance acoustique est parfois importante. Et l’utilisation d’énergie électrique aux heures pleines reste coûteuse.

De plus, aujourd’hui il entre en concurrence avec le système à « Débit de Réfrigérant Variable », (qui lui même dans une de ses variantes peut aussi comporter une boucle d’eau reliant les différentes unités extérieures).

Ce système est fréquemment utilisé dans les centres commerciaux. Chaque local est livré nu de tout équipement, sinon de la présence de la boucle et de raccordements en attente. Le commerçant investit dans une ou plusieurs machines réversibles et « pompe » le chaud ou le froid qu’il souhaite sur la boucle. On peut facilement mesurer la part individuelle de la consommation de chaque appareil dans le bilan total.

Étude de cas

Dans une galerie commerciale de Liège, un très gros circulateur à vitesse variable avait été mis sur la boucle d’eau. Sa régulation se faisait classiquement en fonction de la pression d’eau du réseau. Or les échangeurs des pompes à chaleur sont toujours alimentés à débit constant pour éviter le gel des évaporateurs. Donc l’eau tournait à grande vitesse et le Delta T° sur la boucle était seulement de 2 K, départ-retour.

Il a été imaginé de moduler la vitesse de rotation du circulateur en fonction du maintien d’un Delta T° de 6 K. Ainsi, si la demande augmente, le delta de T° augmente et la vitesse est adaptée. La température est maîtrisée et le gel est impossible.

Une chute drastique de la consommation électrique en a résulté.

Avantages du système

Régulation de température individualisée.
Conception simple, relativement facile à mettre en œuvre.
Système intéressant du point de vue énergétique en intersaison ou plus exactement lorsque les charges dans les différents locaux sont opposées et que la boucle est proche de l’équilibre thermique.
Les PAC sont relativement fiables à condition de respecter les débits d’air et d’eau.
Extension facile de l’installation.
Facilité d’installation, de démontage et de réemploi des PAC suivant l’occupation des locaux ou des réparations.
Sensibilisation de l’utilisateur final aux économies, car il supporte directement les frais électriques liés au fonctionnement des PAC installées dans ses locaux.
Réduction de la puissance de la production thermique centralisée.

Désavantages

Pas de contrôle de l’hygrométrie de l’air du local.
Problème de niveau sonore : puissance acoustique non négligeable, donc nécessité de traitement spécifique.
Besoin de raccordement des condensats vers l’égout.
Les économies sont relativement modestes. Les PAC consomment essentiellement de l’énergie électrique au qui ne peut être différée en heure creuse.
Le risque de panne ou d’intervention sur la boucle d’eau, sur les dispositifs centralisés, rend le système inquiétant pour les utilisateurs de climatisation critique (locaux informatiques, salles de fabrication…). Cette crainte conduit à séparer ces installations de l’installation principale ou à en dédoubler les équipements en cas de problèmes.

Choix des PAC réversibles

Ces PAC se présentent essentiellement sous trois formes :

Le modèle console en allège, installé contre les murs extérieurs, de préférence sous la fenêtre : il peut être carrossé ou bien intégré dans un habillage de façade ; il doit être installé dans le local à traiter et l’habillage de l’appareil doit faire l’objet d’un renforcement acoustique.

Le modèle plafonnier horizontal, installé généralement en faux plafond : il est conseillé d’installer la PAC à l’extérieur du local à traiter (circulation de bureau par exemple) et d’assurer le raccordement au diffuseur de soufflage par l’intermédiaire de gaines isolées thermiquement et phoniquement.

Le modèle vertical type armoire, installé dans un placard technique : un réseau de gaines de soufflage et éventuellement de reprise, assure la liaison entre la PAC et le local à traiter.

L’installation doit permettre de maintenir un accès aisé à l’appareil pour les opérations d’entretien. Les opérations de maintenance courantes consistent en nettoyage ou remplacement des filtres (opérations pouvant être effectuées par du personnel non qualifié).

Les opérations d’entretien, de réparation ou de remplacement de composant électrique (principalement le moteur du ventilateur de soufflage) sont possibles depuis les panneaux d’accès démontables.

En cas d’intervention sur le circuit frigorifique, il est recommandé de procéder à un échange standard de l’appareil et d’assurer la réparation en atelier.

La sélection doit être faite en fonction des besoins thermiques des locaux et de leur application. Il est souvent préférable de sélectionner un appareil d’une puissance légèrement inférieure aux besoins déterminés pour les conditions les plus défavorables; cela permet une meilleure adaptation de la puissance à la charge thermique moyenne à combattre et allonge les durées des cycles de fonctionnement de l’unité en évitant des inversions de cycle trop fréquentes.

Enfin, un réseau d’évacuation des condensats est à raccorder sur chaque appareil.
On sera attentif à la bonne isolation phonique du compresseur puisqu’il est ici situé dans le local !

Il existe des versions en apparent et des versions destinées à être insérées dans un habillage (en allège ou en faux plafond). S’il peut être placé dans un local technique attenant et relié au local par une gaine, l’installation sera nettement moins bruyante. La maintenance en sera également facilitée.

On veillera tout particulièrement à éviter la transmission des vibrations de l’appareil au bâtiment par l’usage de silentblocs ou de semelles antivibratiles. L’usage de raccordements flexibles est également favorable sur le plan acoustique et facilitera le démontage de l’appareil (prévoir des vannes d’isolement étanches).

Choix de la boucle d’eau

La boucle d’eau doit être un circuit d’eau fermé, préféré à un circuit d’eau ouvert en raison des problèmes d’embouage, d’entartrage et de corrosion. Ce circuit d’eau à température tempérée (15 °C à 35 °C environ) reçoit les composantes suivantes :

Les pompes de circulation prévues, l’une en fonctionnement normal, l’autre en secours, afin d’éviter tout risque de panne totale.

Une filtration de l’eau à réaliser au niveau des pompes de circulation et près des climatiseurs.

Un échangeur d’évacuation des calories, généralement du type échangeur à plaques, équipé d’un by-pass permettant les opérations de nettoyage, raccordé à un réseau d’eau de refroidissement.

Un réchauffeur d’eau équipé d’un by-pass.

Un réseau de distribution en tubes d’acier noir non calorifugé (sauf à l’extérieur); néanmoins la T°C modérée de l’eau permet l’utilisation de tuyauteries en PVC.

Des vannes d’isolement et d’équilibrage du réseau et, notamment, pour chaque raccordement à un climatiseur; ce raccordement sera réalisé en tuyauterie flexible facilitant l’installation, évitant les transmissions de vibrations et simplifiant les opérations de maintenance.

Des accessoires tels que vases d’expansion, vannes de vidange et systèmes de purge d’air (manuel et automatique), ainsi qu’un système d’appoint d’eau.

Choix de l’échangeur « froid »

L’échangeur froid doit permettre l’évacuation des calories excédentaires de la boucle d’eau. Différents systèmes sont utilisés :

Raccordés à la boucle d’eau par l’intermédiaire d’un échangeur à plaques, on trouve fréquemment des tours de refroidissement à circuit ouvert ou un réseau d’eau de pompage dans la nappe phréatique, dans la mer, une rivière, un lac,…

Raccordés directement à la boucle d’eau, on utilise des tours de refroidissement à circuit fermé ou des appareils appelés « dry-cooler ».

Le choix entre ces différents appareils s’établit en fonction de leur existence (eau de mer, nappe phréatique…), des critères dimensionnels (tours de refroidissement ouvertes ou fermées) et des contraintes acoustiques.

Il faut noter que l’utilisation de « dry-cooler » nécessite de relever la température de la boucle d’eau en été à 40 °C environ, ce qui oblige à l’emploi de PAC adaptées.

Choix de l’échangeur « chaud »

Il doit permettre d’apporter les calories nécessaires au maintien en température de la boucle d’eau. Les sources de chaleur pouvant être utilisées sont variées :

chaufferie alimentée au gaz ou au fuel
sous-station de chauffage urbain
PAC Air/Eau sur l’air extérieur

L’utilisation d’un échangeur de transfert d’énergie n’est pas forcément nécessaire lors de l’utilisation de chaufferies ou de sous-stations de chauffage urbain.

L’utilisation d’une nappe phréatique nécessite de descendre le niveau de T°C de la boucle d’eau, en hiver, à 12 °C environ, ce qui oblige à l’emploi de PAC adaptées et de calorifuger tout ou partie du réseau de distribution.

On trouvera dans le Tome 4 de la collection Climatisation et conditionnement d’air de J. Bouteloup différents schémas de montage des installations.

Le chauffage de l’eau chaude sanitaire

Ici encore, l’usage de la pompe à chaleur en remplacement des chauffe-eau électriques pour la préparation de l’ECS paraît logique, d’autant plus que le bilan de la pompe à chaleur en été est très performant.

Et cette fois, l’usage d’une installation électrique peut se justifier par l’arrêt possible de l’installation de chauffage du bâtiment. Mais la PAC aura bien du mal à fournir les 60° demandés dans le ballon d’eau chaude (température demandée depuis les mesures anti-légionnelles). Un préchauffage à 45 °C convient mieux à la PAC. Ceci sous-entend le placement d’un deuxième ballon en série pour rehausser la température à 60 °C.

Finalement, PAC + ballon de préchauffage : l’investissement paraîtra fort élevé par rapport à une simple résistance électrique…

Eau chaude sanitaire

Pour plus d’informations sur le choix des PAC pour le chauffage de l’eau chaude sanitaire.

Les groupes de préparation d’air des bâtiments tertiaires

Du chaud et du froid par le même équipement

Une des applications les plus courantes de la PAC est l’alimentation en chaud et en froid des groupes de préparation d’air par des installations réversibles Air/Air. Ces installations sont très avantageuses puisqu’un seul appareil réversible assure deux fonctions pour un investissement initial raisonnable. La performance de la pompe à chaleur est élevée puisque les températures demandées sont faibles.

Concrètement, une pompe à chaleur est couplée à un caisson de traitement d’air classique, un des échangeurs de la PAC étant dans le caisson, l’autre étant à l’extérieur.

Exemple de modèle disponible sur le marché :

		Modèle 1
Puissance frigorifique nominale	kW	13,5
Puissance calorifique nominale	kW	14,55
Débit d’air maximal	m³/h	2 400
Pression acoustique	dB(A)	65
Réfrigérant		R 22
Hauteur Largeur Longueur	mm mm mm	485 1 022 1 261
Poids net	Kg	88
Prix	€	5 085

Des puissances plus importantes sont bien sûr possibles et suffisantes pour remplacer les installations traditionnelles.

En été, la pompe à chaleur fonctionne comme unité de climatisation classique, la batterie placée dans le caisson constituant l’évaporateur et la batterie extérieure le condenseur. On peut atteindre un COP saisonnier de réfrigération de l’ordre de 3. Attention, le fonctionnement en détente directe entraîne des températures très basses dans l’échangeur et donc une déshumidification de l’air parfois exagérée par rapport aux besoins. En hiver, le cycle est inversé et la batterie interne devient condenseur tandis que l’échangeur externe joue le rôle d’évaporateur. Le COP varie alors selon la température externe, le dégivrage et le besoin d’appoint électrique. En intégrant ces divers auxiliaires, on atteint un COP saisonnier de l’ordre 2,5.

Une gestion délicate lors du dégivrage

Une difficulté reste : le chauffage de l’air est sans inertie (par opposition à un chauffage du sol ou d’un ballon d’eau). Donc, lors des périodes de dégivrage de l’évaporateur, de l’air froid risque d’être pulsé sur les occupants. L’arrêt de la pulsion de l’air étant difficile, une solution peut consister à travailler avec des pompes à chaleur modulaires. Quand un module dégivre, il s’arrête et un autre module produit.

Récupérer sur l’air extrait ?

Pour améliorer l’installation, il est possible de faire passer l’air extrait par l’échangeur extérieur lorsqu’il joue le rôle d’évaporateur. La récupération de chaleur à l’échangeur sera améliorée du fait de la grande différence de température entre l’air vicié et la basse température d’évaporation du fluide frigorigène en hiver. Cet apport de chaleur à l’évaporateur permettra de remonter la température d’évaporation et de diminuer le dégivrage, donc d’améliorer le COP.

La sélection de la puissance de la pompe à chaleur dépend du bilan thermique été et du bilan thermique hiver. Dans les secteurs commercial et tertiaire, les besoins frigorifiques en été sont souvent supérieurs aux besoins calorifiques en hiver. La pompe à chaleur sera alors surdimensionnée pour le régime de chauffe et le chauffage d’appoint ne sera alors que rarement nécessaire.

Récupération de chaleur sur l’air des locaux humides (piscines, buanderies, …)

Le traitement des locaux humides

Les bâtiments où une humidité importante est produite, et donc dans lesquels un contrôle de l’hygrométrie aura lieu (piscines, blanchisseries, cuisines industrielles,…), sont propices à l’usage d’une PAC : toute l’énergie de condensation de la vapeur d’eau peut être réutilisées sous forme de chaleur à haute température (chauffage de l’air, chauffage de l’eau chaude sanitaire). Il semble que la difficulté provienne de l’excédent des apports en mi-saison et en été.

Les piscines constituent une application particulière des PAC

Les piscines consomment beaucoup d’énergie pour diminuer le taux d’humidité et éviter ainsi les condensations sur les parois (particulièrement les surfaces vitrées). D’autre part des besoins de chaleur importants sont liés à la température élevée de l’air pour assurer pour le confort des baigneurs. Une humidité maximum de 75 % est à maintenir dans les piscines bien isolées avec pulsion d’air chaud au pied des vitrages. Mais l’humidité maximum peut descendre à 65 % si les parois sont mal isolées, et donc froides. À noter qu’avec les nouveaux vitrages isolants à basse émissivité, ce critère de pulsion au pied des vitrages n’est plus obligatoire.

Deux systèmes de PAC sont possibles pour ce type de bâtiment.

Pompe à chaleur en déshumidification

Le principe consiste à faire passer l’air à du local à déshumidifier sur l’évaporateur de la PAC. Il y est refroidi et surtout déshumidifié. L’air passe ensuite, mélangé à l’air frais hygiénique, sur le condenseur où il est réchauffé. Le condenseur de la PAC permet le chauffage de l’air ambiant, mais aussi le chauffage partiel de l’eau sanitaire (piscine, douches) particulièrement en mi-saison.

La solution est intéressante. Toutefois, au creux de l’hiver, la déshumidification ne fournit pas assez de chaleur et la pompe à chaleur ne suffit pas à elle seule à assurer tous les besoins énergétiques. Un chauffage d’appoint est donc nécessaire et le COP global est diminué.

Il faut se rendre compte que dans cette application précise le COP de la PAC n’est plus le rapport entre les kW thermiques utiles disponibles au condenseur et les kW absorbés par le compresseur. En fait,

Ceci est dû au fait que la chaleur sensible prélevée à l’air vicié par l’évaporateur lui est rendue par le condenseur et ne doit donc pas être considérée comme chaleur utile dans le calcul du COP. La source froide recherchée ici est la chaleur latente de condensation de l’humidité. On pompe l’énergie sur la déshumidification, pas sur le refroidissement de l’air. En fait, plus le besoin de déshumidification est important (forte activité dans la piscine, faible isolation,..), plus l’énergie puisée à l’évaporateur sera importante et plus le COP global de l’installation sera élevé.

Pour le calcul des performances de l’installation, il ne faut pas oublier de prendre en compte l’influence des heures de non-occupation, qui entraînent un taux d’évaporation plus faible et un COP instantané plus bas. On peut envisager un COP global de 2,5. (Valeur avancée par Paul H.Cobut, Pompes à chaleur, Atic – cours de perfectionnement).

Remarque : ce type d’installation est intéressante dès qu’il s’agit de climatiser un local où il y a une forte production de vapeur (bassins de toutes sortes, pressings, séchoirs à linge, certains locaux industriels ou laboratoires,…).

Pompe à chaleur – récupérateur

Dans ce cas, la PAC prélève une partie de l’énergie dans l’air extérieur et une autre partie dans l’air extrait. Contrairement au système précédent, l’évaporateur puisera l’énergie sur le refroidissement de l’air mélangé.

Un hygrostat raccordé à une sonde extérieure permet le dosage de l’air neuf. La PAC sera dimensionnée pour réaliser à elle seule l’effort thermique jusqu’à 0 °C environ. En dessous de cette température, un appoint sera nécessaire. Le COP de la PAC varie en fonction de la température de l’air extérieur.

Un COP global annuel de 3,3 est possible, ce qui représente un gain de 30 % par rapport à la PAC en déshumidification. Les déperditions plus importantes dues à l’introduction d’air neuf en plus grande quantité que dans l’autre système pour assurer la déshumidification représentent un accroissement des besoins calorifiques de moins de 10 % sur l’année (valeurs avancées par Paul H.Cobut, « Pompes à chaleur », Atic – cours de perfectionnement).

Il faut noter toutefois que ces résultats sont basés sur un taux d’hygrométrie tolérable assez élevé grâce à l’usage d’un vitrage très isolant. Dans le cas d’un vitrage moins isolant, le taux d’humidité acceptable est plus bas. Il faut donc un plus grand effort de déshumidification, ce qui favorise le premier type d’installation et la différence de performance entre les deux systèmes diminue.

Récupération de chaleur sur des rejets thermiques

Dans de nombreuses entreprises, une grande quantité d’énergie est gaspillée dans les extractions d’air ou de gaz. Très souvent, le volume extrait et la température du fluide sont quasi constants, ce qui simplifie l’installation. Une bâche tampon sera installée sur l’évaporateur en cas de variation importante de ces paramètres. Il en sera de même sur le condenseur en cas de charge thermique variable.

Ceci dépasse le cadre d’un bâtiment tertiaire. Et pourtant, des applications spécifiques sont parfois possibles avec une très bonne rentabilité. Parmi celles-ci, les supermarchés avec rayon surgelés conviennent particulièrement bien. Il est possible, par exemple, que la chaleur extraite des frigos soit utilisée pour chauffer le magasin ou le rideau d’air chaud à l’entrée du magasin (= condenseur de la PAC ainsi créée). En été, un clapet rejettera la chaleur vers l’extérieur.

Récupération de chaleur dans la grande distribution

Les supermarchés sont actuellement équipés d’un nombre de plus en plus important de meubles frigorifiques qui rendent parfois désagréable l’ambiance des allées empruntées par les clients.

Monsieur Marc Van Damme de la société alimentaire Delhaize a mis au point, en collaboration avec un fabricant espagnol de meubles frigorifiques verticaux, un système qui récupère la chaleur de l’unité de condensation du réfrigérateur du circuit frigorifique pour, en hiver, chauffer les allées des meubles frigorifiques.

Principe de fonctionnement

L’unité de condensation est installée sur le haut du meuble. La chaleur produite par le condenseur est récupérée et en hiver, celle-ci circule à l’arrière du meuble et est insufflée par la partie inférieure de celui-ci via une grille linéaire en inox. En été, cette chaleur est évacuée à l’extérieur du magasin par l’intermédiaire d’un conduit.

Conséquences

L’influence de cet équipement sur le chiffre d’affaires est évidente. En effet, une température douce aux rayons crémerie ou boucherie incite le client à faire ses achats dans une température confortable. Cette nouvelle technique permet également d’augmenter le confort pour l’ensemble du personnel qui doit régulièrement approvisionner ces linéaires. Cependant les gains réalisés au niveau des coûts d’exploitation amortissent facilement l’investissement.

Grâce à cette technique, l’air chaud à 40 °C ainsi récupéré et insufflé par le bas du meuble permet de maintenir dans l’allée une température de 23 °C. Ce qui est appréciable en hiver. Un système de sondes, installées en des points stratégiques du point de vente, permet un fonctionnement automatique du clapet été/hiver.

Un chauffage d’appoint est nécessaire en cas de températures extrêmes, pour le rideau d’air chaud à l’entrée du magasin, très « énergivore » et pour les zones éloignées non équipées de linéaires.

Découvrez cet exemple de PAC dans un supermarché de la région d’Anvers.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Armoires de climatisation

Principe

Une armoire de climatisation constitue en quelque sorte un « caisson de traitement d’air vertical » surtout lorsqu’elles constituent la seule demande du bâtiment.

Elle s’installe généralement directement dans la pièce à climatiser. Typiquement, c’est la solution adoptée pour climatiser une salle informatique.

En pratique, cette armoire métallique verticale peut regrouper tous les éléments nécessaires au traitement

un filtre,
une batterie froide,
une batterie chaude (électrique ou à eau),
un humidificateur,
un ventilateur centrifuge.

On parle de climatiseur « autonome » parce que la batterie froide est généralement parcourue directement par le fluide frigorifique : la machine frigorifique est intégrée dans l’armoire et la batterie froide en constitue l’évaporateur. On parle alors de fonctionnement en « détente directe ».

Schéma de principe climatiseur "autonome".

On notera que la présence du compresseur dans le local impose une isolation acoustique sérieuse des paroi de l’armoire !

Mais il existe aussi des armoires de climatisation dont la batterie froide est raccordée à la boucle d’eau glacée du bâtiment.

Dans la plupart des cas, l’air repris est aspiré en partie inférieure et pulsé en partie supérieure de l’armoire, éventuellement via un réseau de gainage restreint.

Mais on peut imaginer une solution inverse où l’air est repris en partie supérieure puis distribué en partie inférieure via un faux plancher : c’est une belle solution dans les locaux informatiques où le passage de nombreux câbles impose de toute façon l’installation d’un faux plancher sur vérins. La distribution d’air froid autour des ordinateurs est alors idéale. On peut par exemple prévoir des dalles pleines de 60 x 60 pour porter le matériel et des dalles perforées pour servir de bouches de distribution. Une modification d’emplacement des ordinateurs ? Les dalles 60 x 60 sont interverties, sans problèmes puisque tout le faux plancher est mis sous pression et fait office de plénum de distribution !

Schéma de principe climatiseur "autonome"- 02.

Aspects technologiques

Le chauffage de l’air

Suivant l’importance des gains gratuits dans le local, on peut envisager

soit de ne pas installer d’élément chauffant,
soit de placer une résistance électrique d’appoint, (investissement faible mais coût d’exploitation élevé),
soit d’insérer une batterie de chauffe alimentée par le réseau de chauffage du bâtiment,
soit enfin de sélectionner une machine frigorifique réversible, fonctionnant en pompe à chaleur en hiver.

L’humidification de l’air

Si l’humidité de l’air de l’ambiance doit être contrôlée, un humidificateur peut être incorporé à l’armoire de climatisation, généralement via un humidificateur à vapeur.

Cet humidificateur est parfois inséré au départ des gaines, si celles-ci sont existantes dans le prolongement de l’armoire.

Mais les armoires de climatisation se distinguent essentiellement au niveau du condenseur :

Le condenseur à air intégré à l’armoire

La paroi au dos de l’armoire est percée afin que le rejet de chaleur puisse se faire directement vers l’extérieur (attention au pont acoustique ainsi créé !). Il est également possible d’amener et d’évacuer l’air de refroidissement par gaine.

Le condenseur à air séparé

Le fluide frigorifique est directement refroidi dans le condenseur placé à l’extérieur (sur une terrasse, sur le sol,…). L’éloignement est limité afin de ne pas amplifier les pertes de charge sur le circuit du fluide frigorifique. La surélévation du condenseur doit être limitée pour pouvoir gérer le retour de l’huile vers le compresseur.

Le condenseur à eau recyclée

Cette fois, le condenseur est refroidi par de l’eau glycolée, eau qui est elle-même refroidie à l’extérieur.

L’installation est très souple : plus de contraintes liées à la distance entre armoire et refroidisseur, ou à la différence de niveaux. Il est même possible de raccorder plusieurs armoires sur la même boucle de refroidissement.

Mieux, il est facile à présent de récupérer cette chaleur pour préchauffer de l’air de ventilation, de l’eau chaude sanitaire,…

Pour refroidir l’eau de refroidissement, on rencontre trois types d’échangeur avec l’air extérieur :

> L’aéro-refroidisseur : l’eau est refroidie dans un échangeur à air; un ou plusieurs ventilateurs forcent le passage de l’air extérieur pour accélérer le refroidissement. Un mode de régulation très simple consiste à actionner le(s) ventilateur(s) en fonction de la température de la boucle d’eau. Seul inconvénient : la performance frigorifique de l’armoire de climatisation ne sera pas excellente. En effet, la température de la boucle d’eau va monter avec la température extérieure. En plein été, le condenseur sera mal refroidi, la pression en sortie de compresseur sera plus élevée, le rendement de la machine frigorifique va se dégrader… Et ceci est renforcé par la présence du double échangeur (fluide/eau glycolée – eau glycolée/air). L’usage de l’aérorefroidisseur sera dès lors limité à des moyennes puissances.

> La tour de refroidissement ouverte : cette fois, l’eau de refroidissement du condenseur est pulvérisée à contre-courant du débit d’air extérieur pulsé par un ventilateur. L’échange est particulièrement efficace et, surtout, il entraîne l’évaporation d’une partie de l’eau pulvérisée. Or, cette vaporisation entraîne un fort refroidissement de l’eau. A tel point que l’eau peut descendre sous la température de l’air extérieur. Un tel refroidissement permet de limiter la pression du condenseur et donc de diminuer le travail du compresseur. Si c’est la meilleure solution énergétique, elle pose par contre assez bien de problèmes au service de maintenance (corrosion, encrassement, gel,…). C’est la conséquence d’un circuit ouvert aux conditions atmosphériques… Pour plus de détails, on consultera le choix de la tour de refroidissement ouverte.

> La tour de refroidissement fermée : un compromis à la belge ! Les avantages de l’évaporation de l’eau … sans les inconvénients du circuit ouvert (corrosion). En pratique, le circuit de l’eau de refroidissement reste fermé, l’eau glycolée n’est plus en contact avec l’air extérieur, mais l’échangeur est aspergé par de l’eau qui, elle, « tourne » de façon totalement indépendante du circuit de refroidissement. Bien sûr, la température de l’eau de refroidissement est plus élevée que dans la tour ouverte.

Le condenseur à eau perdue

Par « eau perdue », on entend :

Soit de l’eau de ville qui serait évacuée vers l’égout après usage : solution à proscrire vu le coût du m³ d’eau… !

Soit de l’eau issue d’une source naturelle (rivière, lac, puits,…) : cette solution est économique à l’exploitation, mais les coûts d’investissement sont très variables d’une situation à l’autre… L’efficacité énergétique de l’installation frigorifique est excellente puisque la température de condensation sera 8…10°C plus chaude que la température de l’eau puisée. Reste à vérifier que le captage (et/ou le réchauffage de l’eau) est autorisé par la réglementation locale ou régionale… (les choses évoluent beaucoup dans ce domaine, il est donc prudent de s’informer directement auprès des personnes concernées).

Régulation

La régulation en température du local peut se faire via un simple régulateur thermostatique. Imaginons le démarrage au matin en mi-saison, la résistance électrique est enclenchée. Puis la présence du personnel, des équipements permet à la température de rester en « zone neutre » sans intervention du climatiseur. En début d’après-midi, des apports solaires importants entraînent une surchauffe et l’enclenchement du groupe frigorifique.

La présence d’une cascade sur l’enclenchement des résistances chauffantes, la régulation progressive via par un variateur de puissance (résistance électrique) ou par une vanne (batterie à eau chaude) entraînera un meilleur confort, une stratification de températures plus faible et donc une consommation moindre. De même une régulation à vitesse variable sur le motocompresseur sera bénéfique.

Un principe de régulation similaire est possible pour contrôler le niveau d’humidité.

La déshumidification est ici réalisée via la condensation de la vapeur d’eau ambiante sur l’évaporateur de l’armoire. Le compresseur est alors mis en route pour déshumidifier.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Grandeurs hygrométriques

La pression partielle de vapeur

L’air que nous respirons contient toujours un peu de vapeur d’eau. On peut considérer cette vapeur comme un gaz, dont la pression fait partie de la pression atmosphérique. La pression de la vapeur d’eau, à elle seule, est dénommée pression partielle de vapeur d’eau, et est représentée par le symbole p_v. Ainsi, la vapeur d’eau contenue dans un air à 20°C et 50 % HR présente une pression de vapeur partielle de 1 170 Pa (par comparaison, la pression atmosphérique est de 101 300 PA).

Si la pression de la vapeur d’eau atteint sa valeur maximale, il y a saturation de l’air et on parle de pression partielle de la vapeur d’eau à la saturation, ou de pression saturante p_vs.

Il est possible de calculer la valeur de la pression de saturation en fonction de la température.

L’humidité absolue

L’humidité absolue [g_eau/kg_{air sec}] représente le nombre de grammes de vapeur d’eau présents dans un volume donné, rapporté à la masse d’air sec de ce volume exprimé en kilogramme.

Dans le système d’unités SI, on utilisera le kg_eau/kg_air sec. Comme symbole, les lettres « x », ou « w », ou « r » sont généralement utilisées.

Puisque 1 m^³ d’air pèse environ 1,2 kg, en ajoutant 20 % à la valeur de l’humidité absolue, on obtient la quantité d’eau présente par m^³ d’air.
Exemple : de l’air à 20°C, 50 % HR, contient 7,36 grammes d’eau par kg, soit 8,7 grammes d’eau par m^³.

Nous donnons ci-dessous quelques valeurs indicatives :

		Température [°C]	Humidité absolue en [g_eau/kg_{air sec]}
A	à l’extérieur en hiver (HR = 80 %)	-5	2,1
B	dans un local (HR = 60 %)	18	7,8
C	dans un local (HR = 60 %)	20	8,8
D	à l’extérieur en été (HR = 70 %)	25	14

Ces valeurs d’humidité absolue sont lues sur les ordonnées d’un diagramme de l’air humide.

On voit donc que, pour des climats « standards », plus la température augmente et plus l’humidité absolue est élevée (plus l’air peut porter de l’eau à l’état vapeur).

Dans nos régions, on peut dire qu’en hiver l’air est « sec », même s’il pleut dehors (parce que l’humidité absolue est faible), et qu’en été, l’air est « humide » même s’il y a du soleil (parce que l’humidité absolue contenue par m^³ d’air est élevée).

Il est possible de calculer l’humidité absolue en fonction de la pression partielle.

L’humidité relative

L’humidité relative s’exprime en %.

C’est le rapport entre la pression partielle de vapeur d’eau « p_v » et la pression de saturation de la vapeur d’eau « p_vs« . Le symbole représentatif est souvent .

φ = 100 . p_v/ p_vs

En bonne approximation, sa valeur est proche du rapport entre l’humidité absolue portée par l’air et l’humidité absolue maximale qu’il peut porter lorsqu’il est saturé. Ceci donne une signification intuitive à cette grandeur : pour une température donnée, elle caractérise en somme la faculté que possède l’air d’absorber encore de la vapeur d’eau avant qu’elle ne condense. Par exemple, 40 % d’humidité relative signifie que l’air peut absorber encore beaucoup de vapeur d’eau puisqu’il n’est qu’à 40 % de la saturation. A 100 %, on est à la limite de la saturation de l’air par la vapeur d’eau, du brouillard apparaît.

Ci-dessous, quelques valeurs d’humidité relative obtenues en chauffant l’air extérieur qui pénètre dans un bâtiment par les joints de fenêtres ou les ouvertures.

		Température [°C]	Humidité absolue [g_eau/kg_airsec]	Humidité relative [%]	Remarques
A	automne (matin)	6,5	6	100	brouillard ou pluie
B	automne	10	6	79	brouillard ou brume
C	chauffé à	15	6	57
D	chauffé à	18	6	47
E	chauffé à	20	6	41

Les courbes d’humidité relative sont aisément identifiables sur le diagramme de l’air humide.

L’enthalpie spécifique

L’enthalpie spécifique représente la quantité de chaleur contenue dans l’air humide dont la masse d’air sec est de 1 kg. C’est donc la somme de la chaleur sensible (liée à la température de l’air) et de la chaleur latente (liée à l’énergie de la vapeur d’eau qu’il contient).

Par convention, on a fixé l’enthalpie de l’air sec à 0°C comme étant zéro. De l’air à – 10°C peut donc avoir une enthalpie négative.

Le symbole représentatif est généralement h. Il s’exprime en kJ/kg_{air sec}.

h = enthalpie de l’air sec + enthalpie de la vapeur, soit approximativement :

h = 1,006 . η+ x . (2 501 + 1,83 . η ) [kJ/kg _{air sec}]

où, x est l’humidité absolue et η la température

L’enthalpie contenue dans l’air peut également être lue sur le diagramme de l’air humide.

Exemple :

Soit η= 25°C et x = 0,008 kgeau/kgair,

alors h = 1,006 . 25 + 0,008 . (2 501 + 1,83 . 25) = 45,5 kJ/kg _air sec

Le volume spécifique et la masse volumique

Le volume spécifique représente le volume occupé par l’air humide dont la masse d’air sec est de 1 kg. Son symbole est généralement « v ».

Exemple.

un air de 20°C et 50 % HR présente un volume spécifique de 0,84 m³/kg_air sec.

La masse volumique représente la masse d’air sec occupé par 1 m³ d’air humide. Son symbole est généralement « ρ ».

Exemple.

un air de 20°C et 50 % HR présente une masse volumique de 1,18 kg_{air sec}/m^³

Il est possible de calculer ces valeurs.

La température de rosée

Imaginons de l’air qui serait refroidi, tout en gardant son humidité absolue constante. Cet air va perdre de plus en plus la faculté de porter de l’eau à l’état vapeur. Au moment où tout l’air sera saturé, et que diminuer encore la température engendrerait la condensation partielle de la vapeur d’eau, on sait que l’on a atteint la température de rosée de l’air. Son symbole est η_r ou t_r.

Sur le diagramme de l’air humide, la température de rosée d’une ambiance correspond à l’intersection entre l’horizontale du point d’ambiance et la courbe de saturation.

Il est possible de calculer cette valeur en fonction de la pression partielle de vapeur.

La température « bulbe humide »

La température bulbe humide ou température humide est la température indiquée par un thermomètre dit « à bulbe humide », ou psychromètre. Avant l’arrivée des appareils de mesure électroniques, il permettait de mesurer le taux d’humidité d’un local. Le procédé est le suivant :

Deux thermomètres sont soumis à un flux d’air forcé. Le premier indique la température de l’air de l’ambiance. Le deuxième est entouré d’ouate humide. L’air qui entre dans l’ouate s’humidifie. Il se refroidit également puisque l’eau s’évapore et prélève la chaleur de vaporisation nécessaire dans l’air.

En bonne approximation, sur le diagramme de l’air humide, l’air suit une isenthalpique et atteint la saturation. Connaissant la température à la saturation et la température normale, on peut déduire le taux d’humidité relative de l’air sur le diagramme.

Le symbole de la température humide est η_h ou t_h.

Il est possible également de calculer cette valeur.

Les relations entre grandeurs hygrométriques

Il est souvent plus rapide de consulter un abaque ou le diagramme de l’air humide, mais les relations mathématiques reprises ci-dessous entre les grandeurs peuvent être utiles notamment lors d’une automatisation de la régulation, avec programmation entre ces variables.

Entre la pression de vapeur saturante et la température η , en présence d’eau liquide (η> 0°C)

p_vs = 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η )}

Exemple.

A 25°, la pression de vapeur saturante est de :

p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . 25) / (241,6 + 25)}= 3 182 PA, (contre 3 167 en réalité)

Entre la pression de vapeur saturante et la température η , en présence de glace (η < 0°C)

p_vs= 10^{2,7877 + (9,756 . η ) / (272,7 + η)}

Entre l’humidité absolue et la pression partielle de vapeur d’eau

L’humidité absolue « ²w » est liée à la pression partielle de vapeur d’eau « p_v » par la relation :

x = 0,622 . (p_v/ (P_atm– p_v))

où,

x est exprimé en kg _eau/kg _{air sec}
p_v est la pression partielle de vapeur d’eau
P est pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

A 29°C et une pression partielle de vapeur de 2 000 Pa, on obtient :

x = 0,622 . (2 000 / (101 300 – 2 000)) = 0,0125 kg _eau/kg _air sec, soit 12,5 g _eau/kg _{air sec}.

Entre l’enthalpie, la température et l’humidité absolue

h = 1,006 . η + x . (2 501 + 1,83 . η ) en kJ/kg _{air sec}

où,

x est l’humidité absolue et η la température

Exemple.

soit η = 25°C et x = 0,008 kg_eau/kg_{air sec},

alors h = 1,006 . 25 + 0,008 . (2 501 + 1,83 . 25) = 45,5 kJ/kg _{air sec}

Entre l’enthalpie, la température et l’humidité relative

h = 1,006 . η+ [0,622 . (p_v/ (P_atm– p_v))] . (2 501 + 1,83 . η) en kJ/kg _{air sec}

avec p_v= φ . p_vs=φ . 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η )}

où,

φ est l’humidité relative
η la température
pvs est la pression de saturation

Exemple.

soit η= 16°C et φ = 53 % HR,

on déduit :

p_v= (φ /100) . p_vs= 0,53 . 10^{2,7877 + (7,625 . 16) / (241,6 + 16)}= 967,3 Pa

h = 1,006 . 16 + 0,622 . (967,3 / (101 300 – 967,3)) . (2 501 + 1,83 . 16) = 31,3 kJ/kg

Entre le volume spécifique, la température et l’humidité absolue

v = (461,24 . (0,622 + x) . T) / P

où,

x est l’humidité absolue en kg eau / kg air sec
T est la température absolue = η + 273,15°C
P = pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

soit η = 25°C et x = 0,008 kg_eau/kg_air,

v = (461,24 . (0,622 + 0,008) . (273,15 + 25)) / 101 300 = 0,855 m^³/kg _{air sec}

Entre la température de rosée et la pression partielle de vapeur

Si η _r> 0°C, η_r= 31,685 . x / (1 – 0,1311 . x)

Si η_r< 0°C, η_r= 27,952 . x / (1 – 0,1025 . x)

où,

x = log 10 (pv / 613,34)

Exemple.

soit η = 25°C et pv = 1 600 PA, alors :

x = log ₁₀(1 600 / 613,34) = 0,416

η_r= 31,685 . 0,416 / (1 – 0,1311 . 0,416) = 13,9°C

Entre la température bulbe humide et la pression partielle de vapeur
La relation suivante est empirique :

p_v= p_{vsη h}– K . P (η – η _h)

où,

pv est la pression partielle de vaporisation
p_vsη_h est la pression de vapeur saturante correspondant à ηh
K est une constante valant 6,6 x 10-4 pour η _h > 0°C et 5,6 x 10 -4 pour η_h < 0°C
P est la pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

soit la lecture suivante sur un psychromètre :

η = 20°C et η_h = 15°C.

Quelle est l’humidité relative dans la pièce ?

p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η)}

Si η_h= 15°C, p_{vs η h}= 10^{2,7877 + (7,625 . 15) / (241,6 + 15)}= 1 711 PA </i.si>

p_v= p_{vs ηh}– K . P (η- η_h) = 1 711 – 6,6 . 10^-4. 101 300 . (20 – 15) = 1 377 PA

A 20°C, p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . 20) / (241,6 + 20)}= 2 347 PA

L’humidité relative est donc de :

φ = p_v/ p_vs= 1 377 / 2 347 = 59 %

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à régénération

Principe

Le principe général des récupérateurs par accumulation ou encore appelé récupérateurs à régénération est de récupérer la chaleur contenue dans l’air extrait en faisant transiter cet air au travers d’un matériau accumulateur. Ce matériau accumulateur est ensuite soumis au flux d’air neuf et lui cède sa chaleur.

Le matériau accumulateur peut être imprégné ou non d’un produit hygroscopique de manière à permettre les échanges tant de chaleur sensible que d’humidité.

Il existe plusieurs types de récupérateur applicant cette technique.

Les roues

Photo roues.

Échangeur rotatif.

Un matériau accumulateur cylindrique en rotation lente (de 5 à 20 tours/min) est traversé dans une direction par l’air rejeté et dans l’autre par l’air neuf. Il se compose d’un média de transfert en aluminium, acier inoxydable ou matériau synthétique formant de très nombreux petits canaux.

Le matériau accumulateur est alternativement traversé par l’air chaud rejeté où il se charge d’énergie, et l’air neuf froid où il se décharge. En vue d’éviter le mélange d’air neuf et d’air rejeté, il est prévu un secteur de nettoyage dans lequel l’air rejeté est chassé par l’air neuf. Une légère contamination est toutefois inévitable. Dans certains cas, le transfert d’humidité est aussi à l’origine de transferts d’odeurs ou de germes et ceci limite l’emploi de tels échangeurs.

Schéma principe roues.

Une faible consommation d’énergie électrique est nécessaire pour entraîner la rotation de la roue. Les pertes de charge sont assez faibles.

Les écoulements aérauliques d’air neuf et d’air repris doivent être disposés de telle façon que la circulation de l’air s’effectue à contre-courant. Sinon, étant donné la très fine structure du matériau accumulateur, le rotor pourrait s’encrasser très rapidement, tout particulièrement sur la face avant.

Par contre, un écoulement des veines d’air à contre-courant permet ce qu’on appelle un effet d’auto-nettoyage car toute poussière qui se serait déposée sur la face avant de chacune des moitiés du rotor (donc en amont de l’échangeur tant sur l’air neuf que sur l’air repris) serait délogée dans l’autre moitié du rotor puisque l’air y circule dans l’autre sens. C’est pourquoi, en règle générale, on ne prévoit pas de filtre en amont d’un échangeur rotatif et ce tant sur l’air neuf que sur l’air repris.

Par ailleurs, il est à signaler que la fine structure du matériau accumulateur du rotor l’oblige à tourner sans arrêt (à la vitesse minimale) ou tout au moins par intermittence même en période où l’on ne souhaite pas de récupération de chaleur ou de froid et ce afin d’éviter tout risque de colmatage par encrassement des petits canaux du matériau accumulateur.

Les régénérateurs statiques à clapet unique

Dans un régénérateur statique à clapet, le trajet de l’air est modifié par un clapet pour que le medium accumulateur soit alternativement traversé par l’air neuf et l’air recyclé.

Cycle de fonctionnement d’un régénérateur statique à clapet unique.

Par rapport à la roue, ce système présente 2 inconvénients au moment du basculement du clapet :

Les ventilateurs de pulsion et d’extraction se retrouvent durant un cours instant en série, créant des perturbations aérauliques.

La contamination peut être importante. Elle sera fonction de la distance qui sépare le récupérateur de la grille extérieure d’extraction. En effet, au moment de basculement, l’entièreté de l’air vicié contenu dans ce tronçon va être emporté avec l’air neuf.

Les régénérateurs statiques à volets

Le principe de fonctionnement de ces régénérateurs est identique au régénérateur à clapet unique, à la différence près que le jeu des volets permet de limiter le risque de contamination. La quantité d’air vicié entraîné dans l’air neuf au basculement des volets ne correspond plus qu’au contenu du récupérateur, soit environ 3 % de l’air pulsé.

Cycle de basculement des volets : environ toutes les minutes.

Facteur influençant le rendement

Prenons un exemple de roue :

Soit un débit de 15 000 m^³/h (4,2 m^³/s) pour un modèle de roue type 240 et un rapport Volume Air neuf / Volume air vicié de 1, le graphique du constructeur fournit un rendement de 80 %. soit le diagramme suivant fourni par le constructeur :

Courbe de rendement.

Le 2^èmegraphe permet également de calculer la température de sortie air neuf (t₂).

Pour une température d’air rejeté t₃= 22°C et d’air neuf t₁= – 10°C (t₃– t₁= 32°C), on trouve t₂= 17°C.

Dans le graphe ci-dessous on peut percevoir l’influence de la vitesse de rotation de la roue sur le rendement de l’échange.

Influence de la vitesse de rotation de la roue sur le rendement.

Les rendements d’échange sont généralement très élevés; ils sont essentiellement fonction de :

la nature du matériau accumulateur,
la vitesse de l’air et de la vitesse de rotation de la roue ou de basculement, ces deux dernières variables déterminant le temps de passage de l’air dans l’échangeur.

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 75 – 95 %.

Avantages – Désavantages

Avantages

Dépendant du média de transfert choisi, l’énergie sensible et l’humidité peuvent être transférées, ce qui permet de diminuer la taille de l’humidificateur éventuel,
rendement très élevé (de 75 à 95%),
perte de charge relativement faible en comparaison de l’efficacité,
faible encombrement pour la roue,
fonctionnement été possible dans le cas de matériau hygroscopique,
pas d’évacuation de condensats,
encrassement et givrage limité du fait de l’inversion régulière du sens des flux d’air (la filtration reste cependant obligatoire).

Désavantages

Contamination de l’air neuf possible, principalement avec les régénérateurs statiques à clapet unique.
amenée et évacuation d’air doivent être adjacentes,
consommation d’énergie pour l’entraînement de la roue,
nécessité de l’entretien du système d’entraînement,
dans les roues la section de purge qui limite la contamination réduit l’efficacité de récupération,
le rendement est influencé par les positions relatives de l’échangeur de récupération et des ventilateurs de pulsion et de reprise.

Régulation

En demi-saison

Un système de régulation est nécessaire en mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : il faut réduire l’échange pour éviter que la température de l’air neuf devienne telle qu’elle contribue à surchauffer l’ambiance intérieure.

Lorsqu’en demi-saison il y a apparition de charges qui nécessitent de souffler dans les locaux de l’air plus froid que la température ambiante de consigne il est alors nécessaire de pouvoir réguler la puissance de l’échangeur de chaleur grâce à une variation de vitesse de rotation de la roue ou un by-pass du régénérateur.

En hiver

Dans les récupérateurs à batteries (échangeurs à plaques, à eau glycolée), si l’échange est tel que la température de l’air extrait chute sous 0°C, il faut réduire le transfert de chaleur pour éviter le givre de l’échangeur.

Dans les récupérateurs par accumulation, on peut partir de la règle empirique suivant laquelle il n’y a risque de gel que lorsque la moyenne des températures de l’air neuf et de l’air repris tombe en dessous de 0 °C et que, simultanément, il y a excès d’humidité dans l’accumulateur, c’est-à-dire que l’humidité qui s’est condensée côté air repris n’a pas pu être entièrement absorbée par l’air neuf.

Dans le cas contraire, le risque d’accumulation de givre du côté de l’air extrait est minime puisqu’à chaque cycle, ce côté est réchauffé. Ceci permet de profiter de la pleine puissance de récupération même pour des températures hivernales extrêmes et de tenir compte de cette puissance dans le dimensionnement des batteries de chauffage et des chaudières.

Dans certains cas particuliers (fonctionnement nocturne, faible température ambiante, rapport débit air neuf/air repris défavorable), il faut s’en remettre à l’expérience du fabricant. S’il y a risque de gel de l’échangeur, la solution consiste là aussi à faire varier la vitesse de rotation de la roue ou à by-passer l’accumulateur. Lorsqu’on diminue la puissance de récupération de la roue en hiver, la batterie de chauffage se trouvant après le récupérateur doit être dimensionnée en conséquence.

Entretien

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.

En effet, l’encrassement des surfaces d’échange a deux conséquences néfastes sur la récupération : la réduction du coefficient d’échange de chaleur et la réduction des débits d’air.

Le tableau ci-dessous donne les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance :

Échangeur rotatif		v
1 –	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
–	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
–	fuites externes	X
–	fuites internes	X
–	fuites par turbulences	X
–	fuites au niveau du clapet de by-pass	X
3 –	Contrôle de la régulation	–
–	régulation de la vitesse de rotation	X
–	régulation du / des clapets de by-pass	X
–	régulation antigel	X

Exemple

En vue de comparer les différents systèmes de récupération, nous développons ici le calcul du rendement de l’installation pour les différents systèmes de récupération présentés.

Prenons comme exemple une installation de traitement d’air d’un immeuble de bureaux, fonctionnant en tout air neuf, 10 heures/jour, 5 jours/semaine.

Les groupes de pulsion et d’extraction GP/GE sont de même débit : 21 000 m³/h – section de 1 525 x 1 525 mm, soit une vitesse d’air de 2,5 m/s.

Dans le cas d’un échangeur rotatif à régénération, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix d’une roue sélectionnée au point de vue prix, dans sa configuration la plus chère, c.-à-d. avec caisson de visite en amont et en aval ainsi qu’avec sa régulation de vitesse,
le fonctionnement dans les conditions extrêmes :

l’évolution dans le diagramme de l’air humide :

On constate que l’air extrait donne chaleur et humidité à l’air neuf qui voit sa température augmenter ainsi que son taux d’humidité absolue.

l’efficacité thermique instantanée :

ε_t= t₂– t₁/ t₃– t₁= (14,3 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,76 = 76 %

L’équipement sélectionné a entraîné les températures de sortie des fluides. On en déduit que le récupérateur a donné un accroissement de température de l’air neuf de 76 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0.76 x 32° = 24,3°.

Remarque : cette fois, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait une valeur identique :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (29,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,76 = 76 %

Ceci montre que 76 % de l’énergie latente à été transférée simultanément aux 76 % de transfert d’énergie sensible).

La puissance maximale récupérée doit être estimée par le bilan enthalpique :

P_{max. réc.}= 0,34 [W/(m³/h).°C] x 21 000 [m^³/h] x (29,5 – (- 6,5)) = 251 [kW]

0,34 [W/(m³/h).°C] = chaleur spécifique de l’air

Si l’humidification de l’air est réalisée via une pulvérisation d’eau froide, une réduction de la puissance de la chaudière à installer de 251 kW est à prévoir. Si par contre l’humidification est réalisée par pulvérisation de vapeur, la chaudière sera diminuée de la puissance sensible (170 kW) et le système de production de vapeur sera réduit de la puissance latente (81 kW).

L’efficacité thermique, calculée dans les conditions extrêmes (- 10°C), reste sensiblement identique aux autres températures de la saison de chauffe. Aussi, la température moyenne extérieure en journée étant de 8°C, la puissance moyenne récupérée sera de :

P_{moy. réc.}= 251 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 110 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de :

E_réc= 110 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem] x 35 [sem] / 0,8 = 240 370 [kWh]

Le facteur 0.8 correspond au rendement saisonnier de la production de chaleur pour une installation nouvelle et dont les conduites sont isolées. On prendrait 0.7 pour une installation plus ancienne. 35 semaines correspondent à la durée de la saison de chauffe.

Suite à la présence du récupérateur, les puissances des ventilateurs sont modifiées comme suit :

Avant		Après
GE	GP	GE	GP
2,2 kW	5,2 kW	3,7 kW	6,2 kW

Ce à quoi il faut ajouter une puissance de 0,2 kW pour le moteur de la roue.

Visualisation de la récupération de la chaleur latente

Le diagramme ci-dessous fournit cette fois la courbe des fréquences cumulées des enthalpies tout au long d’une année. C’est le même principe que pour la courbe cumulée des températures mais cette fois-ci on pense en terme d’enthalpie pour tenir compte de l’énergie totale (latente + sensible).

On peut y lire le travail réalisé par un récupérateur de type « roue », dont l’efficacité a été choisie à 75 % (valeur maximale). L’air neuf est pulsé en permanence à 16° – 55 % HR, tandis que l’air vicié est extrait à 18° – 60 % HR.

Le « travail » du récupérateur y est visualisé, en hiver comme en été, et on peut y repérer également la régulation de la vitesse de rotation de la roue : pour ne pas entraîner de surchauffe en mi-saison, la roue est ralentie. En été, dès que l’enthalpie de l’air extrait devient inférieure à celle de l’air extérieur, la roue est remise à la vitesse maximale.

Exemple de fonctionnement d’un échangeur rotatif (Courbes d’enthalpies).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Norme NBN EN 203 : appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustibles gazeux

NBN EN 203-1 : Appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustible gazeux – Partie 1 : Règles générales de sécurité

La présente Norme Européenne a été adoptée par le CEN le 1992-07-31. Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au Règlement Intérieur du CEN/CENELEC qui définit les conditions dans lesquelles doit être attribué, sans modification, le statut de norme nationale à la Norme Européenne.

Les listes mises à jour et les références bibliographiques relatives à ces normes nationales peuvent être obtenues auprès du Secrétariat Central ou auprès des membres du CEN.

Les Normes Européennes existent en trois versions officielles (allemand, anglais, français). Une version faite par traduction sous la responsabilité d’un membre du CEN dans sa langue nationale et notifiée au Secrétariat Central, a le même statut que les versions officielles.

Les membres du CEN sont les organismes nationaux de normalisation des pays suivants : Allemagne, Autriche, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède et Suisse.

Sommaire

1-	GENERALITES
1.1	Domaine d’application
1.2	Références normatives
1.3	Définitions
1.3.1	Définitions concernant les combustibles gazeux
1.3.2	Définitions générales concernant la construction des appareils
1.3.3	Définitions concernant le fonctionnement des appareils
1.4	Classification des appareils
1.4.1	Généralités
1.4.2	Nature des gaz utilisés (catégories)
1.4.3	Modes d’évacuation des produits de la combustion
2-	CARACTERISTIQUES DE CONSTRUCTION
2.1	Généralités
2.1.1	Adaptations aux différents gaz
2.1.2	Matériaux et modes de construction
2.1.3	Exploitation et entretien courant
2.1.4	Raccordement en gaz
2.1.5	Étanchéité
2.1.6	Amenée d’air comburant et évacuation des produits de combustion
2.1.7	Fonctionnement du brûleur
2.1.8	Sécurité de fonctionnement en cas de manque d’énergie auxiliaire
2.2	Exigences particulières aux composants du circuit gaz
2.2.1	Organe de commande de débit du gaz
2.2.2	Appareillage auxiliaire
2.2.3	Brûleurs
2.2.4	Organes de préréglage de débit du gaz
2.3	Caractéristiques particulières
2.3.1	Débordement
2.3.2	Stabilité de sécurité mécanique
2.3.	Sécurité risques d’incendie
3-	CARACTERISTIQUES DE FONCTIONNEMENT
3.1	Généralités
3.2	Etanchéité
3.2.1	Etanchéité du circuit « gaz »
3.2.2	Circuit d’évacuation des produits de la combustion des appareils type B1
3.3	Obtention du débit
3.3.1	Débit calorifique nominal
3.3.2	Débit volumique total
3.3.3	Débit volumique réduit
3.4	Sécurité de fonctionnement
3.4.1	Brûleurs
3.4.2	Echauffement
3.4.3	Allumage – Interallumage – Stabilité des flammes
3.5	Appareillage auxiliaire
3.5.1	Dispositif de surveillance de flamme
3.5.2	Dispositif d’allumage
3.5.3	Régulateur de pression de gaz
3.6	Combustion
3.7	Caractéristiques particulières
3.7.1	Limiteur de surchauffe des friteuses
3.7.2	Stabilité et sécurité mécanique
4-	TECHNIQUE DES ESSAIS
4.1	Généralités
4.1.1	Caractéristiques des gaz d’essais : gaz de référence et gaz limites
4.1.2	Conditions de réalisation des gaz d’essais
4.1.3	Réalisation des essais
4.1.4	Pression d’essais
4.1.5	Conduite des essais
4.2	Etanchéité
4.2.2	Etanchéité du circuit combustion et évacuation correcte des produits de la combustion des appareillages type B1
4.3	Obtention des débits
4.3.1	Débit calorifique nominal
4.3.2	Débit total
4.3.3	Débit réduit
4.4	Sécurité de fonctionnement
4.4.1	Brûleurs
4.4.2	Echauffement
4.4.3	Allumage – Interallumage – Stabilité des flammes
4.5	Appareillages auxiliaire
4.5.1	Dispositif de surveillance de flamme
4.5.2	Dispositif d’allumage
4.5.3	Régulateur de pression de gaz
4.6	Combustion
4.6.1	Généralités
4.6.2	Essais faits dans les conditions normales
4.6.3	Essais faits dans les conditions de vent plongeant
4.6.4	Essai avec le gaz limite de charbonnement
4.7	Essais particuliers
4.7.1	Stabilité
4.7.2	Friteuses – limiteur de surchauffe
5-	DESIGNATION
6-	MARQUAGE
6.1	Marquage sur l’appareil
6.1.1	Plaque signalétique
6.1.2	Indication du réglage initial
6.1.3	Etiquette
6.2	Notices
6.2.1	Notice d’emploi et d’entretien
6.2.2	Notice technique d’installation et de réglage
6.2.3	Instructions pour l’adaptation à divers gaz
7-	SITUATION NATIONALE
7.1	Catégories commercialisées dans les divers pays et équivalences entre ces différentes catégories
7.1.1	Catégories commercialisées dans les divers pays
7.1.2	Règles d’équivalence
7.2	Conditions de raccordement en gaz en vigueur dans les divers pays
7.3	Conditions de raccordement à un conduit d’évacuation des produits de la combustion en vigueur dans les divers pays
7.4	Pression d’alimentation des appareils
TABLEAUX
1-	Caractéristiques des gaz d’essais
2-	Choix des gaz d’essais
3-	Pressions d’essais
4-	Teneur en CO, des produits de combustion (privée d’air et de vapeur d’eau)
5-	Catégories d’appareils commercialisées dans les divers pays
6-	Conditions de raccordement en gaz dans les divers pays
7-	Raccordement à un conduit d’évacuation des produits de la combustion en vigueur dans les divers pays
8-	Pressions d’alimentation des appareils
9-	Récipients à utiliser en fonction du débit calorifique du brûleur
10-	Caractéristiques des récipients nécessaires aux essais de combustion
FIGURES
1-	Dispositif pour la vérification de l’étanchéité
2-	Essai d’un appareil du type B1 dans les conditions anormales de tirage
3-	Vérification de la combustion – Dispositif de prélèvement pour des récipients de 22 cm à 34 cm
4-	Vérification de la combustion – Dispositif de prélèvement pour des récipients de 34 = à 50 cm
5-	Caractéristiques des récipients nécessaires aux essais de combustion
6-	Appareillage pour l’essai du courant d’air
7-	Croquis montrant la disposition de l’appareillage pour l’essai du courant d’air

Avant-Propos

Le projet de norme prEN 203 élaboré par la commission de liaison MARCOGAZEFCEM-CL 11 « Appareils de grande cuisine utilisant les combustibles gazeux » a été directement soumis au vote préliminaire auprès des membres du CEN jusqu’au 15 Mai 1983.

Ayant fait l’objet de nombreuses observations, le Secrétariat Central du CEN et MARCOGAZ ont proposé, d’un accord commun, que ces remarques soient traitées par le groupe rapporteur CL 11.

Ce dernier, n’ayant pu résoudre un bon nombre d’observations, conduisit le Comité Technique CEN/TC 106 à se réunir le 11 Juin 1987 à Paris. Prenant en considération les travaux en cours à la CEE, le CEN/TC 106 décida de soumettre à une nouvelle Enquête Publique du CEN un projet de norme limité à la sécurité, élaboré par l’EFCEM sur la base du premier projet.

Les Normes Nationales identiques à la présente Norme Européenne devront être publiées, et les Normes Nationales en contradiction avec la présente Norme Européenne devront être annulées avant la fin du mois de février 1993.

Cette Norme Européenne EN 203-1 a été adoptée par le CEN le 1992-07-01.

Selon les règles communes au CEN/CENELEC, les pays suivants sont tenus de mettre cette Norme Européenne en application :

Autriche, Allemagne, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède et Suisse.

Domaine d’application

Cette norme définit les exigences concernant les caractéristiques de construction et de fonctionnement relatives à la sécurité 1) des appareils pour la cuisine professionnelle utilisant les combustibles gazeux équipés de brûleurs à induction atmosphériques. Elle fixe également la technique des essais propres à contrôler ces caractéristiques.

Seuls les appareils de type A et B1 (appareils pour conduit à tirage naturel) sont étudiés dans cette norme.

Cette norme s’applique à tous les appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustibles gazeux destinés à la préparation et à la cuisson des aliments et des boissons à l’exception des suivants :

aux appareils munis de brûleurs à prémélange total,
aux appareils de type B2 (sans coupe tirage).

NBN EN 203-1/A1 : Appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustible gazeux – Partie 1 : Règles générales de sécurité

Cet amendement 1 modifie la Norme Européenne EN 203-1 :1992.

Cet amendement a été adopté par le CEN le 1994-12-16. Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au Règlement Intérieur du CEN/CENELEC qui définit les conditions dans 1esquelles doit être attribué, sans modification, le statut de norme nationale à cet amendement.

Les listes mises à jour et les références bibliographiques relatives à ces normes nationales peuvent être obtenues auprès du Secrétariat Central ou auprès des membres du CEN.

Avant-propos

Le présent Amendement a été préparé par le Comité Technique CEN/TC 106 « Appareils de grande cuisine utilisant les combustibles gazeux », dont le secrétariat est tenu par l’AFNOR.

Cet Amendement a été élaboré dans le cadre d’un mandat donné au CEN par la Commission Européenne et l’Association Européenne de Libre Echange et vient à l’appui des exigences essentielles de la (des) Directive(s) CE.

Cet Amendement devra recevoir le statut de norme nationale, soit par publication d’un texte identique, soit par entérinement, au Plus tard en mars 1996, et toutes les normes nationales en contradiction devront être retirées au plus tard en mars 1996.

Selon le Règlement Intérieur du CEN/CENELEC, les pays suivants sont tenus de mettre cet Amendement en application :

Allemagne, Autriche, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède, Suisse

Sommaire

Avant-propos 1
Avant- propos 2
1	Généralités
1.1	Objet et domaine d’application
1.2	Références normatives
1.3	Définitions
1.4	Classification
2	Caractéristiques de construction
2.1	Généralités
2.2	Exigences particulières aux composants du circuit gaz
3	Caractéristiques de fonctionnement
3.6	Combustion
4	Technique d’essais
4.1	Généralités
4.6	Combustion
6	Marquage
6.3	Emballage
Annexe A (informative) Situations nationales
A.1	Commercialisation dans les différents pays des catégories listées dans le corps de la norme
A.2	Pressions d’alimentation des appareils (voir 4.1.4)
A.3	Catégories particulières commercialisées nationalement ou localement
A.4	Gaz et pressions d’essais correspondant aux catégories particulières données en A.3
A.5	Conditions de raccordement de gaz en vigueur dans les divers pays (voir 2.1.4)
A.6	Conditions de raccordement à un conduit d’évacuation des produits de la combustion en vigueur dans les divers pays (voir 2.1.6.2)
Annexe B (informative) Lignes directrices pour l’extension à d’autres catégories
Annexe C (informative) Fiche d’identification de la conformité de la norme EN 203-1 aux exigences essentielles de la Directive Appareils à Gaz

NBN EN 203-2 : Appareils de cuisine professionnelle utilisant les combustible gazeux – Partie 2 : Utilisation rationnelle de l’énergie

La présente Norme Européeme a été adoptée par le CEN le 1995-01-02. Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au Règlement intérieur du CEN/CEMELEC qui définit tes conditions dans Lesquelles doit être attribué, sans modification, le statut de norme nationale à La Norme Européenne.

Les Listes mises à jour et les références bibliographiques relatives à ces normes nationales peuvent être obtenues auprès du Secrétariat Central ou auprès des membres du CEN.

Les Normes Européennes existent en trois versions officielles (allemand, anglais, français). Une version faite par traduction sous La responsabilité d’un membre du CEN dans sa tangue nationale et notifiée au Secrétariat Central, a le même statut que les versions officielles.

Avant-propos

La présente norme européenne a été élaborée par le Comité technique CEN/TC 106 « Appareils de grande cuisine utilisant les combustibles gazeux », dont le secrétariat est tenu par l’AFNOR.

Cette norme européenne devra recevoir le statut de norme nationale, soit par publication d’un texte identique, soit par entérinement, au plus tard en juillet 1995, et toutes les normes nationales en contradiction devront être retirées au plus tard en décembre 1995.

La présente norme européenne a été élaborée dans le cadre d’un mandat donné au CEN par la Commission Européenne et l’Association Européenne de Libre Echange et vient à l’appui des exigences essentielles de la (des) Directive(s) CE.

Selon le Règlement Intérieur du CEN/CENELEC, les pays suivants sont tenus de mettre cette norme européenne en application :

Allemagne, Autriche, Belgique, Danemark, Espagne, Finlande, France, Grèce, Irlande, Islande, Italie, Luxembourg, Norvège, Pays-Bas, Portugal, Royaume-Uni, Suède et Suisse.

Domaine d’application

Cette norme européenne définit les exigences et les méthodes d’essais pour l’utilisation rationnelle de l’énergie des appareils de cuisine professionnelle utilisant des combustibles gazeux, décrits en 1. 1 de l’ EN 203-1:1 992.

Sommaire

Avant-propos
1	Domaine d’application
2	Références normatives
3	Caractéristiques de fonctionnement
3.1	Généralités sur le fonctionnement
3.2	Brûleurs découverts
3.3	Fours (traditionnels, à air puisé et combinant vapeur et air puisé)
3.4	Marmites
3.5	Friteuses
3.6	Armoires chauffantes
3.7	Générateurs à eau bouillante à flux continu
3.8	Générateurs à eau bouillante à réservoir
4	Conditions d’essais
4.1	Conditions générales d’essais
4.1.1	Chambre d’essais
4.1.2	Préparation de l’appareil
4.2	Brûleurs découverts
4.2.1	Généralités
4.2.2	Rendement
4.3	Fours (traditionnels, à air puisé et combinant vapeur et air puisé)
4.3.1	Mise en température
4.3.2	Consommation d’entretien
4.4	Mannites (à chauffage direct et indirect)
4.4.1	Mise en température
4.4.2	Rendement
4.5	Friteuses
4.5.1	Généralités
4.5.2	Rendement
4.6	Armoires chauffantes
4.6.1	Mise en température
4.6.2	Consommation d’entretien
4.7	Générateurs à eau bouillante à flux continu
4.7.1	Générateurs à eau bouillante à expansion libre
4.7.2	Générateurs à eau bouillante à pression
4.8	Générateurs à eau bouillante à réservoir
4.8.1	Mise en température
4.8.2	Rendement

Image par défaut pour la partie Concevoir

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la motorisation de l’ascenseur à traction

Image par défaut pour la partie Concevoir

Choix de la motorisation avec ou sans réducteur ?

Sur le plan des performances de confort et de trafic, les différents types de motorisation conviennent dans la plupart des cas. En effet, le dimensionnement de l’installation dépendant surtout de la charge et de la vitesse à atteindre, la gamme disponible sur le marché est assez large pour satisfaire l’ensemble des performances souhaitées, quel que soit le type de motorisation.

Pour cette raison, on différentie plutôt les motorisations à traction en fonction des critères principaux suivants :

le rendement global,
la performance énergétique,
l’encombrement des équipements.

Les critères secondaires, mais néanmoins importants, prennent en compte le poids, la consommation d’huile, le niveau acoustique, …

Rendement global de la motorisation

Le rendement global de la motorisation influence le dimensionnement de l’installation et les consommations futures. En effet, à puissance mécanique égale (pour déplacer la charge), meilleur sera le rendement de la motorisation, moins :

le surdimensionnement du moteur et de l’installation électrique sera important,
les consommations énergétiques durant la vie de l’ascenseur seront grandes,
les chutes de tension en ligne perturberont le réseau électrique interne voire externe.

On adopte une règle immuable en terme de rendement :

Plus les équipements de la motorisation sont nombreux,
moins bon est le rendement !

On sait que :

P_électrique = P_mécanique / η _{global de motorisation}

Où :

P_mécanique est la puissance mécanique à l’arbre du treuil,
η _{global de motorisation} est le rendement de la motorisation.

Le rendement global de la motorisation :

η _global = η_{électr_commande} x η_{électr_moteur} x η_{mécan_réducteur} x η_{mécan_treuil}

Le cas des moteurs à traction avec réducteur de vitesse, par rapport à la même motorisation sans réducteur, montre que les intermédiaires occasionnent des pertes et, par conséquent, réduisent la puissance mécanique disponible à la roue de traction pour une même puissance électrique absorbée.

Le tableau suivant permet de comparer les différents rendements globaux en fonction du type de motorisation et en présence ou non d’un variateur de vitesse électronique.

Performance énergétique

Indépendamment du rendement global de la motorisation, la maîtrise de la performance énergétique passe surtout par l’optimisation des courants de démarrage. En effet, le fonctionnement des ascenseurs est plus une succession de démarrages et d’arrêts, où le courant absorbé peut être très important, que de longues courses à courant nominal plus réduit. Ceci est d’autant plus vrai que le trafic est intense; ce qui est le cas des bâtiments du secteur tertiaire.

Il va de soi, qu’à l’heure actuelle, le variateur de vitesse devient un gage de performance énergétique certain et que de prévoir un nouveau projet de conception sans cet équipement :

priverait les utilisateurs d’un confort renforcé (démarrage progressif, mise à niveau précise, …),
occasionnerait des consommations inutiles et des appels de puissance pénalisants au niveau de la pointe quart-horaire.

Le marché s’oriente vers les motorisations avec ou sans réducteur (« gearless ») mais équipés d’un variateur de vitesse statique cumulant différents avantages comme :

le contrôle permanent du couple et de la puissance en optimisant les courants de démarrage et les consommations,
la possibilité de renvoyer de l’énergie sur le réseau électrique durant le freinage,
…

Commande par variation de fréquence.

Sans tenir compte du rendement de la motorisation, la performance énergétique est en fait liée principalement à la gestion des démarrages et des arrêts par le variateur de vitesse.

L’analyse effectuée par le CADDET (Centre for the Analysis and Dissémination of Demonstrated Energy Technologies) sur les consommations d’une motorisation classique par rapport à une motorisation innovante, a mis en évidence des différences énergétiques importantes :

Paramètres	Type de motorisation
Paramètres	Traction classique	Gearless
Vitesse de déplacement de la cabine [m/s]	1	1
Charge de l’ascenseur [kg]	630	630
Puissance du moteur électrique [kW]	5,5	3,3
Calibre de la protection moteur [A]	35	16
Nombre de courses pour 3 mois	27 444
Consommation électrique pour 3 mois [kWh/3 mois]	958	447

Il est clair que l’économie est importante (53 %). Toutefois, pour être tout à fait neutre dans l’étude, la motorisation sans réducteur de vitesse et équipée d’un variateur de fréquence, devrait être comparée à une motorisation classique avec réducteur à vis sans fin, équipée aussi d’un variateur de fréquence. Les économies seraient moins importantes mais tout de même en faveur de la motorisation sans réducteur, de part le meilleur rendement.

Si on reprend le graphique des rendements et qu’à la motorisation classique on adjoint un variateur de vitesse de caractéristiques similaires (au niveau énergétique) à celles du « gearless », l’économie réalisée sur la gestion énergétique optimale du variateur de vitesse est de l’ordre de 31 %. On a donc tout intérêt à envisager une motorisation sans réducteur.

Paramètres	Type de motorisation + variateur de vitesse
Paramètres	Traction classique avec réducteur à vis sans fin	Sans réducteur ou « Gearless »
Rendement	~ 0,55	~ 0,77
% d’économie énergétique due au rendement	–	~ 22
% d’économie due au variateur de fréquence	~ 31 %

Pour en savoir plus sur l’estimation des économies d’énergie faites par le placement d’un variateur de vitesse pour la commande d’une motorisation, cliquez ici !

Encombrement

Une réduction des coûts d’investissement et un gain de place sont liés à la limitation de l’espace nécessaire à la machinerie.

Un constructeur annonce une réduction de l’ordre de 25 % de l’investissement nécessaire à la conception d’un ascenseur sachant que la salle des machines n’est plus nécessaire; ce qui rend le critère d’encombrement crédible.

Pour en savoir plus sur le choix du type d’ascenseur, cliquez ici !

Ici encore, la motorisation sans réducteur (« gearless ») vient révolutionner le monde des ascenseurs dans le sens où la compacité de ce système est impressionnante au point de pouvoir concevoir des projets d’ascenseurs sans salle des machines, en plaçant directement la motorisation dans la gaine et l’armoire de commande compacte à même le dernier palier de l’ascenseur par exemple.

Compacité de la motorisation sans réducteur « gearless ».

Critères secondaires

Les critères secondaires, mais non des moindres, permettent d’affiner le choix de la motorisation. On citera principalement :

le poids,
la consommation d’huile,
le niveau sonore.

La même analyse effectuée par le CADDET (Centre for the Analysis and Dissémination of Demonstrated Energy Technologies) donne des résultats concernant la comparaison des motorisations classiques (moteur à deux vitesses à réducteur à vis sans fin par rapport à une motorisation sans réducteur). Le poids de la motorisation sans réducteur permet d’envisager des projets de conception plus « léger » au niveau de la stabilité.

	Type de motorisation
Paramètres	Traction classique	Gearless
Vitesse de déplacement de la cabine [m/s]	1	1
Charge de l’ascenseur [kg]	630	630
poids de la motorisation [kg]	430	230
Niveau acoustique [dB]	65-75	50-55
Nombre de courses pour 3 mois	27 444
Quantité d’huile nécessaire [litres]	3,5	–

Choix du variateur de vitesse

L’intervention du maître d’ouvrage dans le choix du variateur de vitesse se résumera à conscientiser le bureau d’étude ou le constructeur à tenir compte de différents aspects :

Rendement

Le rendement du variateur de vitesse varie en fonction de la charge et de la vitesse du moteur. En général, il se situe aux alentours de 90-95 %.

Surcouple de démarrage et choix de la puissance

Certains variateurs de vitesse sont prévus pour accepter pendant le démarrage un surcouple (160 % par exemple). Le choix de la puissance d’un variateur de vitesse doit être réalisé pour que le couple donné par le variateur de vitesse au moteur soit le plus proche possible du couple nominal de l’ascenseur; le dimensionnement en tiendra compte.

Pour en savoir plus sur le dimensionnement du variateur de vitesse, cliquez ici.

Le besoin de refroidissement

Les variateurs de fréquence doivent évacuer leurs pertes calorifiques. Le choix du variateur se basera sur la quantification de cette perte et la possibilité d’avoir recours uniquement à la ventilation naturelle.

La compatibilité électromagnétique

La compatibilité électromagnétique des variateurs de vitesse par rapport à leur environnement est importante pour le limiter les perturbations du réseau électrique du bâtiment. En effet, la génération d’harmoniques par le variateur peut entraîner des déclenchements intempestifs de protections, la perturbation des ordinateurs, …

Le choix du variateur tiendra compte de la directive CEM et de la marque CE des équipements.

La récupération d’énergie

Dans le choix d’un variateur de fréquence, on prendra en compte aussi la possibilité de renvoi d’énergie au réseau lors du freinage de l’ascenseur ou lors de la descente de la cabine en charge lorsque la cabine remplie dépasse le poids du contrepoids : le couple résistant peut devenir moteur.

Attention toutefois que si le choix se porte sue une motorisation à vis sans fin, la charge ne peut pas entraîner le moteur électrique car la vis sans fin est un organe mécanique irréversible; le moteur ne peut pas devenir générateur et renvoyer de l’énergie sur le réseau.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Ecole Tanga

Le bâtiment

L’école, située dans une zone suburbaine, se compose de 4 bâtiments de 2 niveaux, pour une surface totale de 9 350 m² :

l’aile A réunit le réfectoire et la cuisine, ainsi que des bureaux.
l’aile B contient principalement des classes.
l’aile C réunit principalement des salles de travail.
l’aile D abrite la salle de sports.

Les bâtiments datent de 1968. Ils ont été partiellement rénovés en 1989 (nouvelles fenêtres) et en 1991 (amélioration de l’isolation thermique). Une nouvelle rénovation a eu lieu en 2000.

Nous nous intéresserons ici particulièrement à l’aile B, d’une surface de 3 672 m². Elle était équipée d’un système de ventilation double flux qui a été remplacé, lors de cette dernière rénovation, par un système de ventilation hybride : une ventilation naturelle avec cheminée solaire, mais assistance d’un ventilateur lorsque nécessaire.

Les caractéristiques thermiques actuelles du bâtiment B :

toiture : 0,12 W/m²K
fenêtres double vitrage : U = 1,76 W/m²K
Murs extérieurs : 0,47 W/m²K

Le système de ventilation

Schéma de fonctionnement de la ventilation hybride dans les classes.

Les classes sont ventilées avec de l’air extérieur. Il est introduit par des grilles en façade (3 ou 4 par classe), et réchauffé dans des conduits circulant au-dessus des convecteurs, avant d’être libéré dans le local. Les grilles de façade sont dessinées et équipées pour éviter l’intrusion de pluie, neige, insectes, etc. Elles peuvent, ainsi que les conduites d’air, être nettoyées facilement manuellement. Les occupants peuvent ouvrir une partie des fenêtres.

Cette ventilation avec de l’air extérieur non filtré est possible grâce à l’environnement suburbain de l’école, sans bruit ou pollution significative.

Convecteur par où l’air est introduit dans les classes.
(Photo Christer Nordström).

L’air est extrait naturellement par des cheminées solaires de 6 m de haut : un vitrage au pied de la souche de cheminée réchauffe l’air extrait ce qui favorise l’effet d’aspiration. Lorsque les conditions extérieures ne sont pas favorables et que le débit d’air extrait naturellement n’est pas suffisant, un ventilateur à fréquence variable permet de compenser.

Photo de la cheminée solaire (photo Christer Nordström) et section transversale.

Il y a une cheminée pour plusieurs classes réparties sur deux niveaux. Lorsque le ventilateur ne fonctionne pas, il est by-passé pour limiter la perte de charge de l’air extrait. Pour obtenir un effet d’aspiration identique aux deux étages, la section d’extraction d’air des classes du premier étage est inférieure à celle des classes du rez-de-chaussée.

Pour éviter les surchauffes, l’éclairage artificiel, de puissance limitée (13 W/m² dans les classes, 8 W/m² dans les couloirs) est géré automatiquement par des détecteurs de présence. Des protections solaires sont prévues mais n’ont pas encore été placées. De plus, un free cooling de nuit peut être organisé en été.

La régulation du système

Les registres d’entrée et d’extraction d’air de chaque classe sont gérés automatiquement en fonction d’une sonde CO₂. Ils commencent à s’ouvrir lorsque la concentration de CO₂ dépasse 1 000 ppm, et sont complètement ouverts au-delà de 1 500 ppm. Le professeur a toujours la possibilité de déroger au mode automatique et d’ouvrir ou de fermer manuellement les registres dans une plage de 50 à 100 % d’ouverture. Pour l’aider dans cette gestion manuelle, une lampe rouge s’allume dans la classe si le niveau de CO₂ dépasse 1 000 ppm.

Le tirage des cheminées est aussi régulé automatiquement en fonction de la différence de température mesurée entre le pied de la souche de cheminée et l’extérieur. Si elle n’est pas suffisante, le ventilateur démarre et le registre du by-pass est fermé.

Une ventilation nocturne est aussi organisée automatiquement en été lorsque la température intérieure dépasse une valeur de consigne.

Les convecteurs sont contrôlés par des vannes thermostatiques.

Le confort

Le confort des classes ventilées naturellement a été évalué par des mesures (température, vitesse d’air, concentration de CO₂…) et par des questionnaires remis aux occupants avant et après rénovation.

Le confort thermique

La température intérieure mesurée pendant un an dans les six classes ventilées naturellement varie entre 20 et 24°C, avec quelques pointes au-dessus de 24°C lorsque la température extérieure est supérieure à 25°C.

L’interrogation des occupants a montré une amélioration du confort, principalement le matin où la température était parfois trop basse, mais une augmentation des courants d’air. Ils apparaissent les jours ensoleillés et froids d’hiver, lorsque les registres sont totalement ouverts pour répondre aux besoins d’une classe remplie.

La qualité de l’air

La concentration de CO₂ est la plupart du temps autour de 1 000 ppm ou en dessous. Elle ne dépasse ce niveau que pour de courtes périodes, et est très rarement au-dessus de 1 500 ppm. D’autre part, le pourcentage d’élèves « souvent gênés par une mauvaise qualité de l’air » a baissé de 25 % avant la rénovation à 16 % après la rénovation.

L’acoustique

La qualité acoustique des bâtiments est jugée comme relativement bonne par les occupants. On note néanmoins une légère augmentation du pourcentage d’occupants « souvent gênés par le bruit » : de 1 % avant rénovation à 5 %. L’amélioration de l’atténuation des bruits extérieurs ne devrait pas être difficile puisqu’il n’y a pour le moment aucun absorbeur de bruit dans les grilles d’entrée d’air des façades.

La gestion

Les membres du personnel apprécient que la ventilation puisse être gérée manuellement, ce qu’ils font souvent.

Les économies d’énergie

Consommation de chauffage

Voici les chiffres de consommation annuelle de chauffage normalisée en kWh/m^² :

Avant rénovation	Prédictions	Mesures après rénovation
85	59	90 …58

Ces deux derniers chiffres appellent à commentaire. La consommation mesurée la première année est supérieure à ce qu’elle sera pendant la vie du bâtiment. En effet, pendant cette première année d’occupation, une ventilation non négligeable est organisée pendant la nuit et les week-ends pour sécher le bâtiment (ouverture complète des registres pendant 10 minutes toutes les heures). Selon les calculs réalisés, une consommation normalisée de 58 kWh/m² devrait être atteinte ensuite.

La réduction des consommations atteinte sera alors de 30 %.

Consommation électrique des ventilateurs

voici les chiffres de consommation annuelle d’électricité pour la ventilation en kWh/m² :

Avant rénovation	Prédictions	Mesures après rénovation
22	17	10

La réduction des consommations atteinte est de 55 %.

Notons que la consommation des ventilateurs du bâtiment B reprend non seulement les ventilateurs des cheminées solaires, mais également les ventilateurs d’un système traditionnel qui ventile les salles de repos, ce qui représente une consommation annuelle de 9,5 kWh/m². Si on ne regarde que les classes équipées maintenant d’un système de ventilation hybride, la consommation des ventilateurs est donc passée de 12,5 à 0,5 kWh/², soit une économie de 96 % !

Rentabilité

Le prix d’investissement et les économies d’énergie réalisées sur le chauffage grâce au système de ventilation hybride utilisé sont du même ordre de grandeur que ceux qui résulteraient du choix d’un système de ventilation traditionnel double flux avec récupérateur de chaleur et simple gestion horaire. Par contre ce système permet une économie conséquente sur les consommations électriques des ventilateurs.

De plus, le système prévu ici peut être géré manuellement, et est plus silencieux qu’une ventilation mécanique. Par contre, le risque de bruits dus à l’environnement extérieur peut représenter un problème.

Le temps de retour calculé sur l’ensemble des investissements est de l’ordre de 17 ans. Mais ce calcul ne tient pas compte du fait qu’un renouvellement était de toute façon nécessaire à cause de la vétusté du matériel, ni de l’amélioration du confort.

Les améliorations à envisager

Pour diminuer encore les consommations …

Un timer devrait être intégré pour limiter la durée de la dérogation manuelle.

Pour améliorer le confort …

Un meilleure adéquation entre la régulation des convecteurs et la température de l’air extérieur introduit dans la classe devrait être mise en place afin d’éviter les courants d’air ponctuels. À terme, il serait souhaitable que la ventilation ne soit pas gérée uniquement en fonction du taux de CO₂ mais également en fonction de la température ambiante.

Enfin, des absorbeurs de bruit devraient être intégrés dans les grilles de prise d’air, surtout pour les classes orientées vers la route.

Conclusion

L’expérience de l’école Tanga montre qu’il est possible de ventiler des classes avec un système hybride relativement simple, pour un coût comparable à celui d’un système de ventilation double flux traditionnel. Le confort est assuré et l’économie d’énergie conséquente. Le système est apprécié par les utilisateurs, particulièrement la possibilité de déroger au contrôle automatique.

Remarque : cette feuille a été rédigée sur base des 2 rapports techniques du groupe de travail de l’annexe 35 de l’AIE suivants :

« Pilot study report : Tanga – Falkenberg, Sweden » – Ake Blomsterbers, Asa Wahlstrom, Mats Sandberg, Sweden
http://hybvent.civil.auc.dk/

« Technical report : Hybrid Ventilation and Control Strategies in the Annex 35 – Case Studies » – July 2002 – Soren Aggerholm from Danish Building and Urban Research, Denmark.
http://hybvent.civil.auc.dk/

Une autre publication existe sur le sujet :

« Hybrid Ventilation in the Tanga School »: Asa Wahlstrom, John Rune Nielsen : actes de la conférence « Performance of Exterior Envelopes of Whole Buildings » VIII, Orlando, USA, Décembre 2-7, 2001

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Récupérer la chaleur sur condenseur de la machine frigorifique [Améliorer – Climatisation]

Principe de fonctionnement

Une machine frigorifique transfère de la chaleur extraite du bâtiment vers l’extérieur.
Il semble dès lors logique de tenter de récupérer la chaleur sur le condenseur de la machine frigorifique.

Fonctionnement du condenseur

En principe, trois opérations successives se passent dans le condenseur de la machine frigorifique :

Évolution des températures du fluide frigorigène
et du fluide de refroidissement.

Dans une machine frigorifique, les gaz qui sont expulsés par le compresseur en fin de compression sont à très haute température (de 70 à 80°C). On dit qu’ils sont surchauffés. Comme la condensation se fait à une température largement inférieure (aux alentours de 40°C, par exemple), une quantité de chaleur va devoir être évacuée des gaz surchauffés pour les amener à leur température de condensation qui correspond à la pression de refoulement (dite pression de condensation). C’est la désurchauffe.
Puis lors de la condensation elle-même, une importante quantité de chaleur va aussi devoir être évacuée pour liquéfier (si possible complètement) le fluide frigorigène gazeux.
Enfin, si les conditions des échanges thermiques dans le condenseur le permettent (température du fluide refroidisseur suffisamment basse, débit du médium de refroidissement suffisamment important), le liquide condensé va subir le sous-refroidissement, ce qui améliore le rendement de l’évaporateur.

Récupération de l’énergie

Dans certains cas, on pourrait envisager de récupérer cette énergie pour chauffer de l’eau ou de l’air, au lieu de la gaspiller en pure perte :

si on a des besoins en eau chaude sanitaire de température pas trop élevée (45° à 50°C),
si on a des besoins de chauffage pour des locaux contigus,
si on veut éviter ou diminuer la puissance de climatisation du local des machines, ou faire des économies d’énergie sur ce poste,
si on veut participer à la lutte contre le réchauffement global de l’atmosphère.

Par exemple, voici ce qui peut être réalisé à partir du préparateur d’eau glacée ci-dessus.

Le fonctionnement normal est de refroidir l’eau glacée à l’évaporateur (cooler). La chaleur contenue dans le fluide frigorigène évaporé est comprimée puis condensée dans un condenseur à air (fonctionnement classique d’une machine frigorifique).

Par contre, si un récupérateur de chaleur est placé, le réfrigérant passe d’abord dans un condenseur à eau (le récupérateur en question) pour donner la chaleur de désurchauffe, puis pour se condenser. Le liquide à haute pression passe au travers du détendeur avant de repasser à l’évaporateur. La chaleur excédentaire est rejetée via le condenseur à air.

La récupération de l’énergie du côté des condenseurs suppose évidemment des investissements supplémentaires par rapport à des machines classiques plus simples

des échangeurs de condenseurs adaptés,
des réservoirs-tampons pour l’eau chaude sanitaire ou de chauffage,
une disposition plus compliquée des tuyauteries,
une bonne évaluation des pertes de charge dans les tuyauteries,
une régulation complète permettant le contrôle correct de toute l’installation, y compris des récupérateurs.

Étant donné les spécificités inhérentes à chaque projet, le rapport entre l’investissement et les économies d’énergie doit faire l’objet de calculs adaptés, à demander aux auteurs de projet. Il faut en effet considérer ensemble la machine frigorifique et les appareils de production d’eau chaude sanitaire ou de chauffage.

Le bilan doit prendre en compte :

l’apport d’énergie « gratuite » par la machine frigorifique,
le fait que l’on doit quand même disposer, en plus des récupérateurs, d’une puissance installée suffisante pour pallier les périodes où la machine frigorifique ne fonctionne pas,
la pénalisation énergétique apportée toute l’année par l’échangeur supplémentaire,
le cas où le condenseur de la machine frigorifique doit assurer à lui seul, l’évacuation de toute la chaleur (lorsqu’il n’y a pas de besoin d’énergie dans les récupérateurs, ou quand ces derniers sont arrivés à leur consigne maximale de température).

Exemple d’application très intéressante :

Le plus logique est de récupérer la chaleur sur le condenseur à air pour chauffer directement l’air d’un local. Ainsi, un supermarché Delhaize à Bruxelles évacue la chaleur du condenseur du groupe frigorifique (armoires de congélation) en créant un rideau d’air chaud à l’entrée du magasin. En été, la chaleur est déviée en toiture par un clapet.

Études de cas

Pour visualiser un exemple de schéma d’une installation avec stockage de glace et récupération de chaleur au condenseur, cliquez ici !

Application sur une installation de ventilo-convecteur 4 tubes

Dans le cas des ventilos-convecteurs à 4 tubes, si le réseau d’eau glacée fonctionne en hiver et en mi-saison, n’y a-t-il pas intérêt à récupérer la chaleur au niveau du condenseur de la machine frigorifique ?

Par exemple, ne pourrait-on pas imaginer que le chauffage apporté vers les locaux en façade Nord soit récupéré sur le condenseur de la machine frigorifique refroidissant le centre informatique du bâtiment ?

En pratique, il semble que ce soit difficile:

La récupération de chaleur risque de se faire à une température trop haute. Les ventilos-convecteurs ont besoin d’eau à 40°…45°C en hiver. Donc la condensation devrait se faire à une température de 50°C. Or, à cette saison, le condenseur peut être refroidi à une température bien inférieure, puisque l’air extérieur est très froid. La récupération risque de pénaliser le COP de la machine frigorifique …
Par exemple, une machine frigo qui prépare de l’eau à 7°C, avec un condenseur à eau refroidi à 27…32°C, génère un COP-froid de 6. Soit 6 kWh froid pour 1 kWh électrique. Pourquoi risquer de dégrader un tel système …?
La récupération de la désurchauffe semble surtout intéressante, puisque les températures y sont plus élevées, mais la quantité d’énergie y est plus faible que dans la phase de condensation (refroidir un gaz libère peu d’énergie par rapport à condenser ce gaz).
Les puissances en jeu ne s’accordent pas forcément puisqu’elles sont antagonistes : en plein hiver, la demande de froid risque d’être trop faible pour apporter de la chaleur utile au réseau d’eau chaude et en mi-saison, la demande de chaleur risque d’être insuffisante pour évacuer la chaleur au condenseur, générant ainsi sa montée en température défavorable.

De plus, en hiver, il y a concurrence avec le procédé de free-chilling qui refroidit directement la boucle d’eau froide avec l’air extérieur. Plutôt que de récupérer au condenseur de la machine frigorifique, celle-ci est totalement arrêtée !

Enfin, il faudrait comparer ce système avec le système DRV (Débit de Réfrigérant Variable) qui dispose d’une version avec récupération d’énergie apte à réaliser ce type de transfert directement au niveau des locaux.

Exemple.

Ci-dessus, d’une part, un réservoir à glace a été adjoint à l’équipement frigorifique, permettant de stocker du froid la nuit au moment où l’électricité est moins chère, pour l’utiliser le jour par la fonte de la glace.

D’autre part, en mi-saison, on récupère la chaleur au condenseur : à ce moment, la chaleur captée dans les locaux à refroidir est récupérée dans les locaux à réchauffer. L’installation est alors particulièrement économe puisque seule la consommation des compresseurs est à fournir.

En plein été, la dissipation de chaleur se fait par un condenseur traditionnel (dit condenseur de rejet). En plein hiver, une chaudière d’appoint reste nécessaire pour vaincre la forte demande.

Application au préchauffage de l’eau chaude sanitaire

L’idée est ici de profiter d’un besoin de chauffage d’un fluide à basse température (la température de l’eau de ville varie entre 5° en hiver et 15°C en été).

Mais le système ne fonctionnera bien que lorsque la puissance de récupération nécessaire est supérieure à la puissance fournie par le condenseur. Autrement dit, il faut que les besoins d’eau sanitaire soient très importants par rapport à la puissance de la machine frigorifique.

Ainsi, dans un immeuble de bureaux, les besoins d’eau chaude sanitaire sont faibles. La température de l’eau sera élevée dans le ballon (…60°C…). Si le condenseur est intégré dans le ballon d’eau chaude sanitaire, la machine frigorifique va travailler avec une pression de condensation élevée. La performance de la machine frigorifique va se dégrader. Si la pression de condensation s’élève encore, le pressostat HP (Haute Pression) de sécurité risque d’arrêter la machine… Un deuxième condenseur en série est alors nécessaire pour éliminer les calories. Le coût de l’installation paraît difficile à rentabiliser. D’ailleurs, faut-il encore de l’eau chaude dans les bureaux ?

Tout au contraire, dans un hôtel, dans un hôpital, dans des cuisines industrielles, des boucheries, … les besoins d’eau chaude sont élevés et une récupération de chaleur au condenseur se justifie tout à fait. Mais un ballon de préchauffage est propice au développement de la légionelle. Il faut donc s’assurer que l’eau séjournera durant un temps suffisamment long dans le dernier ballon : 60°C durant 30 minutes ou 70°C durant 4 minutes, par exemple (en cas de débit de pointe, de l’eau « contaminée » risque de traverser seulement le 2ème ballon).

Schéma 1 : un échangeur thermique parcouru par le fluide frigorigène est inséré au bas d’un ballon d’eau chaude.

Dans le système ci-contre, un simple échangeur thermique (placé en série et en amont du condenseur normal) est inséré au bas d’un ballon d’eau chaude. Par effet de cheminée, la chaleur sera donnée à la zone la plus froide du ballon puis communiquée à l’ensemble du réservoir.

On parle de condenseur-désurchauffeur parce que la désurchauffe des gaz provenant du compresseur aura lieu dans cet échangeur.

La réglementation impose le principe selon lequel il ne doit pas y avoir de contact possible entre le fluide frigorigène et l’eau potable. En cas de perforation de l’enveloppe du fluide, la détérioration éventuelle doit se manifester à l’extérieur du dispositif.

Dans l’échangeur ci-dessus, une double paroi de sécurité est prévue selon DIN 1988.

Schéma 2 : un ballon intermédiaire à double échange est intégré comme interface

On peut également prévoir un système à double échange : deux échangeurs sont intégrés dans un même ballon (1). Le premier échangeur est celui du condenseur de la machine frigorifique, le deuxième est le serpentin de préchauffage de l’eau chaude sanitaire.

Dans ce ballon intermédiaire, il n’y a aucun risque de dépôt calcaire puisque l’eau n’est jamais renouvelée.

En cas de fuite de fluide frigorigène, la pression dans le ballon augmente et une alarme est déclenchée.

Un deuxième condenseur en série est nécessaire pour le cas où le besoin de chauffage de l’eau sanitaire serait insuffisant.

Schéma 3 : en présence d’une boucle de distribution

Le régulateur de température de départ de la boucle utilise l’appoint lorsque le niveau de température du ballon est insuffisant.

Un tel schéma (contrairement au précédent) risque cependant d’être propice au développement de la légionelle, puisque le ballon de récupération peut être à une température inférieure à 60°C durant un temps assez long. Il n’est pas à recommander si des douches sont présentes dans l’installation.

On trouvera de nombreux schémas techniques d’application dans l’excellent ouvrage Climatisation et Conditionnement d’air – Tome 2 – Production de chaud et de froid de J. Bouteloup.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Bilan énergétique d’un cycle de stérilisation

Préliminaire

Durant un cycle de stérilisation, la vapeur produite par le générateur de vapeur sert normalement à chauffer et à « mouiller » la charge à stériliser. Malheureusement, comme dans tout système thermique, il y a des pertes. En effet :

Vu que les isolations du générateur, de la distribution, de la double enveloppe, …, ne sont pas parfaites, ces équipements soumis à des températures internes élevées perdent de la chaleur avec l’ambiance.

Des condensats se forment car la vapeur se condense au contact des parois du système et par échange de chaleur avec la charge à stériliser. Ces condensats sont, en grande partie, évacués par la pompe à vide ou par les purgeurs automatiques et, s’ils ne sont pas récupérés, constituent une perte importante que l’on envoie à l’égout.

Si l’on prend le système dans sa globalité, d’autres pertes sont présentes aussi au niveau de la pompe à vide qui transforme l’énergie électrique en chaleur de compression de la vapeur et en déperditions calorifiques à travers ses parois.

Pour évaluer le bilan énergétique d’un système de stérilisation, il est nécessaire de connaître les différentes pertes.

Le tableau suivant se base sur des données fournies par un constructeur d’autoclave. Il va permettre d’évaluer l’importance énergétique de la récupération des condensats et de l’isolation thermique des équipements.

Fiche de données concernant un autoclave 8 DIN (de l’ordre de 600 litres de volume intérieur)
Description		Consommations	Unité	Remarques
Vapeur		13	kg/cycle
Eau de refroidissement de la pompe à vide	sans recyclage	216	litres/cycle	Temp. 15°C
	circuit semi-fermé	188	litres/cycle
	circuit fermé	16	litres/cycle
Condensats perdus	sans recyclage	229	litres/cycle	Temp. maximum des condensats 70°C
	circuit semi-fermé	201	litres/cycle
	circuit fermé	29	litres/cycle
Pertes des parois	double enveloppe	2,1	kW
	chambre porte fermé	0,5
	chambre porte ouverte	1,4
	générateur	0,8
Électricité générateur		8,6	kWh/cycle
Électricité pompe à vide		2,2	kW

Enfin, on estime les durées des phases sur base d’un cycle pratique raisonnable (avec un temps de phase plateau de 10 minutes) :

Évolution de la pression et de la température de la chambre de stérilisation durant un cycle.

Durée moyenne des phases de stérilisation
Phases	Durée estimée en % de cycle
Prétraitement	33
Plateau de stérilisation	33
Séchage	33
Fonctionnement de la pompe à vide	50

Les durées des phases de stérilisation sont en constante évolution et dépendent des services de stérilisation centrale. Alors que le cycle théorique pour une température de 134 °C est de 3 minutes, on assiste à une augmentation importante des temps de la phase plateau. Certains services de Stérilisation Centrale n’hésitent pas à recommander des valeurs de temps de plateau de stérilisation de l’ordre de 18 voire 20 minutes; ce qui accroît sensiblement les temps de cycle mais aussi les consommations.

Condensats formés dans les équipements

Pendant toute la durée d’un cycle, des condensats se forment dans les différents équipements de l’installation de stérilisation. Pour établir le bilan énergétique, il est nécessaire de les différencier car certains condensats sont récupérables et d’autres pas.
Les condensats formés dans :

Le générateurs sont automatiquement récupérés,
la distribution et la double enveloppe, ne sont pas nécessairement récupérés (dépend de l’option prise par le constructeur),
la chambre de stérilisation, sont mélangés avec le grand débit d’eau froide de la pompe à vide et sont perdus sous forme d’effluents puis mis à l’égout parce que contaminés.

L’énergie résiduelle contenue dans les condensats est faible par rapport à celle contenue dans la vapeur et, par conséquent, difficilement valorisable (on passe de 2 727 [kJ/kg] à 568 [kJ/kg], soit une perte de 80 % de l’énergie initiale).

Condensats dans le générateur

S’il y a formation de condensats dans le générateur c’est seulement en tout début ou en fin de journée lorsque les parois du générateur sont froides ou se refroidissent. En cours de journée, lorsque la masse de l’enveloppe du générateur a accumulé la chaleur, sans injection de vapeur dans la chambre de stérilisation, les pertes à travers les parois se traduisent par la nécessité d’un appoint de chaleur mais pas ou peu d’appoint d’eau.

Soit :

condensats = h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

condensats = 2 159 [kJ/kg]

le tableau ci-dessus nous donne des pertes au travers des parois du générateur de l’ordre de 0,8 [kW].

On estime l’appoint d’eau nécessaire pour équilibrer les déperditions calorifiques à travers les parois à :

m_{condensats_g} = Pertes parois / Q_condensats

m_{condensats _g} = 0,8 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats_g} est de l’ordre de 1 [kg] à 134 [°C]

En rappelant que cette quantité de condensats est récupérée dans le générateur.

Condensats dans la distribution et la double enveloppe

Le système de distribution de stérilisation est conçu de manière à récupérer les condensats par gravité vers les points de purges ou vers le générateur :

Dans le cas d’une récupération des condensats (par gravité ou via une pompe à condensats ) vers le générateur, il n’y a pas de perte d’eau et on récupère l’énergie résiduelle (très faible).

Dans le cas contraire, non seulement il faudra un appoint d’eau mais aussi un surplus d’énergie pour compenser l’énergie résiduelle perdue avec les condensats mis à l’égout.

Dans le cas étudié ici, les condensats de la distribution et de la double enveloppe sont évacués directement à l’égout. L’énergie perdue à travers les parois correspond grosso modo à l’énergie nécessaire à la condensation de la vapeur.

Soit :

Q_condensats= h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

Or le tableau ci-dessus donne des pertes au travers des parois de la double enveloppe de l’ordre de 2,1 [kW].

De plus la durée d’un cycle est de l’ordre de 0,75 [h]

On estime la quantité de condensats perdus par déperdition calorifique au travers des parois à :

m_{condensats_de} = Pertes parois / Q_condensas

m_{condensats _de} = 2,1 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _de} = 2.6 [kg]

Condensats de la chambre de stérilisation

Les condensats dans la chambre de stérilisation se forment par échange thermique de la chaleur de la vapeur avec la charge à stériliser et les parois de la chambre. Ils sont évacués via la pompe à vide pendant les phases de prétraitement et de séchage. L’énergie initiale contenue dans la vapeur d’eau préparée par le générateur est donc perdue en partie:

à travers les parois sous forme de condensats,
dans la charge qui se réchauffe sous forme de condensats aussi,
dans la vapeur occupant le volume de la chambre.

Exemple.

Quelle est la quantité de condensats récoltés par la réchauffe d’une charge classique ?

8 conteneurs d’outils de chirurgie en acier inoxydable d’une masse de 6 kg/conteneur ont une chaleur massique de C_charge = 0,5 [kJ/kg.°C].

A 134°C, la charge prend une énergie à la vapeur:

Q_charge = m_charge x C_charge x ( T_vapeur – T_ambiance)

Q_charge = 48 [kg] x 0,5 [kJ/kg.°C] x (134 – 30) [°C]

Q_charge = 2 496 [kJ]

La chaleur prise par la charge à la vapeur est la chaleur de condensation à 3 bar et 134°C.

Soit :

Q_charge = h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

On en déduit la quantité de condensats due à l’échauffement de la charge :

m_condensats= Q_charge / Q_condensas

m_condensats= 2 496 [kJ] / 2 159 [kJ/kg]

ou,

m_condensats= 1,2 kg

Pour les charges de linge de chirurgie (vêtements de chirurgien, champs opératoires, …) on peut atteindre des consommations plus importantes. Pour le stérilisateur considéré ci-avant, un cycle moyen consomme 13 kg de vapeur qui se retrouve sous forme de condensats.

L’évacuation des condensats , si l’on ne met pas en place un système de récupération de chaleur sur la vapeur, a pour conséquence qu’une grande partie de l’énergie contenue dans la production initiale de vapeur est rejetée à l’égout. En effet, en fin de cycle, la vapeur issue du générateur, transitant dans la double enveloppe et dans la chambre de l’autoclave est aspirée par la pompe à vide et envoyée dans le séparateur. Dans cet équipement, la vapeur résiduelle est envoyée à l’atmosphère et la vapeur condensée mélangée à l’eau de l’anneau liquide à l’égout.

Il est donc nécessaire de mettre en place un système de récupération de la chaleur résiduelle de la vapeur et de quantifier la récupération possible de cette énergie.

Condensats formés suivant la phase du cycle

On s’attarde ici sur la formation des condensats en fonction de la phase dans la chambre et en aval de celle-ci. Rappelons qu’un cycle est formé de 3 phases distinctes :

le prétraitement,
le « plateau » de stérilisation,
le séchage.

1. Effet dans la chambre de stérilisation

La succession de vide et d’injection de vapeur a pour but d’enlever l’air de la chambre de stérilisation et de la charge et d’utiliser le pouvoir mouillant de la vapeur saturée afin de garantir une stérilisation optimale. Pendant cette phase, la vapeur injectée se condense en grande partie et cède sa chaleur de condensation :

à l’ambiance à travers les parois des portes (dépendant de la qualité d’isolation),
à la charge à stériliser.

À noter que la vapeur se condense très peu au contact de la paroi la séparant de la double enveloppe car celle-ci est à une température de contact de l’ordre de 134°C (l’acier étant un bon conducteur de la chaleur avec λ = 25 W/m.K).
Il est utile aussi de préciser qu’à chaque cycle :

De vide, les condensats de fond de cuve sont évacués et ceux présents au sein d’une charge poreuse (linge par exemple) se vaporisent à nouveau et sont évacués sous forme gazeuse.

D’injection de vapeur, toutes les masses en contact avec la vapeur se réchauffent pour se rapprocher de la condition de température de la phase de stérilisation; la vapeur cédant son énergie en condensant.

Lorsqu’on est en fin de prétraitement, la vapeur ne se condense pratiquement plus, si ce n’est que pour compenser la perte d’énergie à travers les parois.

Quelle est la quantité de condensats récoltée pendant le prétraitement et la stérilisation ?

Si on considère que :

La charge est constituée d’un équivalent de 40 kg d’eau sous 3 bar (cas d’une charge à forte chaleur massique: 4,18 kJ/kg.K qui ne se vaporise pas pour des températures > 100 °C).

La durée d’un cycle moyen est de 0,75 [h].

Le volume de la chambre est de 0,6 m³.

Les phases de prétraitement et de stérilisation sont constituées de 4 vides et de 4 injections de vapeur à 1 bar.

La vapeur injectée dans la chambre ne se condense pratiquement pas au contact de la paroi de la double enveloppe (les températures de part et d’autre de la paroi séparant la double enveloppe de la chambre sont identiques).

Température initiale de la charge est la température ambiante soit 25°C.

1^er vide

La pompe à vide évacue de l’air chaud. Ce vide a peu d’influence sur le bilan énergétique.

Injection de vapeur

De la vapeur à 1 bar 100°C est injectée. Elle échange sa chaleur de condensation avec la charge et les portes.

Soit :

Q_{condensats _ch} = h »_{vapeur à 1 bar} – h’_{eau à 1 bar} = 2 576 [kJ/kg] – 417 [kJ/kg]

Q_{condensats _ch} = 2 160 [kJ/kg]

En répétant le même exercice avec une pression de 3 bar :

Q_{condensats _ch} = h »_{vapeur à 3 bar} – h’_{eau à 3 bar} = 2 727 [kJ/kg] – 561 [kJ/kg]

Q_{condensats _ch} = 2 166 [kJ/kg]

On constate que les chaleurs latentes de condensation sont + semblables et on ne se trompe pas en prenant les 2 159 [kJ/kg] comme référence.

Ces 2 160 [kJ/kg] servent à réchauffer la charge depuis la température ambiante de 25 [°C] jusqu’à une température inconnue au cœur de la charge. Sachant que le but final, suite à la 4^ème injection, est idéalement d’atteindre 134 [°C] au cœur de la charge (en pratique on n’y arrive pas), on considère les 4 injections comme une seule et même injection.

Soit pour chauffer 40 [kg] d’un équivalent en eau de 25 [°C] à 134 [°C], il est nécessaire de condenser :

m_{condensats _ch} = m_charge x C_charge x ΔT / Q_{condensats _ch}

m_{condensats _ch} = 40 [kg] x 4,18 [[kJ/kg.K] x (134 – 25) [°C] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _ch} = 8,4 [kg]

Une quantité supplémentaire d’énergie de condensation est nécessaire pour réchauffer les portes de la chambre qui échange avec l’ambiance. Or

le tableau ci-dessus donne des pertes au travers des parois de la chambre de l’ordre de 0,5 [kW].

On estime donc l’appoint de vapeur nécessaire à équilibrer les déperditions calorifiques au travers des parois à :

m_{condensats _po} = Pertes parois / Q_{condensats _po}

m_{condensats _po} = 0,5 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _po} = 0,6 kg

A chaque injection, comme on l’a vu, une partie de la vapeur se condense et l’autre reste à l’état de vapeur à 1 bar. Cette phase gazeuse occupe le volume de la chambre diminuée du volume de la charge.

Si on considère que :

La contenance de la chambre est de l’ordre de 0,6 [m³] diminuée du volume de la charge, soit 0.04 [m³].

La vapeur à 1 bar 100 °C a un volume massique v »de 1,7 [m³/kg] et de 0,6 [m³/kg] à 3 bar 134°C;

A la fin des 3 premières injections, cela donne :

m_{vapeur_123}= (0,6 [m³] – 0,04 [m³]) / 1,7 [m³/kg]

m_{vapeur_123}= 3 x 0,33 = 1 [kg]

En phase de stérilisation (4^ème injection), pour maintenir le plateau, on a besoin de :

m_{vapeur_4} = 0,56 [m³] / 0,6 [m³/kg]

m_{vapeur_4} = 0,9 [kg]

En phase de prétraitement et de stérilisation, on obtient une quantité totale de vapeur consommée.

Sachant que :

Les condensats formés dans le générateur n’interviennent pas (ils sont recyclés).

Le tableau du constructeur nous donne 13 [kg] de consommation de vapeur par cycle.

m_vapeur = m_{condensats _de} + m_{condensats _ch} + m_{condensats _po} + m_{vapeur_1234}

m_vapeur = 2,6 + 8,4 + 0,6 + 1 + 0,9

m_vapeur = 13,5 [kg]

A comparer avec les 13 [kg] de vapeur annoncés par le constructeur.

Les étapes de vides successifs

À partir du second vide jusqu’au 4^ème inclu, la pompe aspire de la chambre à la fois de la vapeur initialement à 1 [bar] de pression et des condensats à + 100 [°C].

En tout début de la phase de sèchage (5^ème vide), on retire de la vapeur initialement à 3 [bar] et des condensats à + 134 [°C].

Ensuite, en amont de la pompe et dès l’instant où la pression diminue, il y a revaporisation d’une partie des condensats (flashing) et diminution de la température de la vapeur encore présente sous forme gazeuse (expansion du volume occupé par la vapeur).

2. Effet dans la pompe à vide

Énergie de compression

Durant la compression d’un gaz, l’énergie utilisée pour la compression (énergie électrique du moteur d’entraînement) est pratiquement toute transformée en chaleur. Cette chaleur est absorbée par le liquide de refroidissement de la pompe (l’eau de l’anneau liquide) et évacuée.
Dans la pratique, on considère que 10 % de la quantité d’énergie fournie par la pompe est évacuée par le carter de la pompe vers l’ambiance; ce qui signifie que les 90 % de l’énergie restante sont transmis au liquide de refroidissement au niveau de l’anneau liquide :

Soit :

La chaleur de compression Q_compression = 0,9 x P_électriquede la pompe.

Pour une pompe de 2,2 kW, on a :

Q_compression = 0,9 x 2,2 [kW] = 1,98 kW

La durée de fonctionnement de la pompe à vide est de l’ordre de 0,5 x durée du cycle.

L’énergie de compression (produite dans l’eau de refroidissement) pendant 0,5 x 0,75 [h] (durée du cycle) est donc de l’ordre de 1 [kWh].

Bilan énergétique

A chaque période de fonctionnement de la pompe à vide, c’est un mélange de vapeur et d’eau (titre difficile à évaluer) qui traverse la pompe à vide :

Les 4 vides successifs de la phase de prétraitement contiennent une grande majorité des condensats avec une phase vapeur (phénomène de flashing ou de revaporisation à faible pression en amont de la pompe).

Le dernier vide (celui de séchage) ne retire pratiquement plus de condensats mais de la vapeur initialement à une pression de 3 bar. C’est à ce moment là qu’il faut être attentif à la température de fonctionnement de la pompe. Cependant, il faut toutefois faire remarquer qu’une basse pression en amont de la pompe (au fur et à mesure que le vide s’installe) réduit la température de la vapeur (pour 0,05 [bar] de pression, la température est de l’ordre de 24 [°C] en régime stable); ce qui signifie que l’on ne doit pas s’attendre à une température trop élevée au niveau de l’anneau liquide. Dans la pratique, c’est effectivement le cas.

En pratique, la pompe à vide ne peut être efficace que si la température de l’anneau liquide reste au-dessous d’une valeur raisonnable (de l’ordre de 35°C). De plus, le débit d’eau de refroidissement alimentant l’anneau liquide doit être limité en terme de consommation; ce qui signifie que la vapeur aspirée risque, par son enthalpie élevée au début de la phase de pompage :

de compromettre la qualité du vide,
d’induire des contraintes thermiques dans la pompe,
de vaporiser localement l’anneau liquide.

Il est donc utile de diminuer la température de la vapeur, voire de la condenser. C’est pour cette raison que certains constructeurs placent un échangeur de chaleur avant la pompe à vide; le tout étant de récupérer la chaleur latente de condensation pour un autre process (réchauffer l’eau des thermo-laveur par exemple ?).

Il est possible de calculer approximativement dans quel état se trouve la vapeur en sortie de pompe à vide (sous forme vapeur ou condensée) en évaluant la valeur de l’enthalpie de sortie et en se basant sur les débits repris dans la

fiche technique du constructeur.

Phase de prétraitement

Pendant la durée du prétraitement, un bilan d’énergie établi au niveau de la pompe donne :

m_{liquide de refroidissement}x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x h »_1 bar + m_condensatsx h’_1 bar

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

(m_{liquide de refroidissement}+ m_{condensats + vapeur}) x h

où :

durée _{moyenne de pompage_prét.} = 0,4 x durée _{moyenne de pompage_tot.}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 1 [kWh/cycle]
m_{vapeur_123} = 1 [kg]
m_{condensats _pav} = 8,45 + 0,62 = 9 [kg]
m_{liquide de refroidissement _tot.}= 216 [kg]
h’_{eau à 15°C} = 63 [kJ/kg]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]

On fait l’hypothèse que :

la chaleur de compression est faible,
la vapeur se condense dans la pompe à vide au contact de l’anneau liquide.

Le bilan énergétique de la pompe donne :

216 [kg] x 0,4 x 63 [kJ/kg] + 1 [kg] x 2675 [kJ/kg] + 9 [kg] x 417 [kJ/kg]

(0,4 x 216 [kg] + 10 [kg]) x h

Enfin,

h = 123 [kJ/kg] c’est de l’eau

Puisqu’il faut 418 [kJ/kg] de chaleur sensible pour atteindre 100 [°C], 123 [kJ/kg] correspondent à 29 [°C].

Phase de séchage

Pendant la durée du séchage, l’égalité des énergies d’entrée et de sortie au niveau de la pompe donne:

m_{liquide de refroidissement}x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x h »_3 bar

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

(m_{liquide de refroidissement}+ m_vapeur) x h

où :

durée _{moyenne de pompage_séch.} = 0,6 x durée _{moyenne de pompage_tot.}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 1 [kWh/cycle]
m_{vapeur_4} = 0,9 [kg]
m_{liquide de refroidissement _tot.}= 216 [kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]

On fait l’hypothèse que :

La chaleur de compression est faible,
qu’il n’y a plus de condensats dans la chambre,
la vapeur se condense dans la pompe à vide au contact de l’anneau liquide.

On a l’égalité des énergies entrantes et sortantes dans la pompe :

216 [kg] x 0,6 x 63 [kJ/kg] + 0,9 [kg] x 2726 [kJ/kg]

(0,6 x 216 [kg] + 0,9 [kg]) x h

Enfin :

h = 81 [kJ/kg] c’est de l’eau qui sort

Soit de l’eau à 20°C.

Bilan énergétique total

Ce bilan permet d’évaluer l’importance des différentes pertes du système de stérilisation.

Calcul

Sur la base du tableau du constructeur, on compare les niveaux d’énergie d’entrée et de sortie du système de stérilisation.

Au vu des résultats précédents, on fait l’hypothèse que :

La température de sortie du liquide de refroidissement ne dépasse pas 35 [°C] (petite marge de sécurité par rapport à 29°C : dans la pratique, les températures peuvent être un peu plus hautes).

Les condensats de la double enveloppe ne sont pas récupérés.

La chaleur de compression est faible.

(m_{eau_gén.} + m_{liquide de refroidissement}) x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x (h »_3 bar– h’_{eau à 15°C})

(m_{liquide de refroidissement}+ m_{condensats _ch} + m_{condensats _po} + m_{vapeur_1234}) x h’_{eau à 35°C}

+ m_{condensats _de} x h’_3 bar + Pertes_parois + E_{résiduel_ch.}

où :

durée_{moyenne_cycle} = 0,75 [h]
durée _{moyenne de pompage_tot.} = 0,5 x durée_{moyenne_cycle}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 2,2 [kW] x 0,75 [h] x 0,5 = 0,82 [kWh]
m_vapeur = 13 [kg]
mcondensats = 8,45 + 0,62 = 9 [kg]
m_{liquide de refroidissement}= 216 [kg]
h’_{eau à 15°C} = 63 [kJ/kg]
h’_{eau à 35°C} = 150 [kJ/kg]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]
h’_3 bar = 561 [kJ/kg]

Le bilan énergétique dans la pompe donne :

(13 + 216) [kg] x 63 [kJ/kg] + 13 [kg] x 2726 [kJ/kg] + 0,82 [kWh] x 3 600 [s/h]

(216 + 8,4 + 0,6 + 1 + 0,9) [kg] x 150 [kJ/kg] + 2,6 [kg] x 561 [kJ/kg]

+ (2,1 + 0,8 + 0,5) [kW] x 0,75 [h] x 3 600 [s/h] + E_{résiduel_ch.}

Enfin,

E_{résiduel_ch.} = 2,25 [kWh]

On peut résumer le bilan énergétique dans le tableau suivant :

Bilan global	t° effluents: 35 °C		t° effluents: 28 °C
Énergies en entrée	kWh/cycles	%	kWh/cycles	%
Générateur	10	68	10	68
Pompe à vide	4,6	32	4,6	32
Énergies en sortie	kWh/cycles		kWh/cycles
Mélange condensats et liquide de refroidissement	9,4	64	7,4	50
Condensats de la double enveloppe	0,4	4	0,4	4
Pertes des parois	2,5	17	2,5	17
Chaleur résiduelle de la charge et de la cuve vers l’ambiance	2,2	15	4,2	29

Conclusions

On voit qu’une grande partie de l’énergie de départ est perdue dans les effluents de la pompe à vide sous forme d’un mélange de condensats , de liquide de refroidissement et de vapeur.

Suivant la capacité de la charge stérilisée à accumuler l’énergie de la vapeur, les proportions d’énergie perdue peuvent changer (réduction de la température des effluents: 28 °C au lieu de 36 °C).

L’énergie perdue dans les effluents est difficilement valorisable (basse température) puisqu’il n’y a plus de chaleur latente.

Comparaison des cycles de récupération

Au vu du bilan évalué ci-dessus, si des dispositifs de récupération du mélange des condensats et du liquide de refroidissement ne sont pas prévus, 50 à 68 % de l’énergie initiale est mise à l’égout. Malheureusement, ces effluents ont encore peu de valeur énergétique (faible température). Néanmoins, les constructeurs proposent donc des systèmes de récupération sur le liquide de refroidissement de la pompe à vide pour juste réduire les seules consommations d’eau.

Dès lors, il est intéressant de comparer les différents systèmes de récupération de chaleur sur le liquide de sortie de la pompe à vide par rapport au circuit ouvert où l’on ne récupère rien.

Circuit ouvert

À partir des chaleurs de compression de la pompe à vide et de celles échangées avec l’anneau liquide sous forme de condensation de la vapeur résiduelle et du mélange des condensats issus de la chambre, il est possible de connaître la température moyenne du mélange à la sortie de la pompe à vide pendant un cycle.

À noter que l’on fait une simplification : la vapeur issue de la chambre de stérilisation est entièrement condensée; ce qui n’est pas tout à fait vrai en pratique :

Au début de la phase de séchage, lorsque la pompe à vide démarre, elle voit passer une certaine quantité de vapeur qui se mélange à l’anneau liquide ne se condense que partiellement. Dans le séparateur, la vapeur est à 1 bar 100°C et évacuée à l’atmosphère (énergie noble à haute valeur ajoutée difficilement récupérable).

En cours et en fin de phase de vide, la vapeur résiduelle est directement condensée et mélangée au liquide de refroidissement.

Circuit ouvert .

Soit :

T°_{sortie condensats}= T°_{entrée liquide de refroidissement}+

(Q_compr. + m_condensatsx h’_1bar + m_{vapeur_123} x (h »_1bar – h’_1 bar) + m_{vapeur_4} x (h »_3 bar – h’_1 bar) )

/ m_{liquide de refroidissement} x Cp_{liquide de refroidissement})

Où :

durée d’un cycle = 0,75 [h]
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 0,54 [kWh/cycle]
m_condensats= 9 [kg/cycle]
m_{vapeur_123} = 1 [kg/cycle]
m_{vapeur_4} = 0,9 [kg/cycle]
m_{liquide de refroidissement}= 216 [kg/cycle]
Cp_{liquide de refroidissement}= 4,18 [kJ/kg.K]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]
h’_3 bar = 561 [kJ/kg]

On a donc :

T°_sortie = 15 [°C]+ (0,74 [kWh] x 3 600 [s/h] + 9 [kg] x 417 [kWh/kg] + 1 [kg] x (2675 – 417) [kWh/kg] + 0,9 [kg] x (2726 – 417) [kWh/kg]) / (216 [kg] x 4,18 [kJ/kg.K])

D’où,

T°_sortie = 15 [°C]+ 12 [°C] = 27 [°C]

Il ne faut pas oublier que c’est une température moyenne sur un cycle; ce qui signifie que l’on pourrait avoir des températures plus importantes temporairement. Par exemple, en début de phase de sèchage, on risque de se retrouver avec de la vapeur pure en contact avec l’anneau liquide et, par conséquent, de momentanément réduire les performances de la pompe. Cependant, il faut nuancer ces derniers propos car c’est vrai que la vapeur est présente mais à faible pression et, par conséquent, à température réduite.

Récupération en circuit semi fermé

Circuit semi fermé.

Dans ce type de circuit, à la sortie du séparateur on récupère une partie des effluents que l’on mélange à un appoint de liquide de refroidissement en amont de la pompe à vide. A noter que la quantité d’eau froide d’appoint correspond à celle évacuée à l’égout.

Ce système permet de gagner quelques litres d’eau du liquide de refroidissement.
L’optimum au niveau du débit d’appoint passe par la relation :

Débit_appoint = Débit_{liquide de refroidissement}x (T°_{sortie condensats}– T°_{entrée liquide de refroidissement}) / (T°_{sortie condensats}– T°_appoint)

Considérons la pompe à vide prise comme exemple plus haut. La qualité du vide dépend de la température moyenne du l’eau de refroidissement. En effet, plus la température de l’anneau liquide est élevée moins le vide est poussé.

Pour un même débit de liquide de refroidissement dans la pompe à vide, si on se limite à une valeur de température de l’anneau liquide de 20°C, il est nécessaire de recalculer la température de sortie de la pompe à vide.

On a donc :

T°_sortie = 20 [°C]+ (0,74 [kWh] x 3 600 [s/h] + 9 [kg] x 417 [kWh/kg] + 1 [kg] x (2675 – 417) [kWh/kg] + 0,9 [kg] x (2726 – 417) [kWh/kg]) / (216 [kg] x 4,18 [kJ/kg.K])

D’où,

T°_sortie = 20 [°C]+ 12 [°C] = 32 [°C]

On en déduit le débit d’appoint :

Débit_appoint = 0,216 [m³/cycle] x (32 [°C] – 20 [°C]) / (32 [°C] – 15 [°C])

Débit_appoint = 0,152 [m³/cycle]

Ce qui s’exprime par une réduction des débits d’appoint de liquide de refroidissement et de rejet des condensats . Soit une réduction de 30 % :

de la consommation d’eau de refroidissement,
des pertes d’énergie par rejet à l’égout.

Récupération en circuit fermé

Circuit fermé.

Certains constructeurs propose dans leur gamme standard un circuit où le liquide de refroidissement de la pompe à vide travaille en circuit fermé. A la sortie du séparateur, le liquide de refroidissement est refroidi dans un échangeur branché sur un circuit de climatisation par exemple.

Une autre possibilité pourrait être envisagée. Plutôt que de brancher l’échangeur sur un circuit de climatisation, pourquoi ne pas profiter de l’énergie résiduelle de sortie de la pompe à vide, certe faible, pour réchauffer la bâche tampon de la production d’eau osmosée.

Considérons la pompe à vide prise comme exemple plus haut.

Pour un même débit de liquide de refroidissement dans la pompe à vide, si on se limite à une valeur de température de l’anneau liquide de 20°C, on a vu que la température de sortie de pompe en moyenne avoisinait 32 [°C].

Pour calculer la puissance de l’échangeur nécessaire pour réduire la température de 32 [°C] à 20 [°C] de l’eau de l’anneau liquide, on doit évaluer :

m_{liquide de refroidissement}= 229 [kg/cycle];
durée d’un cycle = 0,75 [h/cycle];
durée _{moyenne de pompage_tot.} = 0,5 x durée_{moyenne_cycle}
C_{liquide de refroidissement}= 4,18 [kJ/kg.K];
rendement d’un échangeur à plaque est de l’ordre de 95 %.

D’où la puissance de l’échangeur :

P_échangeur [kW] = C_{liquide de refroidissement}[kJ/kg.°C] x m_{liquide de refroidissement}[kg/cycle] x

durée d’un cycle [h/cycle] x (T_entrée– T_sortie) [°C]

P_échangeur [kW] = 4,18 [kJ/kg.K] x 229 [kg/cycle] x (32- 20) [°C] / (3 600 [s/h] x 0,75 x 0,5 [h/cycle])

P_échangeur = 8.5 [kW]

On en déduit le débit d’eau glacée au primaire :

m_{eau glacée} [kg/h] = P_échangeur [kW] / (C_{liquide de refroidissement}[kJ/kg.°C] x (t_entrée– t_sortie) [°C])

m_{eau glacée} [kg/h] = 8.5 [kW] x 3 600 [s/h] [s/h] / (4,18 [kJ/kg.K] x 5 [°C] x 0,95)

m_{eau glacée} = 1 542 [kg/h] ou 1,5 [m³/h] ou encore 25 [l/min]

Avec :

C_{eau glacée} = 4,18 [kJ/kg.K];
(t_entrée– t_sortie) = 5 [°C].

Ce qui ne représente pas grand chose comme énergie prise au circuit d’eau glacée.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le réseau de distribution [ventilation]

Ordre de grandeur

Voici les valeurs de pertes de charge maximum recommandées par SIA (Société suisse des ingénieurs et architectes) pour l’ensemble d’un réseau de ventilation, ce qui comprend la pulsion, l’extraction et l’éventuelle récupération de chaleur :

Recommandations SIA V382/3 : pertes de charge totales du système
Pour toutes les installations	1 200 [Pa]
Pour les installations énergétiquement très performantes	900 [Pa]
À titre de comparaison, en moyenne dans les anciennes installations	1 500 à 2 000 [Pa]

Ces valeurs peuvent être comparées aux valeurs calculées par les concepteurs du nouveau réseau de ventilation.

Tracé du réseau

La règle générale est de dessiner le réseau le plus simple possible

Pour limiter au maximum les pertes de charge,
Pour faciliter l’équilibrage et la maintenance.

Tout d’abord, il faut toujours essayer d’obtenir le réseau le plus court possible.

Dans les grands réseaux, il peut être judicieux de subdiviser l’installation en plusieurs réseaux autonomes. Ceci peut permettre une gestion en fonction de zone à occupation homogène et facilite la protection au feu et les modifications ultérieures.

Ensuite, le tracé doit comporter un minimum de coudes, de dérivations, de changements de section. Le dessin de ces perturbations doit aussi faire l’objet d’une attention particulière.

Voici une série de tracés qui peuvent être considérés comme corrects et les tracés qu’il faut éviter pour limiter les pertes de charge :

Emplacement des conduits

Un réseau de conduit de ventilation peut prendre place à divers endroits dans le bâtiment. Suivant qu’il est apparent, caché ou inaccessible sont entretien et son éventuel remplacement sera plus facile ou impossible.

Les conduits apparents ont plusieurs avantages sur des conduits placés en faux plafonds (ou planchers ou encastrés dans les murs) ou noyés dans une chape : l’accessibilité est favorisée, l’inertie de la dalle n’est pas entravée et il est possible d’utiliser un conduit diffusant qui favorise une meilleure répartition de la température dans la pièce et permet de se passer de bouche de pulsion. Ce type de conduit est très efficace pour les salles hautes de grands volumes comme les salles de sports où une esthétique particulière n’est pas recherchée.

Les conduits cachés, argument esthétique par excellence, dans un faux plafond ou plancher ou encastrés dans les murs sont les solutions les plus courantes. Les conduits restent accessibles (via une trappe, trémie amovible ou armoire) pour en effectuer des contrôle et un nettoyage.

Le conduites noyés dans une chape de béton n’est pas une solution idéale dans la mesure où une fois les conduits installés et la dalle coulée, plus aucune modification ne pourra y être apporté !

Outre, l’emplacement des conduits, la position du groupe de ventilation ou du caisson de traitement d’air conditionnera aussi certains choix dont l’isolation thermique des conduits.

Forme et matériau des conduits

Il existe des conduits rectangulaires et des conduits circulaires. En regard des avantages et des inconvénients de ces deux types de conduit, il est préférable de favoriser, si l’encombrement le permet, le placement de conduits circulaires rigides avec joints (de préférence doubles) aux raccords :

Leur étanchéité est nettement supérieure. Étanchéifier correctement un conduit sur chantier relève de l’exploit. De plus, certains adhésifs vieillissent mal et certains mastics libèrent des solvants. Il est donc préférable de choisir des systèmes dont l’étanchéité se réalise directement et de façon durable par simple emboîtement, comme les conduits circulaires avec joints.
Leur placement est plus rapide, donc moins cher.
Pour une même section, leurs pertes de charge sont moindres, d’autant plus si les conduits sont rigides.

Exemple.

Si on passe d’une gaine circulaire à une gaine rectangulaire dont la rapport des côtés est égal à 4, la perte de charge est augmentée d’environ 30 %. Plus le rapport largeur/hauteur du conduit rectangulaire augmente, plus celui-ci sera défavorable au niveau des pertes de charge. Un rapport de plus de 5 : 1 doit absolument être évité.

Conduit circulaire avec joint aux raccords.

Conduit oblong : compromis entre la section circulaire et la section rectangulaire lorsque les faux plafonds sont peu épais.

Il faut de préférence installer des conduits galvanisés, pour leur faible rugosité et parce qu’ils ne sont pas sujets à l’arrachement de matière. Les conduits en asbeste ciment ont une rugosité 1,5 fois supérieure à ces derniers et les conduits isolés intérieurement, une rugosité 1,5 à 2 fois supérieure. Leur utilisation est interdite dans tous les bâtiments et en particulier dans les hôpitaux.

Conduits isolés (thermique et acoustique) intérieurement
au moyen de laine minérale recouverte de tissu de verre.

Section des conduits

Les pertes de charge diminuent comme le carré de la vitesse de l’air. Pour un même débit, on a donc intérêt à choisir les sections de gaines les plus grandes possible, tout en restant dans des limites admissibles.

Limite supérieure

Les grandes sections sont cependant limitées par :

les nécessités architecturales et l’encombrement,
le poids et donc le prix des conduits et de leurs supports (passer de 10 m/s à 6 m/s augmente le poids de 30 %),
le volume d’isolant en cas de conduits isolés thermiquement.

Limite inférieure

La vitesse de l’air dans les conduits ne peut dépasser une certaine valeur. Il en résulte une section minimum des conduits en dessous de laquelle il est déconseillé de descendre pour des raisons :

d’augmentation du bruit de bruissement de l’air dans les conduits droits et surtout au niveau des déviations;
d’augmentation des pertes de charge et de l’énergie consommée par le ventilateur. Par exemple, une diminution de moitié de la section double la vitesse de l’air, augmente les pertes de charge et la puissance absorbée par le ventilateur d’un facteur 4;
d’équilibre du circuit. Un circuit dont la vitesse de l’air au niveau des conduits est semblable à la vitesse de l’air au niveau des bouches est très sensible à l’ouverture et à la fermeture de celles-ci.

Vitesses maximales admissibles au niveau du bruit dans un réseau de distribution d’air [m/s]
Types de local	Gaine principale	Dérivation	Grille, bouche	Entrée d’air
Chambre (hôpital, hôtel, …)	5	2-4	0,5-2	1
Bureau	5-6	2-4	1-2	1
Atelier	8-10	6	1-5	2,5-4

Dans certains cantons suisses, la vitesse maximum de l’air dans les conduits de ventilation est imposée pour des raisons d’économie d’énergie.

Vitesse maximum de l’air autorisée dans le canton de Zurich
Débit maximum	Vitesse maximum de l’air
< 1 000 [m³/h]	3 [m/s]
< 2 000 [m³/h]	4 [m/s]
< 4 000 [m³/h]	5 [m/s]
< 10 000 [m³/h]	6 [m/s]
> 10 000 [m³/h]	7 [m/s]

Exemple

Le réseau de pulsion suivant a été dimensionné pour 3 vitesses d’air différentes dans le tronçon le plus défavorisé (de la prise d’air A à la bouche a) : 4, 6 et 8 m/s :

Vitesse de l’air [m/s]	4	6	8
Débit du ventilateur [m³/h]	12 600
Hauteur manométrique du ventilateur [Pa]	155	176	211
Durée d’utilisation [h/an]	3 000
Consommation (avec un rendement de 0,65) [kWh/an]	2 504	2 843	3 408
Facture énergétique (à 16 c€/kWh) [€/an]	400,6	454,9	545,3
Superficie totale des conduits [m²]	133	111	98
Investissement (à 1 100 €/m²) [€]	3649,2	3057,12	2704,15

L’intérêt de choisir la vitesse la plus faible possible dépend évidemment de la durée d’utilisation du groupe de pulsion.

Étanchéité

L’étanchéité des conduits de ventilation est particulièrement importante dans les zones où des risques d’aérocontamination sont présents. C’est par exemple le cas pour le réseau d’air repris et/ou recyclé. À ce titre ces derniers doivent d’ailleurs être les plus courts possible. Il faut également être attentif à l’étanchéité des trappes de nettoyage et éviter de placer des conduits dans les faux plafonds des zones à risque 3 et 4.

L’étanchéité des conduits dépend du matériel choisi et de sa mise en œuvre.

Photo étanchéité, bonne. Photo étanchéité, mauvaise.

Même placé par un professionnel aguerri, un réseau de distribution d’air composé de conduits rectangulaires est très difficile à rendre parfaitement étanche. Pour cela, on peut utiliser aux raccords des bandes adhésives et du mastic d’étanchéité. Ceci demande cependant une main d’œuvre importante et soigneuse.
photo réseau à conduits circulaires.

Dès lors, il faut dans la mesure du possible préférer un réseau à conduits circulaires avec doubles joints au niveau des raccords. Ces conduits permettent d’atteindre une étanchéité correcte, sans précaution particulière de mise en œuvre Ceci conduit à des installations moins chères et plus étanches.

Si la taille des conduits circulaires ne leur permet pas de s’insérer dans des faux plafonds peu épais, un compromis peut être trouvé grâce à des conduits oblongs présentant les mêmes caractéristiques de mise en œuvre que les conduits circulaires.

La norme EUROVENT, reprise par les normes NBN EN 12237 et prEN 1507, fixe trois classes d’étanchéité des conduits de distribution (K_A, K_B, K_C) par ordre croissant de qualité, la classe K_A étant la plus mauvaise et la classe K_C étant la meilleure. L’objectif est d’atteindre cette dernière.

Exemple.

Le bâtiment de bureaux « Probe » du CSTC à Limelette a été équipé d’un système de ventilation double flux (pulsion dans les bureaux et extraction dans les sanitaires). À l’origine, la distribution de l’air s’effectuait via des conduits rectangulaires. Malgré le soin apporté à la réalisation, cette installation présentait des débits de fuite importants. Par exemple, pour fournir 650 m³/h dans les bureaux, le ventilateur devait pulser environ 1 300 m³/h. L’étanchéification des raccords au moyen de bandes adhésives a permis d’améliorer la situation mais permis à peine d’atteindre les prescriptions de la classe K_A définie par Eurovent.

Adhésif d’étanchéité des conduits rectangulaires

Par contre, le remplacement complet des conduits rectangulaires par des conduits circulaires a permis de descendre presque jusqu’à la classe K_C, sans effort de mise en œuvre particulier.

1. Situation initiale (conduits rectangulaires).
2 à 5. Étanchéifications successives par bandes adhésives.
6. Remplacement des conduits rectangulaires par des conduits circulaires à double joints au raccords.

Isolation

Tout conduit distribuant de l’air traité (chauffé ou refroidi) doit être isolé. En effet, un air traité à 16°C en centrale, risque d’arriver à 25°C dans le local à refroidir, de par son trajet dans les faux plafonds (souvent surchauffés, notamment par les luminaires). Ce qui est évidemment inadmissible.

En principe, les conduits d’extraction ne doivent, quant à eux, pas être isolés, sauf dans le cas où ils sont raccordés à un récupérateur de chaleur et que les conduits traversent des locaux non traités ou sont insérés dans une trémie en contact avec l’extérieur. Faute de quoi, tout l’intérêt du récupérateur risque d’être perdu.

Il est également indispensable d’isoler le tronçon séparant la prise d’air neuf du caisson de traitement d’air, surtout si ce tronçon est important. En effet le transport d’un air parfois très froid (- 10°C) risque de provoquer des condensations sur la face externe du conduit. Pour éviter cela, l’isolation doit être recouverte d’une protection pare-vapeur.

L’isolation doit être particulièrement soignée pour les conduits transportant de l’air froid, d’une part parce que les frigories coûtent plus cher et d’autre part à cause des risques de condensation lors de la traversée d’un local plus chaud que l’air véhiculé.

Par exemple, si un conduit nu véhicule de l’air à 16°C dans un local à 24°C, des condensations apparaîtront sur le conduit si l’humidité intérieure du local dépasse 58 %.

Dans ce cas, il faut isoler les conduits au moyen de matériaux présentant la plus faible sensibilité possible à l’humidité et en constituant une barrière « pare-vapeur » par l’application d’un film étanche sur l’isolant (tissu imprégné, film plastique ou métallique). Il existe des isolants déjà revêtus de tels films. Dans ce cas les joints doivent se refermer au moyen de ruban adhésif.

Il existe également des conduits rectangulaires directement composés de panneaux de laine minérale. Ceux-ci sont d’office enrobés d’un film pare-vapeur. Ces conduits ont par la même occasion des caractéristiques d’absorption acoustique.

Conduits composés de panneaux de laine minérale.

Isolant (épaisseur 25 mm) pour conduit
recouvert d’une feuille d’aluminium.

Plusieurs références permettent de définir la qualité thermique de l’isolant à mettre en œuvre. La réglementation thermique française impose une résistance thermique minimum du calorifuge de 0,6 m²K/W, ce qui équivaut à une épaisseur de 2,4 cm de laine minérale. Le cahier des charges 105 impose, lui, une résistance thermique de 0,65 m²K/W (2,6 cm de laine minérale) pour les conduits intérieurs, 1,5 m²K/W (6 cm de laine) pour les conduits extérieurs et 0,5 m²K/W (2 cm de laine) pour les conduits véhiculant de l’air extérieur.

Notons que pour répondre à la réglementation incendie, les matériaux constituant le conduit doivent être incombustibles (classés A0), ce qui est notamment le cas pour la laine minérale.

Pour obtenir un mise en œuvre correct de l’isolation des conduits de ventilation, il convient de faire attention à certains points :

Soit l’isolation fait partie de la constitution du conduit (matériau isolant non à base de fibre) soit elle est placée à l’extérieur du conduit;
Une membrane pare-vapeur dont les joints sont raccordés par du ruban adhésif est prévue si l’isolant ne présente pas une face externe à cellules fermées;
L’accessibilité est respectée pour les trappes de visite et les appareils de réglages;
L’isolation au droit de fixation du conduit doit être effectuée correctement et ne peut être interrompue;
Les joints entres éléments d’isolation doivent être traités pour ne pas déforcer celle-ci.

Acoustique

Une installation de ventilation crée de multiples ponts acoustiques dans le bâtiment

Tous les enfants ont pris un jour une feuille de papier, l’ont roulée en forme de tube, … et l’ont utilisée comme porte-voix vers l’oreille de leur malheureux voisin !

Un conduit transporte de l’air… mais véhicule en même temps des bruits

bruit du ventilateur de pulsion ou d’extraction,
bruit du local voisin,
….

Production de bruit par écoulement de l’air

Par lui-même, un conduit génère du bruit, surtout si la vitesse de l’air est élevée. Le simple fait de faire circuler de l’air dans un conduit entraîne la création d’un bruit d’écoulement.

Exemple.

Une gaine rectiligne de 0,5 m² parcourue par de l’air à 12 m/s génère une puissance acoustique de 58 dB. Mais cette puissance chute à 19 dB à 2 m/s, ce qui n’est plus audible dans un bureau.

Afin de limiter le bruit généré, on sera attentif :

À dimensionner l’installation avec une vitesse d’air maximale de 4 à 5 m/s dans les installations « basse pression » et de 8 à 10 m/s dans les installations « haute pression ». Dans ces cas de haute vitesse, on devra prévoir des boîtes de détente insonorisées et portant la bouche de ventilation. Une étude acoustique est alors fortement recommandée.

Pour visualiser le résultat apporté par ce type de calcul, cliquez ici !

À éviter toute turbulence dans la gaine. Tous les critères d’application pour limiter les pertes de charges par un tracé du réseau harmonieux sont valables pour l’acoustique, par exemple l’introduction de cônes de diffusion lors des changements de section.

Règle de bonne pratique.

Pour limiter la génération de bruit, vérifier que la vitesse de l’air ne dépasse pas 5 m/s dans les coudes.

Atténuation des bruits par les conduites

Mais un conduit d’air peut atténuer le bruit qu’il transporte.

Les parois intérieures d’un conduit amortissent tant bien que mal le son intérieur : il faut imaginer que l’onde sonore avance dans le conduit en se cognant en permanence aux parois.

L’effet d’absorption peut être renforcé par la mise en place de matériaux fibreux absorbants, particulièrement efficaces pour absorber les sons de hautes fréquences (le sifflement de l’air sur les pales du ventilateur, par exemple).

On choisira des matériaux avec protection contre la désagrégation (pour éviter un détachement des fibres du matériau acoustique), par exemple des panneaux de fibres minérales enduits au néoprène (dont l’épaisseur ne doit pas dépasser 0,1 mm sans quoi le pouvoir d’absorption est diminué), ou encore des panneaux recouverts d’une tôle métallique perforée.

Ces panneaux ont pour avantage de créer simultanément une isolation thermique entre le fluide et les locaux traversés… mais ont pour désavantages d’augmenter les pertes de charge, de retenir les poussières et de favoriser le développement de milieux peu hygiéniques…

Si l’absorption acoustique n’est pas recherchée, on privilégiera donc des conduits en matériau isolant thermique mais avec contact intérieur lisse.

Si l’absorption acoustique est souhaitée, on limitera si possible le placement de ces panneaux absorbants à la sortie d’un changement de direction (coude) : c’est là qu’il y a le plus de réflexions de l’onde acoustique sur les parois et que l’absorption sera donc la plus efficace.

Il est également logique de traiter uniquement le dernier tronçon puisqu’il atténue tous les bruits venant de l’amont du réseau.

De plus, les coudes renvoient le son d’où il vient !

Lorsque le son rencontre un coude à 90°, il se réfléchit en partie et revient vers la source dont il est issu !

Pour favoriser cet effet, il est préférable de ne pas mettre d’aubages directionnels à l’intérieur d’un coude. Mais alors, ce sont les pertes de charge qui sont augmentées et donc la consommation d’énergie !

Que faire ? En guise de compromis, certains préconisent de ne pas placer d’aubages dans les coudes situés dans le local technique, mais bien dans les coudes suivants. D’autres placent une courbe à 90° sans aubage, avant la première grille de pulsion ou de reprise.

Placement de silencieux

Des silencieux peuvent être installés sur le réseau.

Si les dérivations, branchements, modifications de section et bouches de sortie ne permettent pas de garantir le niveau sonore imposé dans le local, il convient de placer des silencieux dans l’installation.

Les silencieux doivent encadrer la source sonore (généralement le ventilateur), tant du côté réseau que du côté prise d’air extérieur. Afin d’éviter que le bruit du local technique ne « rentre » dans la gaine après le silencieux, celui-ci sera placé à la sortie du local.

Idéalement, on choisira un silencieux à large bande spectrale, à faible perte de charge et à production de bruit (provoqué par l’écoulement interne de l’air) aussi faible que possible.

Règle de bonne pratique.

On dimensionnera le silencieux de telle sorte que la vitesse de l’air soit limitée à 10 m/s lors du passage entre les baffles acoustiques du silencieux. Si la section d’ouverture du silencieux est de …30 %… à …50 %…, cela induit que la vitesse faciale à l’entrée du silencieux devrait être de …3 m/s… à …5 m/s… environ.

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en aluminium.

Pour choisir un silencieux, cliquez ici !

Remarque.

Il est très difficile de prévoir précisément le niveau sonore que fera une installation de distribution d’air. Aussi, par précaution, on est tenté de placer des silencieux exagérément dimensionnés (donc plus onéreux), qui génèrent tout au long de leur vie des pertes de charge et donc une consommation supplémentaire du ventilateur…

Si possible, il serait bénéfique de prévoir l’emplacement du silencieux mais de ne pas le placer, de faire une mise en service provisoire de l’installation avec mesure du niveau sonore, puis de dimensionner l’éventuel silencieux de façon nettement plus précise.

Dans certains cas, un caisson d’absorption peut être créé au sein du réseau, mesure simple, très efficace mais demandant de l’espace !

Transmission des bruits par les conduits

Sans précaution spécifique, on parle d’un effet « de téléphone interne ».

On veillera dès lors

À ne pas faire passer des gaines à travers des locaux à haut niveau sonore.
Soit à placer des silencieux au droit de la paroi de séparation si deux locaux sont ventilés par la même gaine (le silencieux devra apporter le même affaiblissement acoustique que la paroi elle-même), soit à utiliser des bouches performantes, avec anneaux acoustiques.
À ne pas solidariser les gaines avec les murs ou planchers traversés. Les évidements doivent être suffisamment grands pour permettre la mise en place d’une isolation après le montage de la gaine : soit des tresses de laine minérale, soit un mastic à élasticité permanente.
À fixer les conduits avec des raccordements souples. Un tel montage ne se justifie pas systématiquement pour l’ensemble des suspensions de gaines mais des suspensions isolées (couche élastique en Néoprène, par exemple) seront requises autour du caisson de traitement et pour le conduit principal. Des suspensions normales seront généralement suffisantes pour le réseau secondaire aux étages, d’autant qu’une bande d’acier étroite n’est absolument rigide et ne dispose pas d’une section de transmission du bruit suffisante.

Hygiène

Les risques d’aérocontamination présents surtout dans les hôpitaux demandent une attention particulière quant à l’hygiène des réseaux de distribution de l’air. Celle-ci repose sur différents principes :

Les espaces vides de la structure ne peuvent jamais servir pour pulser ou extraire de l’air. L’installation de conduits est indispensable.
La maintenance doit être facilitée par la présence de trappes de visite permettant l’inspection de la propreté des conduits et leur nettoyage. Le nombre de ces trappes doit cependant être limité parce qu’elles sont souvent source de fuite. Elles sont, en tout cas, indispensables dans les tronçons en aval de la filtration terminale à haute efficacité, qui nécessitent des désinfections et nettoyages réguliers.
Des clapets d’air étanches (débit de fuite de 10 m³/h max. sous 100 PA) doivent permettre la désinfection des conduits et des locaux en assurant la poursuite partielle des activités. Ces clapets permettent également d’isoler des zones d’exigence différentes situées sur un même réseau et évitent les mouvements d’air naturels dus au vent à l’arrêt des installations. On peut les disposer au niveau de la séparation entre les zones de différents risques, devant le filtre terminal pour faciliter sa maintenance pendant le fonctionnement de l’installation.
Lors de l’installation, une attention particulière doit être portée à la protection des conduits. Ceux-ci doivent être bouchonnés pour leur entreposage. La section montée doit aussi être obturée lors de l’interruption du chantier.
Les tronçons de conduit situés en amont du premier étage de filtration, c’est-à-dire non protégés doivent être les plus courts possibles et facilement nettoyables et désinfectés.
Le contrôle de la contamination en aval du filtre terminal doit être possible, de même que le contrôle de la qualité des filtres absolus et de leur montage au moyen d’aérosol injecté en amont du filtre.
L’air extrait des locaux où on utilise des isotopes ou des gaz anesthésiants doit être canalisé séparément.
La maintenance doit inclure la vérification de l’étanchéité des conduits, leur propreté et l’absence d’accumulation de poussières ou d’humidité. Le bon fonctionnement et l’étanchéité des registres doivent également faire l’objet d’un contrôle périodique, ce qui demande un accès possible et facilement repérable.

Robot de contrôle des conduits.

Dans les réseaux avec recyclage d’air, il est également important de contrôler le rapport air neuf/ air recyclé car il est garant du maintien du niveau de pression des locaux.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Débits de ventilation dans la zone de cuisson

Objectifs

Le calcul des débits doit répondre à deux exigences :

Assurer le transfert thermique vers l’extérieur de la chaleur sensible et de la chaleur latente dégagée dans l’ambiance par les appareils de cuisson, afin de maintenir la température et l’hygrométrie à des valeurs acceptables pour le confort humain (rôle thermique).

Permettre, par une vitesse de captation suffisante, adaptée au mode de captage, d’entraîner le flux convectif chargé de particules lourdes vers les séparateurs de graisses (dont la surface de passage est fonction du type de filtration), hors de la zone de travail (rôle mécanique).

Mais attention, si la ventilation permet d’évacuer la chaleur qui se trouve dans l’air, elle ne peut cependant rien faire contre la chaleur rayonnante dégagée par les équipements.

Méthodes préliminaires

La norme prEN 16282, actuellement en projet, regroupe certaines recommandations de la VDI 2052 et de l’HACCP. Elle traite notamment de principes de dimensionnement et du calcul des débits de ventilation pour les cuisines collectives.

Les méthodes préliminaires permettent d’estimer, parfois très grossièrement, le débit de ventilation. Elles sont à écarter comme méthodes de dimensionnement car trop approximatives, mais peuvent servir de vérification ou de complément à d’autres méthodes. Dans tous les cas, la méthode détaillée est la méthode à utiliser dès que les appareils de cuisine sont définis !

La norme présente trois méthodes préliminaires :

Méthode suivant la surface du local

Le renouvellement horaire est défini en fonction de la surface au sol de la cuisine et du type de cuisson ou appareils employés, soit :

90 m³/h par m² en général,
120 m³/h par m² pour les zones de rôtisserie, de grill et de cuisson prolongée ou pour les zones de vaisselle.

Cette méthode ne présente pas de grand intérêt : le débit de ventilation est trop largement sous-estimé pour les zones de cuisson !

Méthode suivant la vitesse d’aspiration

L’évacuation correcte des particules en suspension dans l’air ainsi que des odeurs nécessite une vitesse d’air minimale au niveau frontal reliant l’avant du bloc de cuisson (piano) au bord inférieur de l’avancée de la hotte.

La figure ci-dessus indique la courbe type du profil de la vitesse d’air entre le piano et la hotte.

Cette vitesse se situe, selon le type d’appareil, de cuisson entre 0,15 et 0,30 m/s :

Charge	Vitesse	Appareils
Faible	0,15 m/s	fours à vapeur, bouilloires, bains-marie, fourneaux, etc.
Moyenne	0,225 m/s	friteuses, sauteuses, grills, etc.
Forte	0,3 m/s	barbecue au gaz, etc.

Le débit final peut alors être calculé comme suit :

q_e = v x 3 600 x P x h (m³/h)

Où :

q_e = débit d’extraction (m³/h)
v = vitesse de passage (m/s)
P = périmètre de la hotte (m)
h = différence de hauteur entre la hotte et le plan de cuisson (m)

Dans le cas d’une hotte rectangulaire adossée, le débit est plus faible sur les flancs latéraux de la hotte que sur l’avant. Une majoration du débit d’air doit être prévue afin de ne pas trop abaisser la vitesse de l’air à cet endroit.

Méthode pour les pièces auxiliaires

La norme recommande les débits d’air à prévoir pour les pièces auxiliaires suivant les m² de surface :

Zones	Débits [m³/h par m²]
Préparation de la viande	25
Préparation du poisson	25
Préparation de la volaille	25
Préparation des légumes	25
Réserve sèche	6
Réserve à pain	6
Réserve non-alimentaire	6
Pièces pour le personnel	Voir annexe C3 de la PEB
Vestiaires, WC et douches	Voir annexe C3 de la PEB
Local à poubelles	6
Distribution des repas chauds	60

Méthodes détailles

Les méthodes se basent sur la Norme allemande VDI 2052 d’avril 2006. C’est cette méthode détaillée qui est reprise par la prEN 16282. La VDI comporte des tables qui donnent les quantités de chaleur sensible et de chaleur latente dissipées dans l’ambiance pour 1 kW de puissance raccordée (gaz, électricité, vapeur) de chaque type d’appareil.

Méthode suivant la puissance des appareils de cuisson

Sur base de la chaleur sensible dégagée par les appareils de cuisson, il est possible de calculer le flux convectif, c’est-à-dire le débit d’air au dessus des appareils de cuisson induit par la différence de température ou de densité de l’air.
On calcul tout d’abord la quantité de chaleur sensible transmise par convection depuis chaque appareils de cuisson :

Q = 0,5 x P x Q_s

Où :

Q = quantité de chaleur transmise par convection (W)
P = puissance de l’appareil de cuisson (kW)
Q_s = émission de chaleur sensible (W/kW)

On peut ensuite calculer le débit d’extraction de la hotte située au-dessus d’un ou plusieurs appareils de cuisson :

q_e = k x ( ΣQ x φ )^1/3 x ( h + 3,4 x L x l / (L +l))^5/3 x r x a

Où :

q_e = débit d’air extrait (m³/h)
k = 18, coefficient empirique (m4/3.W-1/3.h-1)
ΣQ = somme des émissions de chaleur sensible des appareils situés sous la hotte (W/kW)
φ = coefficient de simultanéité (-)

Type de cuisine	Petite cuisine		Moyenne cuisine		Grande cuisine
Type de cuisine	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ
Snack-bars, restaurants, hôtels	<100	1,0	<250	0,7	>250	0,7
Hôpital (cuisine principale)	150	0,8	<500	0,6	>500	0,6
Hôpital (cuisine de distribution)	250	0,8	<650	0,6	>650	0,6
Institutions	40	1,0	–	–	–	–
Préparation, mixte	50	0,9	<400	0,6	>400	0,6
Industrielle	–	–	<3000	0,7	>3000	0,7

h = différence de hauteur entre la hotte et le plan de cuisson (m)
L = longueur du plan de cuisson (m)
l = largeur du plan de cuisson (m)
r = facteur de réduction pour tenir compte de la position de la hotte (-)

Emplacement de la hotte	Facteur de réduction r
Contre un mur	0,63
Au-dessus d’un ilot central	1

a = facteur de correction pour tenir compte du type de flux et de la présence d’air induit ou pas (-)

Type de flux	Facteur de correction a
Type de flux	Sans air induit	Avec air induit
Flux mixte – tangentiel	1,35	1,25
Flux mixte – plafond	1,30	1,20
Flux laminaire – déplacement	1,20	1,15
Flux laminaire – source	1,15	1,10

Méthode adaptée du Recknagel, 2e édition

La puissance en chaleur sensible va « permettre » de réchauffer un débit d’air (P [kW] = (q [m³/h] x cp [kWh/m³/°C] x T [°C]) / rendement [/]). On regarde quel débit d’air il faut pour que la différence de température entre l’air ambiant et l’air introduit ne dépasse pas 8°C. Le rendement tient compte de l’efficacité de la hotte et du coefficient de simultanéité.

De même, la puissance en chaleur latente va permettre d’humidifier un débit d’air. On regarde quel débit est nécessaire pour que l’air ne s’humidifie pas de plus de 5 g. par kg.

Il faut, pour chaque appareil composant le piano, multiplier la puissance raccordée (kW) par les valeurs des colonnes en chaleur sensible et latente et effectuer les sommes. La plus grande des deux sommes correspond au débit d’introduction à mettre en œuvre.

Sur base de cette méthode, des fabricants ont établi des tableaux tenant compte des appareils de cuisson actuels et de l’efficacité de leurs propres hottes.

Il faut également tenir compte du coefficient de simultanéité φ et du facteur de correction a.

Autres méthodes

D’autres méthodes ont été développées dans le cadre de normes ou par les fabricants, adaptées au matériel vendu ou au type de cuisine. La plupart de ces méthodes se présentent sous forme de tableaux et de valeurs types et sont tirées ou déduites des méthodes précédentes. Elles permettent une évaluation rapide, mais pas toujours correcte, des débits d’extraction à atteindre pour la zone de cuisson d’une cuisine collective.

Méthode suivant l’importance du local

On se fixe un taux de renouvellement horaire en fonction de l’importance du local « cuisine ».

q_e = V x n

Où :

q_e : débit d’extraction ( m³/h).
V : volume (m³).
n : taux de renouvellement (1/h).

Le Recknagel adapté par la norme allemande VDI 2052 donne :

Type de cuisine	Hauteur (m)	Renouvellement horaire n (1/h)
Cuisines moyennes : Restaurants, hôtels, etc.	3 à 4	20 à 30
Cuisines moyennes : Restaurants, hôtels, etc.	4 à 6	15 à 20
Grandes cuisines : Casernes, hôpitaux, etc.	3 à 4	20 à 30
	4 à 6	15 à 20
	>6	10 à 15
Locaux de plonge	3 à 4	15 à 20
Locaux de plonge	4 à 6	10 à 15
Cuisine de préparation froide	3 à 4	5 à 8
Cuisine de préparation froide	4 à 6	4 à 6
Réserves	–	5 à 8

Méthode suivant la surface de cuisson

Cette méthode prescrit d’introduire un certain débit en fonction de la surface de cuisson, de la longueur du piano ou encore de la surface de la hotte.

Dimension repère	Débit d’air extrait
Pour la surface d’appareils de cuisson	300…333 l/s par m²
Pour la surface de la hotte	930 à 1 000 m³/h par m²
Pour la longueur du piano	1 000 à 1 500 m³/h par m

Méthode suivant le nombre de repas servis simultanément

Repas servis simultanément	Débit d’air neuf* (m³/h par repas)	Valeur minimale
Office relais	15	–
Moins de 150	25	–
De 150 à 500	20	3 750 m³/h
De 501 à 1 500	15	10 000 m³/h
Plus de 1500	10	22 500 m³/h
* Ces débits sont des débits d’air neuf à introduire. Il faudra majorer ces quantités de 20% pour obtenir les débits minimaux d’air à extraire, afin de maintenir le local en légère dépression.

Méthode suivant le type d’appareils de cuisson

Cette méthode est issue des règles de l’Art. Il existe différents tableaux selon les sources. On détermine le débit d’air nécessaire à chaque appareil selon le tableau ci-dessus, puis on additionne le tout.

Appareil	Type	Débit
Fourneau	gaz	1 500 m³/h par m²
Fourneau	électrique	1 000 m³/h par m²
Marmite	75 l	500 m³/h
	100 l	600 m³/h
	150 l	800 m³/h
	200 l	1 000 m³/h
	250 l	1 100 m³/h
	300 l	1 200
	500 l	1 500 m³/h
Sauteuse	gaz	1 500 m³/h
Sauteuse	électricité	1 000 m³/h
Rôtissoire	–	1 000 m³/h
Table chauffante	gaz	450 m³/h par m²
Table chauffante	électricité	300 m³/h par m²
Four à air pulsé	6 niveaux	1 000 m³/h
Four à air pulsé	20 niveaux	2 000 m³/h
Cuiseur à vapeur	petit modèle	1 000 m³/h
Cuiseur à vapeur	grand modèle	2 000 m³/h
Percolateur	–	450 m³/h
Grill	gaz	3 000 m³/h par m²
Grill	électrique	2 000 m³/h par m²
Four traditionnel	à convection naturelle	300 m³/h
Feux allumés	–	200 à 500 m³/h
Friteuse	<300 couverts	1 000 m³/h par 10 l d’huile
Friteuse	> 300 couverts	2 500 m³/h par 50 l d’huile

Source : « chaud froid plomberie n° 585 » – Novembre 1996.

Il y a lieu de tenir compte d’un coefficient de simultanéité φ qui prend en compte le non fonctionnement simultané de tous les appareils à pleine puissance.

Avantages et inconvénients

Méthodes	Avantages	Inconvénients
Méthodes préliminaires
suivant la surface du local	> Simple et rapide	> Estimation grossière !
suivant la vitesse d’air d’aspiration	> Permet le bon enlèvement des particules et des calories avec les hottes traditionnelles > Simple et rapide > Permet de vérifier les débits en déterminant la vitesse correspondante	> Ne peut s’appliquer qu’aux systèmes avec hottes. > Ne permet pas une prise en compte rationnelle des différents appareils et de leur puissance dissipée
Méthodes détaillées
suivant la puissance des appareils	> Rationnelle et scientifique basée sur le dégagement calorifique de chaque appareil > Base de données neutres	> Part du principe que la chaleur dissipée dans l’ambiance est directement proportionnelle à la puissance raccordée sans précision de limite. Or, au-delà d’une certaine puissance raccordée pour une surface donnée (appareils pour la grosse industrie) cette fonction n’est plus vraie (effets thermiques et vitesse de flux plus importante)
Autres méthodes
Suivant l’importance du local	> Permet de prédimensionner au début du projet et de vérifier la comptabilité entre le débit calculé par une autre méthode et le volume du local.	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Estimation approximative.
Suivant la surface de cuisson	> Permet un calcul rapide au niveau de l’avant-projet. > Globalement fiable dans le cas d’ensembles de grandes dimensions composés d’appareils divers.	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Valeurs faibles pour les appareils à dégagement de chaleur élevé.
Suivant le nombre de repas servis simultanément	> Simple quand on connaît le nombre de repas servis simultanément (pas toujours le cas dans les cuisines industrielle)	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Le terme de repas n’est pas un indication suffisante et judicieuse. > Estimation commune à toute la cuisine (pas de zonage suivant le type de préparation)
Suivant le type d’appareils de cuisson	> Tient compte des appareils en place et est donc plus précise.	> Ne tient pas compte de la puissance des appareils.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Déplacement des charges

Introduction

Contrairement à l’effacement énergétique, le déplacement des charges ou load shifting ne consiste pas à supprimer ou brider une charge, un processus ou une consommation en général mais à la postposer à un moment où l’énergie sera plus abondante et les prix plus avantageux.

C’est ce que nous faisons déjà avec notre machine à laver que nous lançons régulièrement la nuit pour profiter du tarif « nuit » de notre compteur bi-horaire.

Certains processus ne doivent avoir lieu qu’une fois par jour (chauffer le ballon d’eau chaude, lancer le lave-vaisselle ou une machine à laver, faire un back-up serveur, recharger son véhicule électrique, …) ou par semaine (cycle anti-légionnelle, …) et, dans cette fenêtre de temps, le moment auquel l’activité se produit n’a que peu d’importance pour l’occupant. Ces consommations pourront-alors être postposer de quelques heures ou quelques jours pour assurer un prix plus doux et contribuer à l’équilibre du réseau.

L’intégration des objets connectés et des technologies de la communication dans le bâtiment ou « smartbuilding » libère à cet égard un énorme potentiel en automatisant de manière plus conviviale tous ces processus.

Nouvelles installations

Dès la conception de l’installation, on peut envisager l’installation de systèmes d’accumulation d’énergie permettant de déplacer une partie de la consommation pendant les Heures Creuses.

Exemples.

L’utilisation de bâches-tampon ou de bacs à glace, accumulant l’énergie frigorifique, et permettant de réduire la puissance installée jusqu’à 50 %.

Les systèmes de rafraîchissement nocturne des locaux pendant les heures où la température est moins élevée, et principalement la nuit ou très tôt dans la matinée.

La forte inertie du bâtiment favorise également le déplacement de la consommation en heures creuses.

Les systèmes de production d’eau chaude sanitaire à accumulation.

Chauffage électrique des locaux à accumulation la nuit.

Installations existantes

Sur une installation existante, il est possible de :

1°

Planifier le fonctionnement des équipements en ayant à l’esprit la gestion énergétique.

On peut utiliser les horloges de commande ou programmer les automates si ils existent, de manière à déplacer le fonctionnement de certains équipements en dehors des heures critiques.

Exemples.

Effectuer la recharge des batteries électriques la nuit.
Programmer les essais sur les équipements la nuit ou les week-ends, et de toute manière en dehors des heures de pointe.

2°

Prendre des mesures organisationnelles de gestion du travail.

Exemples.

Décalage des horaires de fonctionnement de la buanderie par rapport à la cuisine.

Éviter le fonctionnement simultané d’équipements :
- lave-vaisselle/friteuse,
- chauffage/refroidissement.

Limiter les périodes de préchauffage :
- optimiseur sur les installations de chauffage,
- éteindre et allumer des équipements « just in time ».

Ces mesures organisationnelles doivent être appliquées avec rigueur, car un oubli durant 1/4 h sur le mois et le bénéfice pour le mois est perdu… !

3°

Sensibiliser le personnel

Si chacun est plus ou moins conscient du coût de l’énergie qu’il utilise, personne n’a conscience que le coût de sa tasse de café est fortement fonction de l’heure à laquelle le percolateur a été enclenché !

Expérience :

Dans un home du Brabant Wallon, l’équipe cuisine a été très participante à un programme de diminution de la pointe. Le diagramme de charge du bâtiment lui a été présenté et expliqué.

Réflexion d’une cuisinière à sa collègue : “regarde Louise, la pointe, ici, c’est lorsque tu fais les frites le mercredi !”.

Il a été décidé que friteuses et lave-vaisselle ne devaient plus fonctionner ensemble.

Et deux mois plus tard, les résultats de la réorganisation ont été présentés au personnel, factures à l’appui.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Description des châssis

Les châssis se différencient entre eux par leur matériau constitutif principal, par leur mode d’ouverture, par le détail du profil des ouvrants et par leur performance thermique.

Les parties du châssis

Le dormant

Partie du châssis fixée au gros œuvre. Si le châssis n’a pas d’ouvrant (châssis appelé fixe), le dormant comprendra la feuillure et la parclose de fixation du vitrage

L’ouvrant

Partie mobile du châssis. Les profilés constituant l’ouvrant créent avec ceux du dormant, des barrières étanches à l’eau et à l’air.
Il existe de nombreux types d’ouvrants.

La double barrière d’étanchéité

La barrière d’étanchéité à l’eau et la barrière d’étanchéité à l’air sont physiquement dissociées :

L’étanchéité à l’eau.
Son rôle est d’empêcher au maximum le passage de l’eau. Elle est située du côté extérieur, protégeant la barrière d’étanchéité à l’air des sollicitations climatiques.
L’étanchéité à l’air.
Elle est située du côté intérieur et composée habituellement de joints d’étanchéité en matériau souples susceptibles de perdre leur efficacité sous l’action de l’humidité et des rayons ultraviolets.

Entre les deux barrières se trouve une zone de drainage, appelée chambre de décompression.

Une troisième barrière (ou frappe) peut être prévue dans le profilé assurant une amélioration de l’isolation acoustique du châssis. Celle-ci se place du côté intérieur du châssis.

Le principe de la double barrière d’étanchéité est actuellement appliqué sur la quasi-totalité des châssis de menuiserie extérieure et ceci quel que soit le matériau de base (bois, aluminium, PVC, PUR).

Remarque.
Le niveau d’étanchéité au vent et à l’eau dépend :

du nombre de frappes (simple, double ou triple) entre les ouvrants et les dormants,
de la présence et de l’emplacement des joints,
de la continuité des joints dans un même plan et dans les angles).

La chambre de décompression

Elle se trouve entre les barrières d’étanchéité à l’air et à l’eau.

Elle assure :

Le drainage et l’évacuation, par le biais des exutoires de drainage, des eaux qui n’ont pas pu être retenues par la barrière d’étanchéité à l’eau.

La réduction de la pression du vent sur le joint d’étanchéité à l’eau.

L’absence d’eau en contact avec le joint d’étanchéité à l’air.

Le principe d’équilibre des pressions dans la chambre de décompression :

La pression atmosphérique qui règne dans la chambre de décompression est identique à celle exercée du côté extérieur du châssis étant donné que ces deux zones communiquent entres elles par le biais des exutoires de drainage. Par contre, la chambre de décompression est isolée de l’ambiance intérieure par la barrière à l’air.
Dès lors, une goutte d’eau située à la hauteur de la barrière d’étanchéité à l’eau ne subit aucune poussée vers l’intérieur permettant ainsi de limiter les risques d’infiltration d’eau au sein du châssis.

Feuillure et parcloses

La feuillure permet de recueillir l’eau infiltrée dans le joint entre le vitrage et le châssis, suite à une perte d’efficacité ou d’une discontinuité du joint d’étanchéité en mastic.

Le fond de feuillure doit permettre un positionnement correct des cales de support du vitrage.

Le drainage de fond de feuillure est obligatoire pour le double vitrage : il évite toute présence d’eau stagnante dans la feuillure, risquant de s’infiltrer entre les deux vitres.
Le tableau suivant donne les hauteurs utiles minimales (en mm) des feuillures en fonction de la surface du vitrage en m². Ces hauteurs doivent être augmentées des déformations éventuelles des supports.

	Surface S du vitrage [en m²]
	< 0.25	0.25 < S < 2	2 < S < 6	6 < S
Simple vitrage	10 mm	13 mm	18 mm	25 mm
Double vitrage	18 mm	8 mm	18 mm	25 mm

Les parcloses servent à fixer le vitrage et à permettre son emplacement. Leur hauteur doit araser celle de la feuillure. Elles doivent pouvoir se démonter pour permettre le remplacement du vitrage.
Les systèmes de fixation des parcloses sont multiples :

par pointage ou vissage,
par clipsage sur des boutons,
par clipsage sur des ressorts ou des rainures,
par vissage en applique.

Les conduits de drainage

Ils permettent l’évacuation des eaux infiltrées dans la chambre de décompression ou dans la feuillure.

Ils doivent répondre à certains critères :

Ils doivent déboucher à l’extérieur ou en amont de l’étanchéité à l’air.

Ils doivent être équidistants de 50 cm au maximum et situés à proximité immédiate des angles du châssis.

Leur section doit être comprise entre 0,5 et 2,5 cm², selon leur exposition.

La différence de niveau entre la chambre de décompression et le débouché de l’exutoire doit être de 4 mm au minimum (14 mm est recommandé).

Les calages

Leur fonction est d’assurer le maintien correct du vitrage dans la feuillure. Des cales ponctuelles évitent le contact entre le vitrage et le châssis et permettent de reporter le poids du vitrage sur des points précis du châssis.

Un mauvais calage entraîne souvent un décollement des intercalaires entre les feuilles des doubles vitrages. Il y a donc embuage, ce qui rend ce vitrage inopérant thermiquement et crée un voile intérieur.

Les cales doivent être en matériaux imputrescibles et compatibles avec les produits de calfeutrement choisis et avec les matériaux des châssis (en bois, en polychloroprène, en élastomères, en plomb, …).

Il existe différents types de cales :

Les cales latérales ou d’espacement (C1) :
ces cales empêchent le vitrage de bouger. Elles sont nécessaires durant la période pendant laquelle le mastic n’a pas encore acquis sa plasticité définitive.
Les cales périphériques ou de distance (C2) :
ces cales doivent permettre la libre dilatation du verre et pour se faire, elles ne sont jamais placées en serrage (on laisse un léger jeu ou on utilise un matériau de dureté moindre que celui utilisé pour les cales d’appui).
Les cales d’assises ou de support (C3) : ces cales doivent avoir une largeur suffisante pour assurer un appui efficace sur toute l’épaisseur du vitrage.

L’emplacement des cales dépend de plusieurs paramètres tels que le type d’ouvrant, le système de verrouillage et le système de suspension.

Les joints d’étanchéité

Ils assurent l’étanchéité des feuillures à l’eau et à l’air tout en compensant ou en absorbant les dilatations, les déformations et les vibrations sans perdre leurs caractéristiques avec les temps.

On distingue les mastics plasto-élastiques associés aux préformés de bourrage et les préformés élastiques.

Le casse-goutte

Il est destiné à empêcher que l’eau accidentellement attirée vers l’intérieur du châssis ne puisse atteindre la barrière d’étanchéité à l’air. Ce dispositif est donc placé en aplomb de la chambre de décompression et en avant de la barrière d’étanchéité à l’air.

Pour assurer une efficacité suffisante du casse-goutte en cas de châssis fortement exposé, les grandeurs suivantes sont recommandées : une largeur de 6 mm et une profondeur de 4 mm minimum.

Les types d’ouvrants

Types d’ ouvrants (vus de l’intérieur)

Pivot à axe vertical :

À la française : vantail ouvrant vers l’intérieur.

À l’anglaise : vantail ouvrant vers l’extérieur.

Pivotant simple : vantail ouvrant vers l’intérieur en partie gauche vers l’extérieur en partie droite.

Pivot à axe horizontal :

Pivotant à axe horizontal : vantail ouvrant vers l’intérieur en partie haute et vers l’extérieur en partie basse.

À visière : vantail ouvrant principalement vers l’extérieur.

Oscillo-battant : 2 types d’ouverture vers l’intérieur.

Basculante : vantail ouvrant vers l’intérieur.

Coulissant :

Coulissante : translation horizontale.

A guillotine : translation verticale.

Le châssis en bois

Châssis en bois.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression.
Exutoires de drainage.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air.
Canal de drainage de la feuillure du vitrage.

Châssis bois avec rejet d’eau en aluminium fixé au dormant.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe avec joint périphérique continu : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.

Caractéristiques thermiques

Les châssis en bois ont un coefficient de transmission thermique U_f peu élevé par rapport à leur homologue métallique.

De plus, certains châssis d’apparence bois comprenant des cavités ou constituées de plusieurs plis de lamellés collés présentent des performances thermiques accrues.

Les types de bois pour les menuiseries

Le tableau suivant reprend les caractéristiques des différents types de bois (nomenclature et durabilité) et leurs performances.

Nom commercial	Nom botanique	Durabilité	Couleur	Préservation (*)
Convient pour portes et fenêtres :
Acajou d’Afrique	Khaya spp	III	rose à rouge brun clair	1
Acajou d’Amérique	Swietenia macrophylla	II	rouge brun à brun clair	1
Afromosia	Pericopsis elata	I/II	brun doré	1
Chanfuta, Lingué	Afzelia spp.	I	ocre clair à rouge brun	1
Afzélia Doussié	Afzelia bipindensis	I	ocre clair à rouge brun	1
Chêne d’Europe	Quercus robut et Q. petrea	II/III	jaune à jaune brun pâle	2
Chêne blanc d’Amérique	Quercus spp.	II/III	clair à brun doré	2
Epicea	Picea abies	IV	jaune brun blanchâtre	3
Framiré	Terminialia ivorensis	II/III	jaune à jaune brun pâle	2/3
Hemlock	Tsuga heterophylla	IV	gris jaune à gris brun	3
Iroko (Kambala)	Chlorophora excelsa et C. regia	I/II	jaune doré à brun foncé	1
Jatoba	Hymenaea courbaril	II	rouge orangé à brun	1
Makoré	Tieghemelle hexkelii	I	brun rosâtre à brun rouge	1
Mengkulang	Heritiera app.	IV	brun rouge	3
Merandi,Red	Shorea spp.	II/IV	brun rouge à brun rosâtre	2/3
Merbeau	Intsia	I/II	brun clair à brun rouge	1
Moabi	Baillonella toxisperma	I	brun rosâtre à brun rouge	1
Movingi	Distemonanthus benthamianus	III	jaune pâle à jaune	2
Niangon	Hertiera utili et h.densiflora	III	brun rosâtre à brun rouge	1
Douglas ( ou Oregon pine)	Pseudotsuga menzieslii	III	clair à brun clair	2/3
Padouk	Pterocarpus soyauxii	I	rouge à brun violacé	1
Panga-panga	Millettia stuhlmannii	II	brun noir	1
Pin des Landes	Pinus penaster	III/IV	brun rougeâtre strié	3
Pin du Nord	Pinus sylvestris	III/IV	clair à brun rouge jaunâtre	3
Pin sylvestre	Pinus sylvestris	III/IV	clair à brun rouge jaunâtre	3
Pitch-pine	Pinus caribea	III	brun clair à brun rouge	2/3
Sapelli	Entandrophragma cylindricum	III	brun rouge	1
Sipo	Entandrophragma utile	II/III	brun rouge	1
Southern pine	Pinus spp.	III	brun jaune clair	3
Tatajuba	Bagassa quianensis	I/II	brun doré	1
Teck	Tectona grandis	I	brun moyen à foncé	1
Tola	Gossweilerodendron balsamiferum	II/III	brun jaune rosâtre	2
Tornillo	Cedrelinga catenaeformis	III	brun rose à brun havane	2
Wengé	Millettia laurentii	II	brun noir	1
Western pine	Pinus spp.	IV	jaune à brun rouge clair	3
Western red cedar	Thuya plicata	II	brun	2
Convient moins pour portes et fenêtres :
Azobé	Lophira alata	I/II	rouge mauve	1
Balau, Red	Shorea spp.	III/IV	rouge brun à brun gris	2/3
Balau, Yellow/ Bangkirai	Shorea spp.	II/III	brun jaune à brun rouge	1
Bilinga	Naucla diderrichij et N. gilletii	I	jaune orangé à ocre	1
Jarrah	Eucalyptus marginata	I	brun rouge	1
Kapur	Dryobalanops spp.	II	rouge brun à brun gris	1
Keruing	Dipterocarpus spp.	III	brun à brun rouge	1
Kosipo	Entandrophragma candollei	II/III	rouge violacé à brun	1
Mélèze Larix	decidua	III	brun rouge	2/3
Robinier	Robinia pseudoacacia	I/II	vert jaune à brun doré	1
Tiama	Entandrophragma angolense	III	rouge brun à brun gris	1

(*) La préservation du bois :

1 = pas nécessaire
2 = finition comprenant ou précédée d’un traitement de surface C1
3 = préservation en profondeur souhaitable
2/3 = préservation souhaitable en cas de présence d’une part importante d’aubier ou de durabilité générale inférieure des éléments concernés (pour plus de détail, se référer au point suivant : traitement et entretien du bois).

Traitement et entretien de la menuiserie

Un traitement de la menuiserie comprend deux opérations distinctes :

La protection
La finition

Un choix adéquat de la protection et de la finition ainsi qu’un entretien régulier et approprié de la finition assurera la conservation des menuiseries extérieures.

La protection

La protection est nécessaire lorsque le bois n’a pas une durabilité naturelle suffisante contre les attaques éventuelles de champignons et/ou d’insectes.

Type de protection

Description du produit

A3 : procédé de préservation

produit soluble dans l’eau, appliqué par immersion ou par imprégnation sous vide;
non filmogène (perméable à la vapeur d’eau);
contient des fongicides contre la pourriture, un insecticide et un agent antibleu ( facultatif).

C1 : produit de préservation

incolore ou légèrement pigmenté
non filmogène (perméable à la vapeur d’eau), teneur en matières sèches : 10 à 20 %;
contient un fongicide contre le bleuissement et la pourriture ainsi qu’un insecticide;
épaisseur indicative par couche : 1 à 5 µm ( à l’état sec).

La finition

La finition du bois est réalisée après la protection éventuelle du matériau et comprend généralement plusieurs couches.

Elle est obligatoire. En effet, la pose d’une menuiserie extérieure en bois sans finition n’est pas conforme aux dispositions générales des STS.

Elle ne peut être appliquée que sur des éléments en bois suffisamment durables pour résister à tous les agents d’agression susceptibles d’affecter le matériau.

Elle permet de remplir les fonctions suivantes :

Rehausser l’aspect esthétique.
Préserver le bois des agressions climatiques telles que :
- les rayonnements ultraviolets et infrarouges, grâce aux pigments;
- les variations importantes du taux d’humidité sous l’effet des précipitations, de l’humidité relative de l’air et des vents, augmentant les risques de fissuration et de déformation des éléments des menuiseries.
- le lessivage des substances ligneuses et le tachage dû à l’humidité.
Faciliter l’entretien.
Accroître la longévité de la menuiserie.

Les produits de finition se différencient par le degré de perméabilité à la vapeur qu’ils offrent, allant de peu perméable (filmogène) à perméable (peu filmogène).

Types de finitions	Descriptions
Peu filmogène :
C2 : lasure légèrement pénétrante avec fongicide	pigmentée; légèrement filmogène, teneur en matières sèches : 20 à 35 %; contient des biocides pouvant avoir une action fongicide (contre les champignons), insecticide et anti-bleuissement; épaisseur indicative par couche : 15 à 20 µm (à l’état sec). Ce type de finition est le seul assurant en outre une protection préventive du bois.
Entretien : nettoyage de la menuiserie, suivi immédiatement de l’application d’une nouvelle couche de produit 1 à 2 an après la mise en œuvre.
Semi filmogène :
C3 : lasure légèrement pénétrante sans fongicide	pigmentée; nettement filmogène, teneur en matières sèches : 20 à 35 %; contient uniquement un fongicide contre le bleuissement; épaisseur indicative par couche : 15 à 20 µm (à l’état sec).
CTOP : lasure satinée ou top coat	pigmentée; nettement filmogène, teneur en matières sèches : 35 à 60 %; contient uniquement un fongicide contre le bleuissement (ne protège que le film); épaisseur indicative par couche : 20 µm (à l’état sec).
Entretien : nettoyage, puis un léger ponçage du bois et dépoussiérage, suivis de nouvelles applications du produit 2 à 4 après le dernier traitement.
Filmogène :
Peinture	pigmentée; caractère filmogène prononcé, teneur élevée en matières sèches; ne contient pas de biocides; épaisseur indicative par couche : > 30 µm (à l’état sec).
Entretien : nettoyage, décapage, dépoussiérage et remise en peinture des portes et des fenêtres 3 à 7 ans (ou plus) après la première mise en peinture.

La durabilité de la finition dépend des facteurs suivants :

l’état et la préparation du support;
la méthode d’application et l’utilisation correcte du produit;
la conception des éléments de la menuiserie (forme des profilés, assemblage, drainage du vitrage, éviter la stagnation d’eau, …)
l’exposition de la menuiserie aux conditions climatiques, …

Notons que l’entretien d’une finition peu filmogène, lorsqu’il est effectué en temps opportun est sensiblement plus aisé (simple enduisage) que celui d’une finition filmogène. Cette dernière bien que plus durable exige une plus grande maîtrise de la part de l’applicateur.

Entretien curatif

Si l’entretien est inexistant ou n’a pas été réalisé régulièrement, le bois sous-jacent sera sensiblement dégradé et fissuré. Les travaux préparatoires à la rénovation complète de la finition exigeront bien plus qu’un simple grattage des couches anciennes de la finition et l’application de nouvelles couches. Ils comprendront notamment :

le dégraissage,
le ponçage de la surface du bois,
le bouchage des fissures,
l’application de mastic dans les joints des vitrages et le remplacement éventuel des parecloses détériorées,
la réfection des assemblages disloqués.

Mesures de protection contre la condensation interne au bois

La condensation interne dans la masse du bois des menuiseries est évitée lorsque la résistance à la diffusion de vapeur de la finition intérieure est suffisamment grande par rapport à celle de la finition extérieure.

Le bois étant perméable à la vapeur d’eau, celle-ci aura tendance à traverser le châssis de l’intérieur vers l’extérieur pour atteindre l’équilibre.
Si une couche de finition extérieure peu perméable à la vapeur empêche celle-ci de sortir du châssis, celle-ci risque de rester piégée au sein du châssis.

C’est pourquoi on préfère limiter les risques d’infiltration et empêcher au maximum la vapeur de pénétrer dans le châssis par l’intérieur.
Ce principe est respecté lorsque la finition intérieure est filmogène (peinture ou vernis) et la finition extérieure est non filmogène.

Si les finitions intérieures et extérieures sont toutes 2 des peintures, le nombre de couches intérieures doit être suffisant par rapport au nombre de couches extérieures.

Coût des châssis en bois (estimation vitrages non compris)

Leur prix varie selon le type de bois utilisés :

Dark Red Meranti	148	à 190	€/m² de baie
Merbau	170	à 228	€/m² de baie
Afzélia	200	à 297	€/m² de baie

Il faut y rajouter les traitements du bois :

Couche d’imprégnation + 2 couches de finition :	12	à 14	€/m² de baie
Couche supplémentaire d’entretien :	4	à 5	€/m² de baie

Remarque : les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA, mais ne tiennent pas compte des traitements de protection. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en aluminium

Très différents des menuiseries en bois, les châssis en aluminium comportent des profilés extrudés creux fixés au moyen d’attaches mécaniques.
Étant donné la forte conductivité thermique de l’aluminium, un principe de coupure thermique en matériau isolant a été conçu pour répondre aux exigences en matière de confort thermique : une isolation est introduite entre deux profilés, l’un intérieur et l’autre extérieur, évitant ainsi tout contact alu-alu.

Châssis en aluminium à coupure thermique.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée.
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Mousse isolante.

Il existe de nombreux types de profilés isolés mais le choix d’isolants formant la coupure thermique est nettement plus limité. Les isolants utilisés sont souvent un polyamide renforcé en fibre de verre ou des isolants fabriqué à partir de résines.

Caractéristiques thermiques

Pour ces châssis, la performance thermique dépendra largement du détail de la fenêtre.
Actuellement, on ne conçoit plus un châssis en aluminium sans coupure thermique.

Traitement de surface

Le châssis en aluminium ne requiert aucun traitement pour être maintenu en bon état. C’est l’oxydation naturelle se formant sur la surface qui assure la protection. Toutefois, le métal vieillit et prend une couleur grise irrégulière. C’est donc pour des raisons esthétiques que l’on traite la surface :

soit, par la pose d’une couche de laque,
soit, par anodisation.

Coût (estimation vitrages non compris)

Aluminium laqué avec coupure thermique :

245

314

€/m² de baie

Les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA, mais ne tiennent pas compte des traitements de protection. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en acier

Comme les châssis en aluminium, les châssis en acier comportent des profilés extrudés creux fixés au moyen d’attaches mécaniques.
Étant donné la forte conductivité thermique de l’acier, un principe de coupure thermique en matériau isolant a été conçu pour répondre aux exigences en matière de confort thermique.

Châssis en acier.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Mousse isolante.

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en acier.

Coût (estimation vitrages non compris)

Acier laqué

248

322

€/m² de baie

La fourchette de prix mentionnée est donnée à titre indicatif. Le prix prévoit la fourniture et la mise en œuvre hors TVA. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en PVC

Le PVC est thermoplastique c’est-à-dire susceptible de ramollir sous l’action de la chaleur et de durcir sous l’action du froid.

La composition chimique de ce matériau est variable et les adjuvants au PVC jouent un rôle considérable.
Ils permettent :

de réduire la fragilité du matériau : on parlera de raideur de type A ou B selon la composition,
de faciliter sa mise en forme,
d’empêcher les dégradations causées par la chaleur, l’oxydation et le rayonnement solaire.

Châssis en PVC à trois chambres.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Renfort en acier zingué éventuel.

Lorsque ce type de châssis est amené à former de grandes baies, il convient de le rigidifier. Certaines marques de châssis en PVC peuvent être renforcés par des profils métalliques (tel le renfort en acier zingué illustré sur le schéma ci-dessus). D’autres prévoient des renforcements uniquement pour certaines pièces en fonction des sollicitations auxquelles elles sont soumises, et de la raideur du PVC utilisé.

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en PVC, cliquer ici !

Le terme « chambres » est utilisé pour désigner les subdivisions se succédant dans la largeur du profilé extrudé creux.

Coût (estimation vitrages non compris)

PVC	170	220	€/m² de baie
PVC renforcé	185	240	€/m² de baie

Les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en fibre de verre

Il s’agit des profilés creux réalisés par pultrusion qui sont joints ensemble par des attaches mécaniques.

Caractéristiques thermiques

Des menuiseries en fibre de verre ont été lancées sur le marché mais la nouveauté du produit fait que les performances en service doivent encore être déterminées. En général, le châssis en fibre de verre, s’il est bien conçu, possède une valeur isolante plus élevée que le châssis de bois.

Le châssis en polyuréthane

Le châssis en polyuréthane est constitué d’un matériau thermodurcissable utilisé notamment pour la fabrication de pièces plastiques, de peintures, de mousses isolantes,… Ce matériau offre une très grande liberté de conception.

Châssis en polyuréthane.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Insert tubulaire en aluminium.

Lorsque ce type de châssis est amené à former de grandes baies, il convient de le rigidifier au moyen de profils métalliques (tel l’insert tubulaire en aluminium illustré sur le schéma ci-dessus).

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en polyuréthane.

Coût (estimation vitrages non compris)

PUR laqué

248

322

€/m² de baie

Les châssis composés

Il s’agit de menuiseries faites de matériaux combinés.

De nombreuses combinaisons sont possibles à condition que les matériaux soient chimiquement compatibles.
Les performances des châssis composés sont généralement difficiles à évaluer. En toute logique, l’objectif est d’exploiter les avantages des différents matériaux.

Par châssis composés, on entend soit :

Des châssis composés d’un ouvrant et d’un dormant de matériaux différents

Par exemple :

le dormant est en aluminium et l’ouvrant en PVC,
le dormant est en bois recouvert d’aluminium et l’ouvrant en aluminium.

Des châssis dont le profil est constitué de plusieurs matériaux :

Les châssis en bois et aluminium :

Ces châssis sont construits en bois divers, leur face extérieure est recouverte de profilés étirés d’aluminium, d’une épaisseur de 2 mm brossés ou prélaqués. Entre le bois et l’aluminium se trouve un profilé en PVC (λ = 0,14 W/mK), servant de coupure thermique évitant le contact entre les deux matériaux.

Profilés étirés en aluminium
Profilés en PVC
Châssis en bois
Vide ventilé.

Précautions particulières

Le revêtement en aluminium ne doit pas être en contact avec le verre car cela augmente le risque de casse thermique et de condensation interne.

Étant donné que le revêtement en aluminium empêche le passage de la vapeur vers l’extérieur, il faut veiller à ce que les autres surfaces du bois comportent un pare-vapeur (peinture ou vernis) afin d’être protégées contre l’accumulation excessive d’humidité à la surface extérieure du bois.
En théorie, le vide ventilé par l’extérieur prévu entre le bois et le profilé en aluminium permet l’évacuation des eaux condensées dans le bois, afin d’éviter le pourrissement de ce dernier.

Les châssis en bois et liège :

Le liège inséré dans le châssis permet d’augmenter l’isolation thermique de celui-ci.

Châssis en bois et liège.

1. Bois.
2. Liège.
3. Première frappe : étanchéité à l’eau.
4. Deuxième frappe : étanchéité à l’air.
5. Troisième frappe : amélioration acoustique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Rendu des couleurs

Toute source lumineuse, qu’elle soit naturelle ou artificielle présente un spectre lumineux qui lui est particulier.

La lumière naturelle, provenant du rayonnement du soleil et du ciel, présente un spectre visible (rayonnement dont la longueur d’onde est comprise entre 380 et 760 nanomètres (nm)) de forme continue. Le mélange des diverses radiations qui constituent ce spectre forme, par définition, la lumière dite blanche : c’est la seule qui permette à l’œil d’apprécier avec la plus grande exactitude la couleur des objets et les plus délicates de leurs nuances. Les différentes radiations colorées composant la lumière naturelle apparaissent aisément lors de leur réfraction et réflexion par des gouttes d’eau, comme dans l’arc-en-ciel.

Étant donné que l’œil est conçu pour la lumière du jour, la lumière émise par les sources artificielles devrait avoir la même composition spectrale que celle du soleil et du ciel : c’est le seul moyen pour que ne soit pas altérée la vision des couleurs. En effet, un corps coloré réfléchit sélectivement les radiations colorées qu’il reçoit : le système visuel regroupe les différentes radiations réfléchies et donne une sensation de couleur. La couleur perçue est donc intimement dépendante du spectre lumineux émis. À cet égard, les lampes à incandescence ou à fluorescence de type courant ne donnent pas entièrement satisfaction quoique de grands progrès ne cessent d’être accomplis dans ce sens. Par exemple, dans une cafétéria éclairée par des lampes fluorescentes de type courant on constate le changement apparent de couleur des vêtements, plus spécialement si ceux-ci sont dans les tons rouges ou oranges à la lumière du jour.

A gauche, sous une lampe incandescente (IRC ou Ra = 100).
A droite, sous une lampe au sodium haute pression (IRC ou Ra = 25).

L’ambiance lumineuse ressentie par les occupants dépend donc du rendu des couleurs, pour le qualifier on définit :

L’indice de rendu des couleurs (IRC ou Ra) : L’IRC est compris entre 0 et 100, 100 étant l’IRC de la lumière naturelle qui restitue toutes les nuances de couleur et 0 étant l’absence de couleur reconnaissable. Une différence de 5 points sera perceptible pour l’œil humain.

Sous l’éclairage naturel Ra = 100 et sous une lampe à vapeur de sodium Ra = 25.

Plage d’IRC	Perception des couleurs
Ra < 25	faible
25 < Ra < 65	moyenne
65 < Ra < 90	bonne
90 < Ra	élevée

On définit aussi des classes d’IRC en fonction de la plage d’IRC :

Classe d’IRC	IRC
1A	Ra > 90
1B	90 > IRC > 80
2	80 > IRC > 60
3	60 > IRC > 40

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Coefficient de réflexion des parois

Valeurs pour les parois courantes

Facteurs de réflexion de quelques surfaces intérieures
Peintures :		Autres matériaux de construction :
blanc	0,70 à 0,80	plâtre blanc	0,7 à 0,80
jaune	0,50 à 0,70	marbre blanc propre	0,80 à 0,85
vert	0,30 à 0,60	brique blanche propre	0,62
gris	0,35 à 0,60	brique rouge	0,10 à 0,20
brun	0,25 à 0,50	brique rouge usagée	0,05 à 0,15
bleu	0,20 à 0,50	aluminium poli	0,6 à 0,75
rouge	0,20 à 0,35	aluminium mat	0,55 à 0,60
noir	0,04	émail blanc	0,65 à 0,75
Bois :		vitrages	0,08 à 0,40
bouleau clair, érable	0,55 à 0,65	crépis blanc neuf	0,70 à 0,80
chêne vernis clair	0,40 à 0,50	crépis blanc usagé	0,30 à 0,60
chêne vernis foncé	0,15 à 0,40	béton neuf	0,40 à 0,50
acajou, noyer	0,15 à 0,40	béton ancien	0,05 à 0,15
Papiers peints :
très clairs (blanc, crème)	0,65 à 0,75
clairs (gris, jaune, bleu)	0,45 à 0,60
foncés (noir, bleu, gris, vert, rouge)	0,05 à 0,36

Coefficients de réflexion recommandés

Dans la norme EN 12464-1 on préconise des plages utiles pour les principales parois des locaux :

Parois	Coefficient de réflexion
plafond	0.6 à 0.9
murs	0.3 à 0.8
plan utile	0.2 à 0.6
sol	0.1 à 0.5

Dans la pratique on recommandera les valeurs par défaut suivantes :

Parois	Coefficient de réflexion
plafond	0.7
murs	0.5
sol	0.3
plan utile	0.2 à 0.6

Cas particulier : La couleur des lignes de jeux

Un bon tracé des lignes de jeux ayant des facteurs de réflexion différents ou des couleurs bien contrastées est indispensable pour faciliter la perception visuelle; aucun éclairage, aussi bon soit-il, n’y suppléerait.

Les tracés de jeu doivent être très contrastés par rapport au sol qui est soit de couleur verte, soit d’une couleur désaturée (cas des parquets ou même des revêtements de sol brique par exemple). Ils devront donc être soit blanc ou rouge, jaune, bleu etc… (couleurs opposées au vert) et de couleur très vive (très saturée).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation des photocopieurs

Puissance en fonction du nombre de copies par minutes

Le marché étant tellement vaste, on se réfère à une étude menée par Energy Star qui intègre sur son site un module de calcul des consommations de différents équipements de bureautique.

Les tableaux et les graphiques ci-dessous montrent des puissances moyennes pour des photocopieuses couramment rencontrées sur le marché en intégrant trois modes de fonctionnement (actif, attente et arrêt).

Photocopieuses conventionnelles	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Photocopieuses conventionnelles	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	8	110	115
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	17	163	177
Photocopieuse haute vitesse (> 45 copies par minute).	33	259	313

Source Energy Star.

Pour montrer l’importance de la prise en charge de l’efficience énergétique des équipements par les constructeurs, les tableaux et les graphiques ci-dessous montrent des puissances moyennes pour des photocopieuses labellisées sur le marché en intégrant trois modes de fonctionnement (actif, attente et arrêt).

Photocopieuses labellisées	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Photocopieuses labellisées	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	2	34	115
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	11	97	177
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	12	199	313

Source Energy Star.

Comme pour la plupart des autres équipements de bureautique, c’est la maîtrise des puissances dissipées en mode « attente » qui prédomine; en effet, dans la plupart des institutions, les périodes pendant lesquelles les équipements de bureautique sont en « standby » dépassent largement les autres périodes signifiant que c’est à ce niveau que se marque la différence énergétique.

Mode de fonctionnement

Une étude américaine (LBNL 2004 : Lawrence Berkeley National Laboratories) sur les consommations d’énergie électrique montre que les photocopieuses sont branchées 365 jours/an.

Pour des équipements non labellisés le nombre d’heures de fonctionnement par type de mode est repris ci-dessous sous forme de tableau et de graphique :

Photocopieuses non labellisées	Heures par jour (source Energy Star)
Photocopieuses non labellisées	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	6,2	8,9	8,9
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	3,2	8,2	12,6
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	3,4	7,4	13,2

Source Energy Star.

Idem pour les équipements qui ont le label Energy Star :

Photocopieuses labellisées	Heures par jour ( source Energy Star)
Photocopieuses labellisées	Mode marche	Mode attente	Mode arrêt
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	13,1	1,2	9,7
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	12,4	2,4	9,2
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	8,2	3,6	12,2

Source Energy Star.

Lorsque les constructeurs d’équipements de bureautique tiennent compte du label Energy Star, on se rend compte que les temps d’arrêt prédominent sur les deux autres modes; ce qui est tout bénéfice pour la réduction des consommations d’énergie.

Consommation énergétique

Les photocopieurs et les imprimantes laser fonctionnent suivant le même principe. En fonctionnement, un photocopieur typique consomme, par rapport à sa consommation globale,

75 % pour le chauffage du tambour de fusion et du cylindre photosensible,
15 % pour l’électronique de commande,
10 % pour l’entraînement et l’exposition.

En mode stand-by, une consommation d’énergie est nécessaire principalement pour maintenir les éléments chauffants à une température minimum leur permettant d’être opérationnels instantanément. Les photocopieurs ayant, comme les imprimantes, une utilisation fort intermittente, c’est sur cette consommation résiduelle qu’il faudra agir en priorité.

Suivant les puissances dissipées au niveau des différentes types de photocopieuses caractérisées par leur cadence de copies, l’étude américaine menée par Energy Star donne une estimation des consommations d’énergie électrique dans le tableau suivant et sous forme graphique pour différents types de gestion :

Photocopieuses labellisées	Consommation énergétique ( source Energy Star) [kWh/an]
Photocopieuses labellisées	Gestion basse énergie activée	Gestion basse énergie présente mais désactivée	Gestion conventionnelle
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	433	751	747
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	730	1 355	1 317
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	1 696	2 373	2 252

Source Energy Star.

Il faut toutefois rester prudent par rapport aux heures journalières et aux jours prestés annuellement au niveau de cette étude, car comme tout le monde le sait, les américains ne s’arrêtent jamais de travailler, sauf naturellement pour le « thanksgiving ».

L’étude prend 365 jours par an pour calculer les temps intervenant pour les modes « en marche », « en attente » et « arrêt ». Or en Belgique, on tient compte des périodes de congés en se basant sur 240 jours de travail par an; ce qui change un peu la donne.

Plus intéressant, c’est de constater que les consommations électriques diminuent de manière draconienne (entre 30 et 45 %) lorsqu’on passe d’un équipement non labellisé sans gestion énergétique à un équipement labellisé dont la gestion est activée.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réparer l’étanchéité d’une toiture plate

Comment réagir en fonction des altérations de la membrane d’étanchéité ?

Il est essentiel de réagir rapidement lorsqu’une membrane d’étanchéité présente des signes de vétusté ou des désordres importants, afin d’éviter toute infiltration qui pourrait mettre en péril la stabilité du support ou l’efficacité de l’isolant.

Lorsque l’étanchéité bitumineuse existante est vétuste, mais ne pose pas de graves problèmes, elle peut être conservée comme sous-couche. Dans ce cas, après préparation de cette sous-couche, peut y être collée ou soudée une membrane de bitume polymère avec armature polyester de façon à reconstituer ainsi une étanchéité multicouche.

Les bureaux de Franki Geotechnics.

Pour évaluer l’état de la membrane d’étanchéité.

Le tableau ci-dessous indique en fonction des désordres constatés, les réactions nécessaires

Désordre	Réaction
Blessure. Plante isolée.	Réparation locale.
Déchirure isolée.	Suppression des tensions et réparation locale.
Végétation. Usure de la protection UV. Boursouflure isolée.	Entretien, régénération de la protection UV (gravier ou peinture) et réparations locales.
Algues. Mousse. Déchets, gravats.	Enlèvement, nettoyage, contrôle étanchéité (réparations locales éventuelles).
Déchirures généralisées. Boursouflures généralisées. Défauts des fixations mécaniques.	Remplacement de la membrane.
Membrane bitumineuse vétuste, mais sans grave problème.	Pose d’une nouvelle membrane sur la membrane existante de façon à constituer ainsi une étanchéité bitumineuse bicouche.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isolation sur les pannes (panneaux auto-portants)

Isolation par panneaux autoportants.

Couverture.
Languette d’assemblage.
Lattes.
Panneau de toiture préfabriqué.
Raidisseur du panneau.
Isolant du panneau.
Pare-vapeur intégré éventuel.
Plaque inférieure du panneau.
Panne.

Le principe

Les éléments de toiture auto-portants préfabriqués en usine sont directement posés parallèlement à la pente de toiture, sur les pannes.

Les panneaux isolants préfabriqués.

Les joints entre éléments autoportants étant rendus étanches à l’eau à leur face supérieure et à l’air et à la vapeur à leur face inférieure (exemple : par injection de mousse), ils assument à eux seuls, 4 fonctions de la toiture :

celle de la sous-toiture,
celle de l’isolant,
celle de l’écran étanche à l’air et à la vapeur,
et celle de la finition intérieure du plafond.

Jonction entre éléments.

En outre, ils remplacent les chevrons et les contre-lattes.

Les éléments autoportants

Les éléments autoportants peuvent être classés en deux grands groupes :

1. Les éléments autoportants ouverts

Élément autoportant ouvert.

Ils sont constitués d’une plaque de particules ou de multiplex de 1 à 6 m (ou plus) de longueur raidis par des chevrons; les compartiments ainsi formés, sont remplis d’isolant, visible sur la face supérieure des éléments.

Lattes en bois servant de chevron et de contre-latte.
Isolation (PUR, PIR, XPS, EPS).
Plaque continue.

Il existe également sur le marché, des éléments autoportants à isolation continue. Dans ce cas il n’y a pas de chevrons fixés à la palque de base mais des contre-lattes sont fixées au-dessus de l’isolant.

Élément autoportant ouvert à isolation continue.

2. Les éléments autoportants sandwiches

Eléments autoportants sandwiches.

Les éléments autoportants sandwiches sont constitués d’un isolant revêtu sur ses deux faces d’une plaque de particule ou d’un multiplex. La face supérieure est généralement munie de contre-lattes.

Contre-latte.
Isolation.
Plaques.
Languette mobile.


Isolation en laine de roche.	Isolation en polyuréthane.	Isolation en polystyrène.

Conseils de mise en œuvre

Les panneaux autoportants sont placés sur les pannes parallèlement à la pente de toiture.

Les joints parallèles au faîtage sont à éviter, car leur étanchéité à la pluie est difficile à réaliser. On choisit donc des panneaux suffisamment long que pour couvrir toute la longueur de la toiture.

La plupart des éléments auto-portants sont conçus pour prévenir tout pont thermique à la jonction de deux éléments ainsi que pour empêcher tout mouvement différentiel dans le versant.

Exemple : rainures avec interposition d’une languette mobile dans celles-ci.

Languette entre deux panneaux.

Dans tous les cas, les joints doivent être étanche à l’eau à leur face supérieure et étanche à l’air et à la vapeur à leur face inférieure.

Exemple.

L’étanchéité à la pluie est, ici, réalisée par injection de mousse isolante au-dessus de la languette de jonction et par une bande d’aluminium adhésive sur l’ensemble mousse isolante injectée et chevrons intégrés aux panneaux.

Réalisation de l’étanchéité à la pluie

Bande d’aluminium adhésive.
Mousse isolante injectée.
Languette de jonction.

L’étanchéité à l’air et à la vapeur n’est assurée que si les joints sont, à leur face inférieure, injectés (ex : de mousse) ou collés au moyen de matériaux restant élastiques.

Il est recommandé de n’utiliser que les panneaux disposant d’un agrément technique de l’UBAtc (Union belge pour l’agrément technique de la construction).

La pose des panneaux autoportants est très délicate et varie d’un système à l’autre. Les prescriptions des fabricants et de l’agrément technique doivent être scrupuleusement suivies.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un système à Débit de Réfrigérant Variable

Unités extérieures d’un système à débit de réfrigérant variable.

Pour connaître les caractéristiques technologiques et le fonctionnement d’un système DRV, cliquez ici.

Quand opter pour un système à débit réfrigérant variable ?

Si le bâtiment demande une grande souplesse dans la gestion des besoins de chaleur et de froid (basculements rapides entre des besoins de chaud et de froid d’un local particulier ou à des besoins simultanés de chaud et de froid dans des locaux proches), un système à Débit de Réfrigérant Variable offre la souplesse nécessaire pour y répondre.

En particulier, le DRV est pertinent :

Lorsque le bâtiment est bien isolé et peu inerte

Ce type de climatisation (chauffage et refroidissement) est très souple dans son fonctionnement. Il semble dès lors bien adapté pour des bâtiments neufs très bien isolés et dont le souhait de modularité a rendu les parois très légères (cloisons intérieures démontables).

En effet, la faible inertie des parois rend ces bâtiments très sensibles aux variations de charges : occupants d’une salle de réunion, rayons de soleil, équipements bureautiques, … Dans ce type de bâtiment, une relance de chauffage est parfois nécessaire au matin, alors que dès midi le refroidissement du bâtiment devra être organisé.

Or ce type d’installation de climatisation peut y répondre avec beaucoup de souplesse.

Une installation de ventilo-convecteurs à 4 tubes permet également une telle souplesse de réponse, mais en amont du ventilo, il faudra prévoir un réseau d’eau glacée et sa machine frigorifique, ainsi qu’un réseau d’eau chaude et sa chaudière. Le danger du 4 tubes est le risque de fonctionnement simultané du chaud et froid qui engendrerait une destruction d’énergie.

Voici l’extrait d’une régulation sur un local de bureau (reconstitution à partir de l’historique enregistré sur le système de régulation d’un système DRV).

Graphique extrait d'une régulation sur un local de bureau.

Lorsque l’on prévoit des demandes de chaud et de froid simultanées

La variante dite « à récupération d’énergie » est particulièrement intéressante si l’on prévoit des apports internes élevés durant l’hiver : salle informatique, locaux intérieurs, … La chaleur extraite pourra être restituée vers les locaux demandeurs en façade. Elle peut être intéressante également en mi-saison (façades d’orientation différentes).

Il faut avoir conscience que cette situation est plus rare qu’on pourrait le penser (essentiellement en mi-saison). Dans l’étude d’un bureau-type de 3 000 m², l’analyse des besoins par simulation a fait apparaître que le potentiel de récupération de chaleur sur la demande de froid avoisine les 20 % de la demande de froid annuelle. C’est un potentiel théorique. Nous ne connaissons pas actuellement le pourcentage réel d’exploitation de ce potentiel par le système. Par contre d’autres applications s’y prêtent très bien :

la récupération de chaleur depuis un local informatique ou d’un process industriel,
la production d’eau chaude sanitaire par récupération de chaleur des locaux en été,
l’alimentation en chaud ou en froid d’une batterie terminale d’un groupe de ventilation

Mais ce potentiel augmenterait fortement si, au lieu de prendre une structure classique rectangulaire (bureaux en façade et couloir central), une structure carrée avait été décidée, ou si des étages enterrés en sous-sol étaient programmés.

Une analyse des besoins thermiques est très utile pour aider à la décision.

Lorsque l’on prévoit de fréquentes modifications de l’organisation interne des locaux

La possibilité de passer instantanément du mode refroidissement au mode chauffage donne au système la même souplesse que celle d’une installation de ventilo-convecteurs 4 tubes.

Plan modification agencement interne des locaux.

Lorsque la rénovation du bâtiment ne permet pas de dégager des espaces techniques importants

Ce système peut s’adapter facilement en rénovation puisque aucun local technique n’est requis (pose en toiture) et que les tuyauteries ont un faible encombrement.

Si le placement d’un faux plafond n’est pas possible, un système en allège ou en plafonnier apparent sera prévu.

De plus, le fractionnement de la puissance totale de l’unité extérieure en multiples modules permet un montage plus aisé, chaque module pouvant être monté par ascenseur, par exemple.

On sera attentif au bruit de l’unité extérieure pour le voisinage, mais le fonctionnement à vitesse variable permet de limiter celui-ci à des valeurs acceptables.

Lorsque l’on a affaire à des bâtiments où l’occupation des locaux n’est pas constante (chambre d’hôtels par exemple).

Les limites des systèmes DRV

On sera attentif aux aspects suivants qui peuvent écarter ce choix :

Le prix semble être encore élevé, surtout en regard à la puissance frigorifique fournie

Comme pour tout produit nouveau sur le marché, le prix d’investissement est proportionnellement élevé. Surtout pour la solution énergétiquement la plus performante, l’installation 3 tubes. Mais il faut envisager le coût global sur 20 ans, exploitation comprise. Nous manquons de chiffres pour faire apparaître la performance à l’exploitation de ce système qui paraît importante. Mais notons que le prix d’un système DRV doit être mis en parallèle au prix d’une technologie 4 tubes (groupe de froid et chaudière). À ce moment-là, on se rend compte de cout est comparable, voir inférieur.

Le travail de conception et de dimensionnement est réduit puisque le constructeur propose son installation « clé sur porte ». Sachant qu’il est limité en puissance frigorifique et calorifique, il aura tendance à dimensionner son équipement en ne surévaluant pas les besoins, ce qui est un gage d’efficacité énergétique à l’exploitation.

Remarque
L’avenir de la tarification électrique devrait être plutôt favorable à ce système. En effet, les fournisseurs d’électricité vont favoriser les systèmes capables de délester au moment de la pointe, capables de réguler le diagramme de charge en pilotant les compresseurs à vitesse variable.

Les utilisateurs de ces systèmes pourraient alors bénéficier d’un tarif préférentiel diminuant le coût d’exploitation. Dans plusieurs pays, des primes à l’investissement sont octroyées, ce qui a permis une évolution plus rapide de ce type d’installation.

L’existence d’un réseau de fluide frigorigène dans l’ensemble du bâtiment

Placement des tuyauteries en faux plafond.

Les fabricants ont réduit la charge de fluide au maximum et les techniques d’aujourd’hui permettent a priori une installation « zéro fuite », mais un risque subsiste. Non pas pour les occupants (les fluides ne sont pas nocifs), mais vis-à-vis d’une réglementation future plus restrictive au niveau environnemental.

Il faut reconnaître qu’une fuite quelque part dans un faux plafond… n’est pas simple à détecter.

Actuellement, le Permis d’Environnement de l’IBGE n’interdit pas cette technique. Mais le Luxembourg qui a, un certain temps interdit cette technique, limite la puissance des installations à 50 kW.

La norme européenne EN 378 limite la concentration du R410A à 440 gr/m³. Elle considère que l’ensemble du gaz d’une installation peut s’échapper dans un local. Pour une quantité totale de réfrigérant de 30 kg contenue dans une installation, aucun local de moins de 68,2 m³ (+/- 27,3 m²) ne pourrait théoriquement donc être chauffé/refroidit par le système DRV sauf si la ventilation permet d’abaisser la concentration sous le seuil maximal en moins de 10 minutes.

Réglementations

Des contrôles d’étanchéités doivent être faits une ou plusieurs fois par an suivant la quantité de gaz de l’installation. Pour plus d’informations : cliquez ici.

Le chauffage en hiver par pompe à chaleur sur l’air extérieur

Il semble que les performances des pompes à chaleur soient en constante évolution (par la technique INVERTER de variation de vitesse du compresseur, par les techniques de dégivrage nettement améliorées, …), mais nous ne disposons pas de valeurs de SPF hivernal, mesuré sur site réel, par un organisme indépendant. Quel est le COP global de la machine lorsque la température extérieure descend à – 5… – 10 °C ?

D’un point de vue énergétique :

En considérant facteur d’énergie primaire de 2,5 pour l’électricité et un rendement de chaudière de 95 % pcs. Il suffirait d’un SPF de 2,38 pour équilibrer le bilan énergétique, équipements auxiliaires (ventilateurs,…) compris.

D’un point de vue économique :

Avec un système DRV, le courant électrique utilisé est un courant de jour (environ 0,23 €/kWh, pointe comprise). Si le gaz se maintient autour des 0,09 €/kWh pcs. Avec un rendement d’une chaudière gaz condensation de 95 % pcs Il suffirait d’un COP moyen de 2,43 pour équilibrer le coût énergétique, équipements auxiliaires (ventilateurs,…) compris.

Ces valeurs de COP sont probables.

De plus, un fonctionnement au tarif avantageux de nuit est possible pour la relance du bâtiment du matin, ce qui fait l’essentiel des besoins de chauffage.
Les installations DRV sont rarement surdimensionnées, en premiers lieux à cause de la limite en puissance, mais également pour éviter faire tourner les compresseurs en régime trop faible ce qui détériore les rendements. Pour éviter des facteurs de relance trop élevés les constructeurs préconisent de maintenir la température de nuit jusqu’à 17 – 18 °C afin d’éviter des dégivrages trop fréquents en hiver. Or ce procédé augmente entre 17 et 38 % les consommations journalières en hiver.

Le refroidissement en été handicapé par le type de compresseur

Les constructeurs annoncent des EER entre 3,1 à 4,3. Ces valeurs restent dans la moyenne des machines à refroidissement/réchauffement par air, à près tout c’en est une. Malheureusement il n’existe pas de valeur d’efficacité saisonnière (ESEER), ni auprès de fabricants ni auprès d’organisme indépendant. Celle-ci aurait pu nous aider à se faire une idée réelle de l’efficacité.

Ce qui est sûre, c’est qu’énergétiquement parlant, si la récupération d’énergie (chaleur provenant d’un local informatique, transfert de chaleur entre locaux dont les besoins sont forts différents, process industriel nécessitant la production d’eau glacée,…) est impossible ou faible, il faudrait mieux vous tourner vers une autre technologie.

Conclusion

On ne peut aujourd’hui que tirer une conclusion provisoire, en disant que le système DRV présente des avantages indéniables, qu’il semble d’une bonne performance énergétique grâce à une électronique intelligente et qu’il s’adapte tout particulièrement aux petites et moyennes surfaces à traiter.

Choisir le type de système DRV

En dehors des spécificités technologiques des différentes marques, les choix principaux sont :

Le choix de l’existence d’une récupération entre locaux

L’installation peut être du type « froid seul » : c’est le choix qui sera fait lorsque l’installation vient en complément d’une installation de chauffage existante (rénovation d’un ancien bâtiment). A éviter sous peine de risque de destruction d’énergie.

L’installation peut être du type « froid seul » ou « chaud seul » : les unités intérieures produisent alors toutes en même temps, soit du froid, soit du chaud. Ce système demande que les besoins du bâtiment soient assez homogènes et qu’une plage neutre (plage où la température fluctue sans intervention) de 21 à 25 °C par exemple, soit acceptée par chacun. Ce ne sera donc pas un système adéquat pour un immeuble comportant des zones intérieures (à refroidir toute l’année) ou des façades fortement vitrées, orientées Est-Ouest. Sauf si la zone intérieure du bâtiment est importante, au point qu’un circuit indépendant (avec sa propre unité extérieure) se justifie rien que pour cette zone centrale.

L’installation peut travailler en mode « froid » et en mode « chaud », simultanément : les unités intérieures peuvent assurer du chauffage dans certains locaux et du refroidissement dans d’autres. Le confort est donc nettement amélioré puisque l’on peut répondre à des besoins différents dans chaque local.
De plus, ce système permet la récupération d’énergie dans la mesure où il est capable de transférer la chaleur puisée dans les locaux à refroidir vers les locaux à réchauffer. C’est l’existence d’un réseau de fluide frigorigène, la performance des nouveaux compresseurs à vitesse variable et une électronique sophistiquée qui permet cet avantage appréciable. C’est le système à choisir lorsque l’analyse des besoins prévoit des superpositions importantes de demandes de chaleur et de froid simultanées.

Mais un supplément de prix de l’ordre de 30 à 50 % sera demandé par rapport au mode « froid ou chaud ».

Études de cas

Les paramètres de prédimensionnement

Pour réaliser un appel d’offres permettant de comparer les solutions entre elles, certains éléments doivent être précisés dans le dossier.

Un découpage des zones lié au choix du système 2 tubes ou 3 tubes

En 2 tubes :

Si les locaux sont répartis sur des façades différentes, où si certaines pièces ont des besoins forts différents des autres, il est à première vue adéquat de diviser le bâtiment en plusieurs zones, une pour chaque façade par exemple. On peut dire que 2 installations de climatisation sont alors installées dans le bâtiment, puisque les 2 unités travailleront en parallèle.

En 3 tubes :

Pour optimiser la récupération de chaleur, il faut privilégier une seule installation pour l’ensemble du bâtiment. Si cela n’est pas possible, à cause de la limite de puissance par exemple, il peut être utile de découper le bâtiment horizontalement. Si on intègre dans la même zone des locaux de façades différentes, un transfert d’énergie peut avoir lieu à l’intérieur du bâtiment, en mi-saison.

Il est donc indispensable d’évaluer si des demandes de chaud sont prévues simultanément à des demandes de froid. Tout particulièrement, si un local informatique est présent, il est opportun de l’intégrer dans une zone où les autres locaux sont majoritairement en demande de chauffage.

Une évaluation réaliste des besoins de refroidissement

Un dimensionnement très soigné doit avoir lieu. En effet, ce type d’installation travaille avec un mauvais rendement à bas régime.

Le compresseur tourne à vitesse variable en fonction de la demande. Mais une limite inférieure de 20 Hz ne peut pas être franchie. À ce moment, le compresseur développe 17 % de sa puissance nominale. Pour toute puissance inférieure, il risque d’adopter un régime de fonctionnement entrainant la destruction d’énergie. Le rendement en sera fortement dégradé.

Il faut donc éviter que l’installation soit sur-dimensionnée, c’est-à-dire, dimensionnée pour répondre à des conditions de canicule ou de froid extrême, avec des coefficients de sécurité supplémentaires, … entraînant de facto un fonctionnement fréquent à bas régime.

Plus positivement, on adoptera un facteur de foisonnement réaliste sur l’utilisation simultanée des équipements.

En quelque sorte, l’installation n’a pas la possibilité de profiter de l’inertie d’un ballon tampon…

Une analyse de la technologie la plus adéquate

Sans entrer dans trop de détails techniques, les systèmes mis sur le marché varient d’un fabricant à l’autre. Tout particulièrement, le réseau de distribution des fluides qui est plus en « râteau » chez l’un et en « botte » chez l’autre. Certains systèmes seront plus vite limités en longueur de tuyauteries après le boîtier de répartition.

Ces nuances peuvent générer des coûts très différents lors de la mise en œuvre (nombre de boîtiers de distribution, facilité de passage de tubes au niveau des poutres, …).

Il sera donc utile de préciser la disposition des locaux, leur usage, … et l’accès prévu pour les techniques (gaines techniques, trémies, réservation dans les poutres…). Si un seul réseau peut être prévu en faux plafond pour alimenter des cassettes en dessous et des unités intérieures en allège pour l’étage du dessus, le coût d’installation peut être réduit.

À la limite, surtout en 2 tubes, il faudra écarter l’un ou l’autre local de l’ensemble parce qu’il a un comportement trop différent du restant des locaux à traiter.

Comparer ce qui est comparable

Comparer deux systèmes de climatisation n’est pas toujours aisé. Un système DRV chauffe et refroidit, il est installé avec sa propre régulation, il ne demande ni chaufferie ni cheminée…

Exemples :

Un local de réunion peut être traité spécifiquement avec un système d’apport d’air neuf autonome (fonctionnement en free cooling).

La partie self 24h/24 d’une agence bancaire sera traitée distinctement des bureaux.

Qu’en est-il de la garantie ? Certains constructeurs proposent 5 ans de garantie omnium sur l’ensemble de la solution.

L’installateur est-il agréé par le constructeur ?

La location d’une grue pour poser les équipements frigorifiques en toiture est-elle présente dans l’offre ?

Dans l’appel d’offres, il faudra en tenir compte pour pouvoir ensuite comparer plus facilement des solutions différentes.

Check-list qualité

Voici quelques critères de qualité à vérifier au niveau du cahier des charges :

L’étanchéité du réseau est déterminante et l’objectif « zéro fuite » doit être poursuivi. Les soudures seront réalisées sous atmosphère d’azote (permet d’éviter la formation de calamine) lors du brasage Lors de la réception, l’installation sera testée sous minimum 30 bars d’azote durant 48 heures minimum, afin de détecter les fuites possibles du réseau.

Le cuivre doit être de qualité, de type frigorifique.

Une distribution d’air et de chaleur de qualité dans les locaux suppose un nombre suffisant de bouches ou de cassettes. Or l’installateur voudra réduire son prix en limitant le nombre de points de distribution dans les locaux. Pour que le client ne se retrouve pas avec une seule cassette très puissante au centre de son bureau paysager, le cahier des charges devra préciser le niveau de qualité à atteindre en matière de vitesse résiduelle d’air à la limite de la zone d’occupation, ou directement en matière de nombre d’appareils à prévoir.
En termes de prix, placer une cassette de 5 kW à la place d’une de 2 kW dans un bureau paysager entraine un supplément de quelques centaines d’euros. Ajouter une cassette supplémentaire dans un local génère un coût de plusieurs milliers d’euros… environ. Mettons-nous à la place de celui qui veut obtenir le marché…!
Il ne faut ni air stagnant dans un coin du local, ni turbulence à la jonction de 2 flux d’air venant d’appareils différents. Pour s’assurer du bon brassage de l’air, on demandera un spectre de distribution de l’air garanti.
La distribution prévue permet-elle une modification ultérieure éventuelle des cloisons ? (flexibilité).

Il faut vérifier la solution proposée pour que de l’air froid ne soit pas pulsé sur les occupants lors de la période de dégivrage de la pompe à chaleur. Tout particulièrement lorsqu’une arrivée d’air neuf est intégrée à l’entrée des unités intérieures…

C’est souvent l’intersaison qui pose problème… Lorsqu’une solution « froid ou chaud » est prévue, le « change over » (passage d’un mode à l’autre) devra être organisé. Si le bâtiment est assez inerte et homogène, un passage « été – hiver » manuel suffira. Dans le cas contraire, il est possible qu’il faille majoritairement chauffer au matin et refroidir l’après-midi. Et un change over automatique, décidé par le système en fonction de la demande majoritaire, est utile. Tous les systèmes ne le proposent pas. À noter que certains systèmes en mode « froid ou chaud » peuvent travailler alternativement en froid et puis en chaud, afin de satisfaire une fois l’un, une fois l’autre !

Les cassettes à intégrer dans le faux plafond sont-elles équipées d’origine de pompes pour remonter les condensats (les pompes ajoutées par après sont souvent beaucoup plus bruyantes) ?

Une possibilité de variante URE est-elle intégrée au cahier des charges ?

Le fluide frigorigène prévoit-il les exigences réglementaires futures ?

En cas d’appareil en allège, un manchon de raccord entre l’unité intérieure et la grille de l’habillage est-il prévu (pour éviter le court-circuitage partiel de l’air pulsé) ?

La hauteur de l’unité intérieure ne correspond pas toujours à la hauteur prévue pour l’habillage.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prédimensionnement d’un humidificateur

Calcul du débit d’humidification

Préalable.

En climatisation, il est d’usage de travailler avec les débits massiques q_m (en kg/s), parce que les débits volumiques q_v (en m^³/s) sont variables avec la température (l’air se dilatant avec la montée en température).

Simplifications :

Les approximations ci-dessous simplifient les calculs, sans entraîner d’erreur supérieure à 5 % du résultat :

la capacité thermique massique est supposée constante,
dans une humidification à eau froide, l’air subit une évolution isenthalpique,
dans une humidification à vapeur, l’air garde une température constante,
l’air extérieur le plus critique est estimé avec une humidité absolue de 1 gr_eau/kg_{air sec} (c’est le cas d’un air de – 10°C et 60 % H.R., sur base du diagramme de l’air humide).

Formules de base

Dès lors, les débits d’eau d’humidification sont donnés par :

q_ma= q_vax ρ

q_me= q_max (x₂ – x₁)

où :

qma est le débit massique de l’air (en kgair sec/s)
qva est le débit volumique de l’air (en m³/s)
qme est le débit massique de l’eau (en kgeau/s)
ρ est la masse volumique de l’air (en première approximation : 1,2 kg/m³)
x1 est l’humidité absolue de l’air avant humidification (en greau/kgair sec)
x2 est l’humidité absolue de l’air après humidification (en greau/kgair sec)

Exemple : application à un humidificateur à vapeur

Soit un bureau paysager de 170 m² (sous 2,8 m de plafond, soit un volume total de 480 m³). L’ambiance doit être maintenue à 22°C et 50 % H.R.

Quel doit être le débit de vapeur ? Quelle sera la puissance de l’appareil ?

Le débit d’air à assurer (voir Réglementation Wallonne en ventilation) est de 2,5 m^³/h.m^² de plancher, soit un débit total de 2,5 x 170 = 425 m³/h.

Le débit massique correspondant :

q_ma= 425 x 1,2 = 510 kg/h

Le débit de vapeur est donné par :

x₁= 1 gr/kg (air ext. – 10°C 60 % HR)

x₂= 8,3 gr/kg (air int. 22°C 50 % HR) (voir diagramme de l’air humide)

q_me= 510 x (0,0083 – 0,001) = 3,72 kg_eau/h.

La puissance électrique maximale est donnée par le produit entre le débit d’eau vaporisé dans les conditions extrêmes et la chaleur de vaporisation de l’eau (2 676 kJ/kg) :

P = q_mex 2 676 = 3,72 kg/h x 2 676 kJ/kg x 1/3 600 s/h = 2,8 kW

On sélectionnera par exemple un humidificateur de 4 kg/h, de puissance de 3 kW environ, régulé par un hygrostat d’ambiance.

Il sera utile de prévoir également une arrivée d’eau froide avec robinet d’arrêt, une évacuation au moyen d’un entonnoir avec siphon, une prise de courant de 220 V pour le régulateur et une ligne 380 V pour l’humidificateur.

Exemple : application à un laveur d’air

Il s’agit de dimensionner le caisson « laveur d’air » d’une centrale de climatisation. L’installation fonctionne en tout air neuf.

Les consignes de l’ambiance A sont fixée à 22°C et 50 % HR (x = 8,3 gr_eau/kg_{air sec}).

L’installation est dimensionnée pour un air extérieur extrême E de – 10°C et 60 % HR (x_E= 1 g/kg).

Dans ces conditions extrêmes, le débit volumique soufflé S est de 10 000 m^³/h à 32°C. Si les apports d’eau interne sont considérés comme nuls, l’humidité absolue de l’air pulsé sera également de 8,3 gr_eau/kg_{air sec}.

L’installation comprend une batterie de préchauffe, un laveur d’air et une batterie de postchauffe.

On sélectionne un laveur d’air dont le rendement d’humidification est de 85 %.

Le tracé complet du traitement de l’air peut être dessiné dans le diagramme de l’air humide.

Puisque l’humidification est adiabatique dans un laveur d’air, le point de sortie de l’humidificateur Y est situé sur l’isenthalpe passant par le point X à l’entrée de l’humidificateur.

Le débit massique d’air est donné par :

q_ma= 10 000 m³/h x 1,14 = 11 400 kg_{air sec}/h, puisque ρ = 1,14 kg/m^³ à 32°C

Le débit d’eau évaporé dans le laveur est de :

q_me= q_max (x_S– x_E) = 11 400 x (8,3 – 1) = 83,2 kg_eau/h

Le rendement d’humidification de 85 % entraîne la relation :

η= (x_Y – x_X) / (x_SAT– xx) = 0,85

On en tire :

x_SAT= xX + (x_Y– xX) / η = 1 + (8,3 – 1) / 0,85 = 9,6 g/kg

Le point de la courbe de saturation qui présente une telle humidité absolue, est situé sur l’isenthalpe de 37,8 kJ/kg. C’est donc aussi l’enthalpie des points X et Y.

D’où :

Puissance batterie de préchauffe = q_ma x (h_X– h_E) = 11 400 x (37,8 + 7,9 ) = 521 208 kJ/h = 145 kW

Puissance batterie de postchauffe = q_max (h_S– h_X) = 11 400 x (53,5 – 37,8) = 178 980 kJ/h = 49,7 kW

Remarque : le débit d’eau pulsé est plus important puisque’on pulse généralement 0,3 kg d’eau par kg d’air, soit ici :

débit d’eau pulvérisé = 0,3 x 11 400 = 3 420 kg_eau/h

On en déduit un rapport (débit évaporé / débit pulvérisé) de (83,2 / 3 420) = 2,4 %.

Exemple : application à un humidificateur à évaporation.

Soit une salle informatique de 250 m³ dont on souhaite contrôler le degré hygrométrique. Le taux de renouvellement d’air horaire est estimé à 0,6. L’ambiance doit être maintenue à 20°C et 50 % H.R. Le local ne comportant ni arrivée d’eau, ni évacuation vers l’égout, on pense à un appareil autonome à évaporation.

Quel doit être le débit en eau de l’appareil ?

Le débit massique renouvelé chaque heure est de :

q_ma= 250 x 0,6 x 1,2 = 180 kg/h

Le débit de vapeur est donné par :

x₁= 1 gr/kg (air ext. – 10°C 60 % HR)

x₂= 7,3 gr/kg (air int. 20°C 50 % HR) (voir diagramme de l’air humide)

q_me= 180 x (0,0073 – 0,001) = 1,13 kg_eau/h.

On sélectionnera l’humidificateur dont le débit horaire est immédiatement supérieur dans le catalogue du fournisseur. Il comprend une réserve d’eau et est régulé par un hygrostat incorporé.

Calcul de la portée du jet de vapeur dans un conduit de climatisation

La portée du jet de vapeur doit être calculée afin d’éviter toute condensation sur un obstacle (filtre, ventilateur, …) ou sur les parois d’une gaine.

Un premier constructeur fournit des valeurs approchées sur base de l’humidité relative avant humidificateur et de l’humidité relative après humidificateur.

Portée de l’humidification [en m]
–	HR après
HR avant	40 %	50 %	60 %	70 %	80 %	90 %
5 %	0.9	1.1	1.4	1.8	2.3	3.5
10 %	0.8	1.0	1.3	1.7	2.2	3.4
20 %	0.7	0.9	1.2	1.5	2.1	3.2
30 %	0.5	0.8	1.0	1.4	1.9	2.9
40 %	–	0.5	0.8	1.2	1.7	2.7
50 %	–	–	0.6	1.0	1.5	2.4
60 %	–	–	–	0.7	1.2	2.1
70 %	–	–	–	–	0.8	1.7

Un autre constructeur recommande la portée suivante pour une rampe vapeur :

portée = K (q_ma/ L)^1/2(en m.)

où :

q_ma est le débit massique horaire de l’air traité (en kg/h)
L est la longueur des rampes d’injection le long desquels se répartit la distribution de vapeur (en cm.)
K est un coefficient repris dans l’abaque ci-dessous.

Ainsi, pour une humidité absolue de 4 g/kg avant humidificateur, une température de l’air de 20°C, une augmentation d’humidité absolue de 4,5 g/kg et une vitesse de l’air de 2 m/s, une valeur K de 2,5 est donnée.

Attention : les valeurs de portée trouvées ci-dessus correspondent à distance minimale nécessaire à la dilution de la vapeur dans l’air. C’est à cette distance minimale que l’on placera le ventilateur, par exemple. De plus, on prévoira :

de 1,5 à 2 x la portée avant le placement d’un filtre fin ou d’une batterie de chauffage
de 2,5 à 3 x la portée avant le placement d’un filtre absolu
5 x la portée avant le placement de l’hygrostat de limite haute

Exemple : application à un humidificateur à vapeur

Un atelier d’imprimerie doit être maintenu à 20°C avec un degré hygrométrique stable à 50 %. Les déperditions de chaleur sont estimées à 50 kW dans les conditions extrêmes. Le débit d’air pulsé est de 10 000 m^³/h. Le taux de recyclage de l’air est de 75 %. on néglige les apports en eau dans la salle.

Un humidificateur autonome à vapeur (alimentation électrique) est installé dans la gaine de pulsion.

Quel doit en être le débit d’alimentation ?

Sur base du diagramme de l’air humide :

Air extérieur E : – 10°C 60 % HR, soit x_E= 1 g_eau/kg_{air sec} et h_E= – 2,2 kJ/kg
Air ambiant A : + 20°C 50 % HR, soit x_A= 7,4 g_eau/kg_{air sec} et h_E= 38,7 kJ/kg

Caractéristiques de l’air de mélange M :

débit massique pulsé : 10 000 x 1,2 = 12 000 kg/h = 3,33 kg/s
débit massique recyclé : 12 000 x 0,75 = 9 000 kg/h
débit massique air neuf : 12 000 x 0,25 = 3 000 kg/h

h_M= (38,7 x 9 000 + (- 2,2) x 3 000) / 12 000 = 28,5 kJ/kg
x_M= (7,4 x 9 000 + 1 x 3 000) / 12 000 = 5,8 g_eau/kg_{air sec}

Caractéristique de l’air soufflé S :

L’air soufflé possède la même humidité absolue que l’air ambiant :

x_S= 7,4 g_eau/kg_{air sec}
h_S= 38,7 kJ/kg + 50 kW / 3,33 kg/s = 53,7 kJ/kg

L’air soufflé sera donc à une température maximum de 35°C. (voir diagramme de l’air humide)

Débit d’eau dans l’humidificateur :

q_me= 12 000 x (7,4 – 5,8) = 19,2 kg/h

On choisira un humidificateur de 20 kg/h

Section des gaines :

Si on choisit une vitesse de 6 m/s, on obtient :

q_va= 10 000 m^³/h / 3 600 s/h = 2,77 m^³/s
section = 2,77 m^³/s / 6 m/s = 0,46 m^², soit un conduit de section : 800 sur 600.

Portée du jet de vapeur :

on choisit deux rampes de distribution de 600 mm de longueur, soit L = 120 cm.

Pour une température avant humidification de 35°C (la batterie de chauffe est située avant l’humidificateur), une humidité absolue de 7,4 g/kg après humidification, une vitesse de 6 m/s, l’abaque donne par extrapolation un K de 0,25 (ce faible K s’explique par le fait que l’air est chaud et sec à la sortie de la batterie : l’humidité relative est proche des 20% et la diffusion de la vapeur dans l’air se fait très rapidement).

portée : K (q_ma/ L) ^1/2= 0,25 x (20 / 120) ^1/2= 0,10 m

Distance minimale entre l’humidificateur et l’hygrostat : 5 x 0,10 = 0,5 m.

Attention : la portée peut dépasser le mètre si l’air à humidifier est à une température et une humidité relative proche de l’ambiance ! C’est le cas si l’air à humidifier ne porte pas la fonction de chauffage.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Préparateur d’eau chaude sanitaire avec pompe à chaleur

Préparateur d'eau chaude sanitaire avec pompe à chaleur

Fonctionnement

Le principe de fonctionnement d’une pompe à chaleur est le même que celui de la machine frigorifique mais l’application travaille en sens inverse.

L’objectif consiste à extraire la chaleur gratuite d’un milieu extérieur : l’eau d’une rivière, l’air extérieur, l’eau d’une nappe souterraine, … (on parle de « source froide »). Physiquement, l’air extérieur à 0°C contient beaucoup d’énergie puisque sur l’échelle des températures absolues, l’air se situe en réalité à 273° K !

Schéma fonctionnement.

L’évaporateur est à l’extérieur et la température du fluide frigorigène sera environ 5 à 8°C inférieure à la température de la source froide. L’énergie thermique captée sera « remontée » à un niveau de température utilisable (pour le chauffage de l’eau chaude sanitaire) via le compresseur : la chaleur du condenseur est donc donnée au ballon.

Bien sûr, on aura intérêt à ce que l’eau chaude soit à une température la plus basse possible. L’écart de température entre l’entrée et la sortie du compresseur doit être en effet le plus faible possible pour limiter le travail du compresseur.

Exemple d’application.

Refroidir l’air extérieur à 0°C pour assurer le chauffage de l’eau chaude sanitaire à 45°C.

Le fluide frigorigène sera à .- 5°C. dans l’échangeur avec l’air et à .53°C. dans l’échangeur du ballon d’eau.

Cet écart est donc fort grand, ce qui va diminuer la performance de l’équipement.

Coefficient de performance

Le bilan énergétique de la PAC

Qu’est-ce qui coûte dans l’exploitation d’une installation de pompe à chaleur ?

pas l’énergie de la « source froide » : elle est gratuite,
mais bien l’énergie électrique du compresseur.

D’où la notion de rendement donné par le « COP », coefficient de performance :

COP = chaleur au condenseur/travail du compresseur = Q2 / W

Or Q2 = Q1 + W = chaleur captée à la source froide + énergie développée par le travail du compresseur (loi de conservation des énergies).
Dès lors, Q2 est toujours plus grand que W et le COP est toujours nettement plus élevé que 1.

Est-il normal de rencontrer une machine dont le « rendement » dépasse 100 % ?

En réalité, ce n’est pas ici une machine de conversion, de transformation d’énergie comme une chaudière, mais bien une machine qui transfère une quantité d’énergie thermique d’un seuil de température à un autre. Le COP n’est donc pas un rendement mais une évaluation de la performance du transfert.

Si l’écart entre les 2 seuils de température augmente, l’efficacité (ε ou COP) diminue.

Comment évaluer le COP d’une pompe à chaleur ?

Puisque W = Q2 – Q1, on écrit encore : COP = Q2 / (Q2 – Q1)

Si l’on considère un travail sans pertes, les lois de la thermodynamique établissent le lien entre l’énergie contenue dans un fluide (Q) et la température absolue de ce fluide (T), si bien que l’on admettra sans démonstration l’expression suivante du COP théorique :

COPthéorique = T2 / (T2 – T1) [T étant exprimé en Kelvin]

Le coefficient de performance instantané est d’autant meilleur :

que la température T1 de la source de chaleur (dite la « source froide ») est élevée,
que la température du réseau de chauffage est basse (T2 proche de T1).

Alors que l’on ne peut guère influencer la température de la source de chaleur, celle du ballon d’eau chaude sera définie par le projeteur ! Il aura intérêt à la laisser minimale.

Exemple d’une pompe à chaleur AIR-AIR.

Soit T°ext = 0°C (= 273° K) et T°chauff. = 40°C

COPthéor = (273 + 40) / (40) = 7,8 !

En théorie, la pompe fournira 8 x plus d’énergie au condenseur que d’énergie demandée au compresseur ! … (les 7/8 de la chaleur étant captés dans l’air extérieur).

En théorie … car en pratique, plusieurs éléments vont faire chuter cette performance :

Il existe un écart de température entre le fluide frigorigène et les sources.
Par exemple : si T°ext = 0°C, T°évaporateur = … – 8°C… Et si T°chauff. = 40°C, T°condenseur = … 48°C… d’où un COP = (273 + 48) / (56) = 5,7.
Le coefficient de convection entre l’eau et l’évaporateur étant nettement meilleur que le coefficient de convection entre l’air et l’échangeur, on aura tendance à privilégier les PAC eau/eau. Encore faut-il avoir une rivière au fond de son jardin ou une nappe phréatique sur laquelle il est possible de puiser (autorisation obligatoire). en général, il faudra se résoudre à prendre l’air extérieur comme source froide.

Or dans ce cas, si la T°ex < 5° C, alors T°fluide évaporateur = 0°C. Dès lors, du givre apparaît sur les ailettes, la glace bouche l’échangeur extérieur, d’où nécessité de dégivrer (soit un courant électrique est envoyé sur l’échangeur pour faire fondre la glace, soit le cycle est inversé et des gaz chauds sont envoyés dans l’évaporateur).
Avec la consommation de dégivrage, le COP moyen diminue fortement.

Lorsque la température de l’air extérieur descend sous 0°C, le compresseur a de plus en plus de mal à fonctionner : la puissance délivrée au condenseur de la pompe à chaleur devient très faible et il faut parfois ajouter des résistances de chauffage électrique directe à l’installation.

Il y a nécessité de faire fonctionner le ventilateur de la source froide, d’où une consommation électrique supplémentaire de cet auxiliaire.

Quels COP rencontrés en pratique ?

Nous n’avons pas de résultats de mesures « neutres » qui fourniraient un COP annuel sur une machine existante.

On peut imaginer à la fois que le COP est dégradé par la haute température de l’eau chaude, mais également que sa performance est élevée en été.

On pourrait interpréter les données fournies par les fabricants :

Exemple.

Imaginons les spécifications techniques dans un catalogue

Puissance calorifique	kcal/h	3 500
	Btu/h	14 000
	kW	4,10
Puissance absorbée	kW	1,33

On en déduit le coefficient de performance :

puissance calorifique (au condenseur) / puissance absorbée =
4,1 kW / 1,3 kW = 3,2

Attention ! Ce coefficient est obtenu dans des conditions bien spécifiques ! Par exemple, en petits caractères, le fabricant précise qu’il s’agit de valeurs obtenues pour 7°C extérieur… Cette performance va s’écrouler en période plus froide. En réalité, c’est le rendement moyen saisonnier qui nous intéresse… mais celui-ci n’est jamais donné puisqu’il dépend des conditions d’exploitation.

Dans le programme de promotion des économies d’énergie suisse « Ravel », on annonce un COP annuel de 3 pour une pompe à chaleur Air-Eau et de 4,5 si la pompe capte l’énergie souterraine, pour autant que le chauffage de l’eau soit limité à 50°C. Si le stockage est prévu à 60°C, une batterie électrique fournit le complément avec de l’électricité directe (COP = 1).

Attention au bilan final : imaginons le chauffage d’1 m³ de 10 à 60°C par une pompe à chaleur air-eau.

L’énergie nécessaire au chauffage de 10 à 50°C par la PAC sera de :

Énergie = 1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (50 – 10) / 3 = 15,5 kWh

L’énergie complémentaire pour passer de 50 à 60°C sera de

Energie = 1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (60 – 50) = 11,6 kWh

Le COP moyen annuel est alors de :

COP = Energie produite / Energie fournie

= [1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (60 – 10)] / [15,5 + 11,6] = 2,15

Technologies

Afin de pouvoir satisfaire les débits de pointe, la pompe à chaleur est associée à un ballon accumulateur d’eau chaude, d’une capacité comprise entre 250 et 1 000 litres. Ceci permet également de faire fonctionner la pompe à chaleur durant la nuit, avec un tarif réduit.
On distingue :

Une installation compacte dans laquelle évaporateur à lamelles et compresseur sont situés sur le ballon et le condenseur y est intégré.
Une installation « split » où évaporateur et compresseur sont installés séparément, notamment parce que la source de chaleur et le chauffe-eau ne se trouvent pas au même endroit.

Entre le ballon et la pompe à chaleur, différents modes de transport de la chaleur sont possibles :

Par le fluide frigorigène (coefficient de performance élevé mais nécessité d’une construction anticorrosion limitant le risque de contact avec l’eau potable). On utilise généralement des conduites pré-chargées de fluide frigorigène et obturées par une feuille métallique. Lors du vissage des conduites, une broche percera la feuille métallique.

Par l’eau du ballon, au moyen d’un échangeur de chaleur extérieur à celui-ci.

Par un liquide intermédiaire, construction plus complexe mais sécurité accrue (le circuit du fluide intermédiaire doit être équipé d’un dispositif automatique de dégazage).

Par un condenseur extérieur disposé autour de l’accumulateur d’eau chaude, toute infiltration du frigorigène étant alors exclue.

Certains appareils possèdent en outre une résistance électrique d’appoint pour porter l’eau à plus haute température (55 à 60°C).

Il existe des appareils avec évaporateur statique (sans ventilateur), dont la surface d’échange est étendue.

Installation

Le raccordement électrique (disjoncteur, …) est similaire à celui d’un chauffe-eau électrique.

Il faut cependant prévoir en plus un conduit d’évacuation des condensats provenant de l’humidité de l’air.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la motivation au sein d’une institution

Les informations contenues dans « l’évaluation » permettent de comprendre la situation. Il est en effet capital, quand on n’est pas en mesure de résoudre un problème de manière spontanée, d’être capable de se poser des questions et de savoir à quelle théorie on peut emprunter des explications.

Sans ce passage par l’analyse, les êtres humains ont le plus souvent tendance à considérer que celui qui est en face d’eux est un sombre crétin, qu’il ne comprend rien à rien, qu’il est méchant ou idiot, trop politisé ou complètement illogique …

Ceci n’arrange évidemment pas très souvent les problèmes ; au contraire, cette façon de réagir entretient bien souvent une situation. La Rochefoucauld disait déjà : « Nous ne trouvons guère de gens de bon sens que ceux qui sont de notre avis ». Un frein énorme à la gestion des relations humaines est cette certitude, bien ancrée chez beaucoup d’entre nous, que nous sommes compétents et que, par conséquent, ce sont les autres qui doivent s’adapter.

Otto Weiss, quant à lui, disait : « Réfléchir est si fatigant que beaucoup préfèrent juger ».

Nous vous proposons des manières de réfléchir.

Exemple

Un utilisateur a des comportements incompréhensibles : il ouvre la fenêtre en laissant le radiateur ouvert au maximum.

Une première réaction du responsable énergie peut être de se dire : « il ne paie pas, donc il s’en fiche » et de développer à l’égard de cette personne beaucoup de colère ou de ressentiment.

Tant que vous en restez là dans votre conception du problème à résoudre, vous avez peu de pistes de solutions à votre disposition. Que peut-on faire, en effet, pour convaincre quelqu’un qui s’en fiche parce qu’il ne paie pas ? On ne peut quand même pas imaginer de faire payer le chauffage à tous les fonctionnaires …

La situation est donc désespérée.

On pourrait en effet se dire que l’utilisateur fonctionne avec des habitudes qu’il a prises au fil du temps, qu’il ne pense plus à ce qu’il fait et qu’il ne possède pas suffisamment d’informations pour changer des comportements qui, à lui au moins, ne posent pas de problème. Il restera alors à trouver comment informer et motiver les utilisateurs à changer leurs comportements en prenant en compte une meilleure utilisation de l’énergie. Même si c’est long et difficile, ce n’est quand même pas impossible.

Cette première piste vous aidera certes à augmenter vos compétences, encore faut-il que vous trouviez les moyens institutionnels et personnels de mettre ces compétences en application malgré les difficultés que vous rencontrerez en le faisant.

Il vous est proposé d’évaluer

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Statistiques de consommation de la climatisation

Consommation frigorifique de la climatisation des bureaux

(Consommations en kWh/m² par an)

Usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores intérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² ⁽¹⁾	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² ⁽¹⁾	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	14,3 18,0 18,5 18,9 19,4	10,7 13,0 13,2 13,3 13,5	7,7 9,0 9,0 9,0 9,0	5,5 6,2 6,2 6,2 6,2	3,8 4,2 4,2 4,2 4,2	2,5 2,7 2,7 2,7 2,7
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	16,8 22,8 24,1 24,8 25,4	13,4 17,6 18,1 18,3 18,5	10,5 13,0 13,1 13,1 13,1	8,0 9,7 9,7 9,7 9,7	5,9 6,9 6,9 6,9 6,9	4,3 4,8 4,8 4,8 4,8

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores extérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	13,7 16,5 17,0 17,4 17,9	10,0 11,5 11,7 11,9 12,1	6,9 7,6 7,6 7,6 7,6	4,6 4,9 4,9 4,9 4,9	2,9 3,0 3,0 3,0 3,0	1,6 1,7 1,7 1,7 1,7
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	15,7 19,9 20,7 21,4 22,1	12,1 14,5 14,8 15,0 15,2	8,7 9,9 10,0 10,0 10,0	5,9 6,6 6,7 6,7 6,7	4,0 4,3 4,3 4,3 4,3	2,5 2,6 2,6 2,6 2,6

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 24 h/24 avec stores intérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	40,4 49,3 50,9 51,6 52,2	34,7 41,4 42,3 42,6 42,8	30,0 34,9 35,3 35,3 35,3	26,0 29,6 29,8 29,8 29,8	22,2 24,7 24,9 24,9 24,9	18,8 20,5 20,5 20,5 20,5
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	43,2 54,5 57,4 58,5 59,6	37,6 46,1 47,4 47,7 47,9	33,2 39,6 40,3 40,3 40,3	29,4 34,2 34,6 34,6 34,6	25,6 29,2 29,5 29,5 29,5	22,2 24,7 24,8 24,8 24,8

⁽¹⁾W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 24 h/24 avec stores extérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	39,8 47,6 48,6 49,2 49,9	34,0 39,6 40,1 40,3 40,5	29,3 33,1 33,2 33,2 33,2	25,2 27,8 27,8 27,8 27,8	21,3 23,0 23,0 23,0 23,0	17,8 18,8 18,8 18,8 18,8
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	41,9 51,1 52,9 54,0 55,1	36,2 42,6 43,2 43,4 43,6	31,7 36,1 36,3 36,3 36,3	27,7 30,7 30,8 30,8 30,8	23,9 25,8 25,9 25,9 25,9	20,3 21,4 21,5 21,5 21,5

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Centre informatique

Puissance informatique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Puissance informatique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
100 200 300 400 500	351 446 550 667 795	298 387 482 590 709	250 333 419 518 628	208 283 361 451 552	171 238 308 389 481	138 199 260 332 415

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12.

Exemple d’utilisation des tableaux de consommation

Données

A	immeuble de bureaux 15 000 m²,
P_k	pouvoir calorifique électrique installé de 300 kW,
n_w	total jours ouvrables de 250 (2 500 h/a),
T_k	position thermostat frigorifique sur 22°C,
ZTA	facteur d’ensoleillement total de 0,1 (avec protection solaire extérieure), orientation façades ouest et est, air conditionné toujours en fonctionnement (8 760 h/a).

Questions

Quelle est la consommation annuelle d’électricité ?
Quelle est l’économie quand le thermostat de froid a été réglé sur 24°C et que le refroidissement (climatisation) est arrêté en dehors des heures de travail ?

Calcul

Le pouvoir calorifique installé se monte à 300 000 / 15 000 = 20 W/m².
Il semble, à travers le tableau reprenant l’usage 24h/24 avec stores extérieurs, que la consommation électrique annuelle s’élève à 36,1 kWh/m².

A 2 500 h/a et avec le thermostat réglé sur 24°C, la consommation annuelle s’élève à 4,3 kWh/m² (tableau reprenant l’usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores extérieurs).
L’économie annuelle s’élève à (36,1 – 4,3) x 15 000 = 477 000 kWh/a.

Remarque :
La méthode utilisée ici est très approximative en soi. Elle est basée sur des données climatiques pour les Pays-Bas. Un examen plus approfondi est nécessaire lorsque des règles d’économie imposent des investissements.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à plaques

Principe

L’échangeur de chaleur est constitué de plaques, de tubes ou de gaufrages de type « nid d’abeilles », de faible épaisseur en aluminium ou matière plastique qui séparent les veines d’air. Le matériau utilisé pour la fabrication des plaques est variable, ce peut être du verre (il est insensible à la corrosion mais est lourd et cassant) ou bien de l’aluminium, de l’acier inoxydable ou un matériau synthétique.

Les plaques sont assemblées entre elles par collage ou soudage et placées dans un châssis rigide. L’épaisseur d’une plaque oscille généralement entre 0,1 et 0,8 mm, la distance entre les plaques est très faible, entre 5 et 10 mm, et les courants sont généralement croisés. Afin de maximiser l’échange convectif, les plaques peuvent être gaufrées et créer de la sorte une turbulence.

Echangeur à plaques.

En faisant varier la dimension des plaques et leur nombre, on peut obtenir de multiples variantes.

On peut également :

- Augmenter la longueur de l’échangeur ce qui à la place d’un échange classique à courants croisés autorise un échange mixte à courants croisés et contre-courant.

On parle d’échangeur à plaque double.

Monter en série deux échangeurs de chaleur fonctionnant là aussi en courants croisés / contre-courant.

Si les échangeurs de chaleur sont montés en série, les circulations des veines d’air sont telles que les raccordements tant de l’air neuf que de l’air repris restent au même niveau, ce qui est toujours préférable.

Pour prévenir une surchauffe, la récupération de chaleur doit pouvoir être interrompue en été ou en mi-saison : un by-pass devra être prévu.

Lorsque les surfaces de l’échangeur sont suffisamment froides (température inférieure à la température de rosée de l’air extrait), la vapeur d’eau contenue dans l’air extrait se refroidit et se condense, ce qui a pour conséquence l’augmentation du transfert de chaleur. Pour éliminer la condensation, les plaques sont souvent placées verticalement. Les groupes doivent alors être superposés, et des contraintes d’emplacement apparaissent.

Pour des températures extérieures très basses, les condensats peuvent même geler. Pour éviter ces problèmes de gel et de surchauffe une régulation est donc à prévoir.

De même, vu les risques d’encrassement, des filtres sont à prévoir, tant sur la veine d’air neuf que sur la veine d’air repris.

L’encrassement de l’installation pouvant provoquer outre une diminution de la transmission de chaleur, également un changement dans le type d’écoulement d’air. Il faut donc prévoir un entretien régulier du récupérateur.

Facteur influençant le rendement

Prenons un exemple :

Soit un débit d’air neuf de 100 m^³/h (+/- 28 dm^³/s).

Avec un débit d’air rejeté de 110 m^³/h (mise en dépression du local), le rapport V_an/V_av vaut 100 / 110 = 0.9. Sur le catalogue d’un constructeur, on déduit une efficacité de l’échangeur à plaques de +/- 67 %.

Courbes de rendement.

Le rendement de récupération est fonction de :

la configuration de l’écoulement de l’air,
l’écartement des plaques,
la surface des plaques,
l’état de surface des plaques (rugosité, …).

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 50 – 85 %

Avantages – Désavantages

Avantages

Simple et fiable,
grande durée de vie et pratiquement pas de panne,
absence de pièces en mouvement, sécurité de fonctionnement,
peu de maintenance nécessaire,
faible risque de contamination de l’air frais en cas de bonne conception,
exécution en divers matériaux et nombreuses combinaisons possibles,
la solution la plus adaptée (rentabilité) aux petits débits d’air (< 5 000 m³/h).

Désavantages

Disposition Air neuf/Air rejeté proche,
sans by-pass, il n’y a pas de régulation de température et donc un risque de surchauffe en été,
danger de givre par température extérieure basse et par dépassement du point de rosée, il faut être attentif à la régulation si on souhaite tenir compte du récupérateur pour dimensionner les chaudières et les batteries de chauffe,
l’échangeur présente une perte de charge relativement importante, surtout à de grands débits,
en cas de panne des équipements mal conçus peuvent être source de bruit ainsi que de fuites et donc de contamination.

Régulation

Tous les types de récupérateurs nécessitent un système de régulation :

En hiver pour éviter le gel du côté de l’air extrait : si l’échange est tel que la température de l’air extrait chute sous 0°C, il faut réduire le transfert de chaleur pour éviter le givre de l’échangeur, ou pratiquer un dégivrage périodique.

En mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : il faut réduire l’échange pour éviter que la température de l’air neuf devienne telle qu’elle contribue à surchauffer l’ambiance intérieure.

Dans le cas d’un échangeur à plaques, seule une régulation par by-pass d’une partie de l’air neuf est possible. Au moyen de registres à volets conjugués, on diminue le débit d’air neuf qui transite dans l’échangeur tandis qu’on augmente simultanément le débit d’air neuf court-circuité . Il est ainsi possible de réduire en continu jusqu’à 0 % la puissance du récupérateur de chaleur.

En hiver

Du fait même de la technologie d’un échangeur de chaleur, les températures des deux veines d’air à la sortie de l’échangeur ne sont pas identiques. Et même lorsque la température de l’air rejeté est choisie de telle façon (par exemple + 3°C) que tout risque de gel soit exclu, il n’en reste pas moins qu’il existe à l’intérieur de l’échangeur des « coins froids » dans lesquels de l’air neuf froid se trouve en contact avec de l’air repris déjà refroidi ce qui fait que la température des plaques peut localement tomber en dessous de 0°C.

Si, en cet endroit, la température superficielle des plaques est inférieure à la température de rosée de l’air rejeté, une partie de la vapeur d’eau contenue dans cet air va se condenser et geler. Si l’on peut admettre le gel d’une petite partie de l’échangeur pendant un court laps de temps, il n’en est plus de même sur une longue durée car les particules de glace vont colmater les canaux et entraver la circulation de l’air, d’où une augmentation de la perte de charge et une plus grande consommation d’électricité du ventilateur si l’on souhaite maintenir le même débit d’air.

On peut définir une température extérieure en dessous de laquelle, compte tenu bien entendu de la température d’entrée de l’air repris dans l’échangeur et des débits mis en œuvre, il y a risque de gel à l’intérieur de l’échangeur (cette température est dite « température extérieure limite »).

Lorsque la température extérieure est telle qu’un risque de gel à l’intérieur de l’échangeur est à craindre (par exemple fonctionnement de nuit lorsque la température extérieure est plus basse, démarrage le matin lorsque la température a chuté la nuit ou tout simplement lorsque les conditions climatiques sont extrêmes), il est nécessaire de prendre un certain nombre de mesures pouvant consister :

À by-passer une partie de la veine d’air neuf ce qui permet de faire chuter le rapport des débits : air neuf / air repris. Mais la puissance de la batterie de réchauffage qui suit doit être alors plus importante.

À by-passer une partie de la veine d’air neuf et en parallèle réduire de débit d’air neuf au niveau du ventilateur (ventilateur à 2 vitesses ou à vitesse variable), lors de dégivrages périodiques de courte durée. Cela permet de ne pas surdimensionner la batterie de chauffe mais il faut rester dans des limites de confort respiratoire correctes.

À recycler entièrement l’air rejeter, durant une courte période de dégrivage et à le réinjecter du côté de l’air pulsé. Aucun surdimensionnement de la batterie de chauffe n’est alors nécessaire, mais l’air pulsé est momentanément contaminé par l’air vicié.

Recyclage de l’air extrait pour dégivrer le récupérateur.

À préchauffer l’air neuf à une température comprise entre – 10 et – 5°C au moyen d’une batterie à eau chaude ou électrique.

Pour détecter le gel d’une partie d’un échangeur de chaleur, on procède par mesure de la pression différentielle entre l’amont et l’aval de la veine d’air repris car au fur et à mesure que la couche de glace s’étend et s’épaissit, la perte de charge de l’échangeur sur la veine d’air repris augmente rapidement.

Entretien

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.

En effet, l’encrassement des surfaces d’échange a deux conséquences néfastes sur la récupération : la réduction du coefficient d’échange de chaleur et la réduction des débits d’air.

Le tableau ci-dessous donne, pour les échangeurs à plaques, les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance :

Échangeur à plaques		v
1	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
2	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
	fuites externes	X
	fuites internes	X
	fuites au niveau du clapet de by-pass	X
3	Contrôle de la régulation	–
	régulation du/des clapets de by-pass	X
	régulation antigel	X

Exemple

En vue de comparer les différents systèmes de récupération, nous développons ici le calcul du rendement de l’installation pour les différents systèmes de récupération présentés.

Prenons comme exemple une installation de traitement d’air d’un immeuble de bureaux, fonctionnant en tout air neuf, 10 heures/jour, 5 jours/semaine.

Les groupes de pulsion et d’extraction GP/GE sont de même débit : 21 000 m³/h – section de 1 525 x 1 525 mm, soit une vitesse d’air de 2,5 m/s.

Dans le cas d’un échangeur à plaques, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix d’un récupérateur à plaques en Aluminium, avec by-pass.
le fonctionnement dans les conditions extrêmes :

l’évolution dans le diagramme de l’air humide :

On constate qu’une part de l’énergie thermique transmise à l’air neuf provient de la condensation de la vapeur d’eau de l’air extrait. Celui-ci ne reçoit aucune humidité et évolue donc à humidité absolue constante.

l’efficacité thermique instantanée :

ε_t= t₂– t₁/ t₃– t₁= (14 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,75 = 75 %

L’équipement sélectionné a entraîné les températures de sortie des fluides. On en déduit que le récupérateur a donné un accroissement de température de l’air neuf de 75 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0.75 x 32° = 24°.

Remarque : en réalité, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (17,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,51 = 51 %

Seulement 51 % du transfert maximal (en chaleur sensible et latente) est réalisé par le récupérateur).

La puissance maximale récupérée représente :

P_{max. réc.}= 0,34 [W/(m³/h).°C] x 21 000 [m³/h] x (14° – (- 10°)) = 167 [kW]

0,34 [W/(m³/h).°C] = chaleur spécifique de l’air.

Cette puissance pourra être déduite de la puissance de la chaudière à installer si la régulation du dégivrage le permet.

P_{moy. réc.}= 167 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 73 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de :

E_réc= 73 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem] x 35 [sem] / 0,8 = 160 245 kWh

Le facteur 0.8 correspond au rendement saisonnier de la production de chaleur pour une installation nouvelle, dont les conduites sont isolées. On prendrait 0.7 pour une installation plus ancienne. 35 semaines correspondent à la durée de la saison de chauffe.

Suite à la présence du récupérateur (pertes de charge complémentaires), les puissances des ventilateurs sont modifiées comme suit :

Avant		Après
GE	GP	GE	GP
2,2 kW	5,2 kW	5,5 kW	6,6 kW

Intérêt pour le refroidissement

Dans un bâtiment climatisé en été, l’intérêt d’installer un récupérateur pour prérefroidir l’air neuf et diminuer les coûts de la climatisation est faible. En effet, la période durant laquelle cela peut se passer et la très faible différence de température entre l’air neuf et l’air vicié rend l’énergie totale récupérée en été négligeable.

Pour contourner cet obstacle, il existe des échangeurs à plaques dans lequel l’air vicié est refroidi plus fortement par humidification.

Pour en savoir plus sur ce système refroidissement dit adiabatique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condenseurs [Froid alimentaire]

Vue synoptique

La chaleur extraite par une machine frigorifique doit être évacuée vers l’extérieur. Le plus simple est de refroidir le fluide frigorigène avec l’air extérieur :

Problème : parfois, la distance entre le groupe et la toiture est fort élevée et la perte de charge dans le circuit frigorifique serait trop importante. Aussi, un circuit d’eau est créé, l’eau refroidit le fluide frigorifique et l’air refroidit l’eau !

Trois types d’échangeur sont rencontrés :

L’aéro-refroidisseur

Le fluide frigorigène est directement refroidi par l’air.

Le condenseur évaporatif

Une puissance supplémentaire est donnée par pulvérisation d’une eau indépendante du circuit.

Le condenseur adiabatique

De l’eau d’une source externe (eau de pluie par exemple) imbibe des matelas à un débit tel que toute l’eau est entièrement évaporée dans l’air entrant, ce qui permet de le refroidir.

Fonctionnement d’un condenseur à air

Le fonctionnement du condenseur s’intègre dans un fonctionnement global de la machine frigorifique.

En théorie, la condensation se déroule en 3 phases :

Phase 1, la désurchauffe du fluide frigorigène, qui, sortant du compresseur sous forme de gaz très chauds (parfois jusqu’à 70 °C), va se refroidir et donner sa chaleur sensible.

Phase 2, la condensation du fluide, moment où l’essentiel de la chaleur est donné sous forme de chaleur latente.

Phase 3, le sous-refroidissement du liquide, communiquant encore de la chaleur sensible au fluide refroidisseur.

Schéma fonctionnement d'un condenseur à air.

Fonctionnement des condenseurs évaporatifs et adiabatiques

Un litre d’eau évaporée évacue 2 500 kJ de chaleur. Pour obtenir le même effet de refroidissement sur le fluide frigorigène sans l’évaporation de l’eau, par exemple dans un condenseur à eau, on devrait faire couler dans les tuyaux du condenseur 60 litres d’eau qui se réchaufferaient de 10 °C … (sur base d’une capacité calorifique de l’eau de 4,18 [kJ/kg.K]).

Condenseur évaporatif simple

Un condenseur évaporatif simple est équipé d’un dispositif simple d’aspersion de la batterie de condensation. Il travaille essentiellement en « température de bulbe humide » permettant de valoriser la chaleur de vaporisation et, par conséquent, de réduire la température de condensation de l’ordre de 4 à 5°C. C’est sur le principe physique de l’évaporation de l’eau que le condenseur évaporatif fonctionne. Ainsi, l’eau est pulvérisée en microgouttelettes au niveau de la batterie de condensation en assurant le refroidissement du fluide frigorigène par la combinaison :

d’un échange de chaleur sensible, dû à la température du mélange de l’eau et de l’air ascendant;

et d’un échange de chaleur latente, dû à l’évaporation de l’eau dans l’air au contact de la batterie de condensation.

En théorie, si l’échange était parfait (surface d’échange infinie), le fluide frigorigène refroidi atteindrait la température humide de l’air.

Par exemple, si l’air extérieur est de 30°C, 40 % HR, sa température humide est de 20 °C 100 % HR. Mais l’eau n’atteindra pas cette valeur. En pratique, elle sera de 3 à 8 °C au-dessus de cette valeur, suivant le dimensionnement du bureau d’études (pour atteindre 3 °C, il faut dimensionner largement le condenseur). Cette valeur est appelée « approche ».

Approche.

Condenseur évaporatif mixte

Condenseur évaporatif (550 kW).

Le condenseur évaporatif mixte optimise la consommation d’eau de refroidissement grâce à trois modes de fonctionnement :

mode sec;
mode adiabatique;
mode combiné sec et humide.

Mode sec

Mode sec.

En mode sec, le condenseur évaporatif fonctionne comme un condenseur à air. La vanne trois voies du circuit du fluide frigorigène est ouverte de manière à laisser passer le fluide en série dans les deux batteries de condensation :

d’abord dans la batterie supérieure (batterie à ailettes). Le sens d’écoulement du fluide est de haut en bas;

ensuite dans la batterie inférieure (batterie lisse). Dans cette batterie, le sens d’écoulement du fluide est inversé (de bas en haut) et ce, afin de favoriser l’échange avec l’air.

La pompe d’alimentation en eau ne débite pas.
Ce mode de fonctionnement convient quand la température externe basse autorise la condensation par un échange basé uniquement sur la chaleur sensible (échange de chaleur dû à l’écart de température entre le fluide frigorigène et l’air externe).

Mode adiabatique

Mode adiabatique.

En mode adiabatique, la vanne trois voies ne permet au fluide frigorigène que de se condenser dans l’échangeur supérieur à ailettes.

La pompe à eau fonctionne et permet l’aspersion du « matelas » qui s’imbibe d’eau. Le débit est régulé de telle manière à évaporer l’eau dans l’air qui traverse le matelas. Le pré-refroidissement (adiabatique) de l’air assure une température de condensation inférieure à celle espérée en mode « sec » (on peut gagner, selon un constructeur de 5 à 7°C par rapport à un refroidissement en chaleur sensible).

Mode combiné sec et humide

Mode mixte.

En mode combiné la chaleur sensible et latente (due à l’évaporation de l’eau dans le flux d’air). La batterie supérieure à ailettes travaille à 100 % de sa capacité aidée par la batterie à surface lisse qui module en fonction de la pression de condensation. Par ce système, il est possible de garantir une température de condensation basse et donc d’améliorer les performances du compresseur (taux de compression HP/BP plus faible).

Ce mode de fonctionnement, tout comme les tours de refroidissement, exige un suivi important au niveau maintenance afin de limiter les risques de développement de légionelles. C’est sans doute pour cette raison, mais aussi pour une question de puissance que ce genre de condenseur est très peu répandu.

Condenseur adiabatique

Condenseur adiabatique.

Le principe de fonctionnement du condenseur adiabatique est le même que l’évaporatif. Les seules différences sont les suivantes :

L’évaporation de l’eau est réalisée exclusivement au niveau des « matelas » avant la batterie de condensation. C’est un pré-refroidissement (adiabatique) de l’air.

Le débit d’eau qui imbibe les « matelas », est régulé de telle manière que toute l’eau s’évapore. Par ce procédé, on limite le risque de développement des légionelles vu qu’il n’y a pas de fines gouttelettes en suspension dans l’air. D’après un constructeur de ce type de condenseur, les rapports d’analyse bactérienne sont très prometteurs.

Comparaison des performances

Comparons les systèmes en fixant des valeurs moyennes : une température d’air de 30°C 40 % HR, une « approche » de 5 °C, un pincement des échangeurs de 6°C et un échauffement de la température de l’eau de 7 °C.

Type de condenseur	T° air sec	Entrée condens.	Sortie condens.	T°condensat. fluide frig.
à air	30°	T° air = 30°	T° air = 37°	43°
évaporatif et adiabatique	30°	T° air = 25°	T° air = 32°	38°

Cette approche simplifiée situe l’ordre de grandeur de la température de condensation, et donc l’impact sur la consommation du compresseur.

Technologie des condenseurs à air

Batterie de condensation

L’évacuation de la chaleur du circuit frigorifique est assurée au travers d’un échangeur direct fluide frigorigène/air.

Batterie de condenseur (source : Balticare).

Le gaz chaud du réfrigérant cède sa chaleur à l’air traversant le condenseur et passe à l’état liquide. Le débit et la température du flux d’air déterminent la puissance du condenseur.

La technologie des batteries de condensation est extrêmement complexe quant à l’optimisation de l’échange de chaleur.

Cette batterie d’échange convient en toute saison, car elle est insensible au gel.
Néanmoins, elle n’est pas aussi performante qu’un condenseur avec pulvérisation d’eau puisque la température de refroidissement est limitée à la température de l’air extérieur; c’est le point faible du condenseur à air. En effet, l’air de refroidissement peut être élevé en été.

Plus chaud sera l’air , plus la pression de condensation sera très élevée. Le compresseur verra dès lors sa consommation énergétique augmenter.

Proportionnellement, le condenseur évaporatif aura un meilleur rendement… mais une sensibilité à la corrosion plus forte …

Ce système doit donc être limité aux installations de petite et moyenne puissance.

Ordres de grandeur

coefficient d’échange d’un condenseur à air : 20 à 30 [W/m².K];

puissance de réjection (puissance d’évacuation de la chaleur) : de quelques kW à plusieurs centaines de kW au niveau du froid commercial;

Particularités

Les batteries peuvent être positionnées :
- horizontalement (répartition de la charge sur une plus grande surface au sol; ce qui intéressant lorsqu’on les place en toiture);
- verticalement (gain de place au sol);
- en V;
- …

Les ailettes de batterie sont en général protégées contre les agressions (corrosion, entartrage, …) par un revêtement en « époxy ».

Le dimensionnement d’un condenseur doit tenir compte du sous-refroidissement. Le condenseur est alors légèrement surdimensionné afin d’offrir au fluide frigorigène une surface d’échange suffisante pour condenser complètement (meilleure performance du cycle frigorifique, réduction du risque de « flash gaz » au niveau du détendeur).

Condenseur horizontal (source Delhaize).

Ventilateur

Particularités

Deux types de ventilateur sont utilisés :

Ventilateur axial et ventilateur centrifuge.

La vitesse moyenne de passage de l’air est de 2 à 4 m/s.

Dans certaines applications, les ventilateurs doivent être munis de silencieux afin de réduire les nuisances sonores surtout en milieu urbain.

Silencieux (source Balticare).

En général, sur les condenseurs de faible puissance, un seul voire deux ventilateurs axiaux en parallèle assure l’évacuation de la chaleur de condensation.

Par contre, pour les grandes puissances, plusieurs ventilateurs permettent de moduler la puissance de dissipation par leur mise en cascade ou en parallèle avec variation de vitesse sur chacun d’eux.

Régulation de la vitesse

Une des particularités les plus importantes des condenseurs à air est la régulation de la vitesse des ventilateurs en fonction des conditions externes de température et de la chaleur de réjection à évacuer. En effet, elle permet de profiter de notre climat tempéré pour abaisser au maximum la température de condensation qui influence énormément les consommations du compresseur.

Coffret avec variateur de vitesse (source Balticare) et variateur de vitesse (source Delhaize).

Technologie des condenseurs évaporatifs

Condenseur évaporatif mixte et condenseur adiabatique.

Principe

Les condenseurs évaporatifs se comportent comme des tours de refroidissement fermées, à la différence près que le fluide réfrigérant se condense directement au niveau de la batterie sans passer par un circuit intermédiaire d’eau de refroidissement.

Performances

Vu la présence de système de refroidissement par évaporation d’eau, les condenseurs évaporatifs ont des performances plus élevées que les condenseurs à air. Naturellement, la puissance de réjection est plus importante aussi. Les plus petites unités ont des puissances de l’ordre de 100 KW. Ce type de condenseur s’adresse donc à des moyennes et grandes surfaces.

Les performances du condenseur seront fonction de :

la différence de température entre le réfrigérant et l’eau,
la vitesse de l’eau (le débit),
le coefficient d’encrassement,
la nature du fluide frigorigène.

Utilisation de l’eau

Eau de ville

Pour le refroidissement, on peut utiliser l’eau du réseau (eau potable), mais cette solution n’est pas adéquate vu la consommation exorbitante d’eau qu’elle entraîne !

Eau de pluie

Aussi, on oublie trop souvent de parler de la récupération d’eau de pluie qui représente une source non négligeable de réduction de la facture d’eau du réseau. Certains diront que l’eau de pluie est agressive et risquerait de corroder le condenseur. N’oublions pas qu’actuellement la plupart des batteries de condensation sont protégées (« coating ») par une couche époxy qui permet de réduire le risque de dégradation. Par contre, il faut souligner que l’eau de pluie provoque peu d’entartrage.

Types de condenseur évaporatif

Les condenseurs évaporatifs simples

Les condenseurs évaporatifs simples sont, en général, équipés :

d’une batterie de condensation à surface lisse;
d’un ventilateur axial ou centrifuge suivant la puissance de réjection;
d’une rampe d’aspersion;
d’un bac de récupération d’eau;
d’une pompe;
d’accessoires de régulation;
…

Les condenseurs adiabatiques

Ils se différencient des condenseurs évaporatifs simples par le procédé d’évaporation de l’eau :

Le condenseur évaporatif simple réalise l’évaporation directement au niveau de la batterie de condensation. Aussi, toute l’eau aspergée n’étant pas évaporée, la partie liquide est récoltée au point bas de l’équipement.

Le condenseur adiabatique, quant à lui, est équipé de « matelas » qui s’imbibe d’eau. En principe toute l’eau est évaporée par le passage de l’air au travers des matelas. Il agit surtout comme pré-refroidisseur de l’air qui passera au travers de la batterie de condensation.

Le condenseur adiabatique est souvent équipé :

d’une batterie de condensation à ailettes;
d’un ventilateur axial;
de matelas refroidisseurs;
d’accessoires de régulation;
…

Les condenseurs mixtes

Les condenseurs évaporatifs mixtes allient les technologies des condenseurs évaporatifs simples et adiabatiques. Ils sont en général prévus pour évacuer des grandes quantités de chaleur. On les retrouve plutôt dans les industries agro-alimentaires. Néanmoins, il pourrait très bien convenir pour les grandes surfaces (ordre de grandeur : puissance de réjection > 500 kW).

Ce type de condenseur est composé principalement des pièces suivantes :

Entrée d’air.
Sortie d’air.
Entrée fluide frigorigène (gaz).
Sortie fluide frigorigène (liquide).
Surface d’échange adiabatique.
Bassin de récupération d’eau.
Rampe d’aspersion.
Batterie à surface lisse (évaporatif).
Pompe d’alimentation en eau.
Séparateur de gouttes.
Bâti.
Batterie à ailettes (sec).
Ventelles d’entrée d’air.
Vanne trois voies modulante.
Capteur de pression.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Analyser la consommation due au conditionnement d’air

Une évaluation toujours complexe

Si l’estimation de la consommation de chauffage d’un bâtiment est relativement aisée par la méthode des degrés-jours (en gros : plus il fait froid, plus l’installation consomme), l’estimation de la consommation du conditionnement d’air d’un bâtiment est nettement plus complexe !

Pourquoi ?

La consommation est liée aux apports solaires du bâtiment : quel est l’apport solaire effectif en tenant compte de chaque surface vitrée et de l’ombrage provoqué par les bâtiments voisins ? Et cet apport peut être différent au 5ème étage par rapport au premier…

La consommation est liée à de nombreux auxiliaires (pompes, ventilateurs,…) dont le coût d’exploitation est loin d’être négligeable.

La consommation est liée à la performance de l’installation de climatisation et celle-ci est très variable d’un projet à l’autre (pour pulser de l’air à 25°, on peut chauffer de l’air à 25°C, ou … on peut mélanger de l’air prétraité à 35° et de l’air à 15°C,… mais avec quel rendement énergétique !).

Le comportement thermique du bâtiment va influencer la consommation du système de conditionnement d’air.

Des programmes de simulations dynamiques

On comprend dès lors qu’une estimation précise demande une simulation informatique détaillée, avec une description détaillée des composants du bâtiment et de ses équipements, et donc un investissement « temps » non négligeable pour réaliser l’étude…

C’est l’objet des programmes TRNSYS, DOE, … proposés par des centres de recherche universitaires où par des fabricants de matériel de climatisation.

Les considérations ci-dessous ne permettent que de réaliser une première approche simplifiée de cette consommation.

Une approche par poste consommateur

L’objectif étant ici de pouvoir interpréter l’origine des consommations pour en diminuer l’ampleur, nous proposons de décomposer le coût d’exploitation du conditionnement d’air d’un bâtiment par poste.

Coût du traitement de l’air hygiénique :
- En hiver, chaque m³ d’air neuf doit être chauffé et humidifié (voir coût d’un m³ traité en hiver).
- En été, chaque m³ d’air neuf doit être refroidi et déshumidifié (voir coût d’un m³ traité en été).
L’utilisation de fichiers météo donnant heure par heure l’humidité et la température extérieure pour une année type-moyenne à Uccle et à St Hubert permet de rendre l’évaluation plus précise et plus personnalisée.
Coût des charges thermiques :
- En hiver, le chauffage doit vaincre les déperditions par les parois.
- En été, la machine frigorifique doit vaincre les apports internes (éclairage, bureautique,…) et les apports solaires.

Coût du transport des fluides (eau et air) :
- Les pompes et (surtout !) les ventilateurs génèrent une consommation non négligeable, dont le coût est amplifié par le coût de l’énergie électrique.

Réchauffage de l’air neuf

Il s’agit ici d’estimer les consommations liées au réchauffement de l’air extérieur hygiénique à la température ambiante (= air neutre sur le plan thermique) et non de calculer ici la consommation de chauffage des locaux (déperditions) éventuellement portée par l’air.

Le réchauffage de l’air neuf est fonction

du débit d’air de ventilation traité q_v[m³/h]

de la capacité thermique volumique de l’air ρ_c = 0,34 [Wh/m³K]

de la somme des écarts entre la température extérieure et la température de l’ambiance, et cela pour toutes les heures de la saison de chauffe, ce qui est repris dans la notion de « degrés-heures » de ventilation D°H_vent

D°H_vent= Σ heures _ventilationx (T°_ambiante– T°_extérieure)

Les besoins de chauffage sont alors exprimés par :

Besoins réchauffage air neuf = q_v x ρ_c x D°H_vent x f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

De là, il est possible de déterminer la consommation de réchauffage air neuf :

Consom. = Besoins / Rendement exploitation système de chauffe

Pour déterminer les Degrés-Heures de ventilation, il est possible,
> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		D°H à UCCLE	D°H à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 20°C	89 767	116 865
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C	106 596	134 038
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 20°C	32 765	44 362
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C	39 499	51 368

> soit de déterminer les Degrés-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Degrés-Heures de ventilation à Uccle et St Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 [m³/h], fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. Les besoins de chauffage de l’air neuf extérieur préchauffé en permanence à 20°C est donné par :

Besoins réchauffage air neuf = q_v x ρ_c x D°H_ventx f / 1 000
= 10 000 x 0,34 x 32 765 x (5/7) / 1 000
= 79 572 [kWh/an]

Si un rendement d’exploitation système de chauffe de 0,8 est choisi pour le couplage chaudière-batterie de chauffe, on obtient une consommation de :

Consom. = 79 572 / 0,8
= 99 465 [kWh/an]

Remarque.

Dans cette approche, le pré-chauffage de l’air à 15° au petit matin d’une journée de juin est pris en compte… alors que le chauffage est probablement arrêté !

Une autre façon d’aborder ce problème est de considérer une saison de chauffe allant du 15 septembre au 15 mai (la durée est de 242 jours).
La température moyenne extérieure est de 8°C à Uccle si l’on considère un fonctionnement de 8h à 18h. Et les besoins deviennent :

Besoins réchauffage air neuf = q_vx ρ_c x durée _saisonx (T°_consigne– T°_moy.ext. ) x f / 1 000

= 10 000 x 0,34 x 242 [j/an] x 10 [h/j] x (20° – 8°) x (5/7) / 1 000

= 70 525 kWh/an

Il y a donc lieu d’adapter ce calcul au mode de fonctionnement le plus proche de la réalité.

Humidification de l’air neuf en hiver

Si l’air neuf est humidifié en hiver, il en résulte une consommation fonction :

de la chaleur de vaporisation de l’eau r (0,694 Wh/gramme) (= chaleur de changement d’état de l’eau pour passer de l’état liquide à l’état vapeur)

du débit d’air de ventilation traité q_v[en m³/h]

de la somme des écarts entre l’humidité extérieure et l’humidité de l’ambiance (exprimé en g_eau/kg_air ), et cela pour toutes les heures de la saison de chauffe, ce qui est repris dans la notion de « Grammes-Heures » d’humidification GH_hum:

GH_hum = Σ Heures_{humidification}x (Hum_ambiante– Hum_extérieure )

La consommation nette est alors exprimée par :

Cons. nette humidification air neuf = q_vx r x GH_humx f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jours par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures d’humidification, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		GH _hum à UCCLE	GH _hum à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 20°C/50 %	13 482	18 445
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C/50 %	19 818	25 461
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 20°C/50 %	5 488	7 634
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C/50 %	8 155	10 505

> soit de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Grammes-Heures d’humidification à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 m³/h, fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. La consommation nette liée à l’humidification de l’air neuf extérieur jusque 22°C – 50 % HR est donné par :

Cons. Nette humidification air neuf = q_vx r x GH_humx f / 1 000
= 10 000 x 0,694 x 8 155 x (5/7) / 1 000
= 40 425 [kWh/an]

Remarque : le réglage de l’humidificateur est en principe réglé plus bas que le taux réel d’humification dans l’ambiance. Par exemple, il est possible qu’il soit réglé sur une pulsion d’air à 40 % HR et que les apports en eau des occupants portent l’air à 50 %. Ou encore, que la sonde placée dans la reprise d’air demande 50 %, mais que l’humidificateur s’arrête à 40 % parce que les occupants apportent 10 %.

Refroidissement de l’air neuf en été

Il s’agit ici d’estimer les consommations liées au refroidissement de l’air extérieur hygiénique à la température ambiante (= air neutre sur le plan thermique) et non de calculer ici la consommation liée au refroidissement des locaux (perditions) éventuellement portée par l’air.
Le refroidissement de l’air neuf est fonction

de la capacité thermique volumique de l’air ρ_c (0,34 Wh/m³K)

du débit d’air de ventilation traité q_v[en m³/h]

de la somme des écarts entre la température extérieure et la température de l’ambiance, et cela pour toutes les heures de la période de refroidissement, ce qui est repris dans la notion de « degrés-heures » de ventilation D°H _vent D°H _refr= S heures _refrx (T° _ambiante– T° _extérieure )

Les besoins sont alors exprimés par :

Besoins refroidissement air neuf = qv x ρ_c x D°H_refr x f / 1 000 [kWh/an]

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

De là, il est possible de déterminer la consommation de refroidissement air neuf :

Consom. = Besoins / Rendement exploitation système de refroidissement

Ce rendement d’exploitation du système de refroidissement correspond au coefficient d’efficacité frigorifique global de la machine frigorifique.

Pour déterminer les Degrés-Heures de refroidissement, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		D°H_refr à UCCLE	D°H_refr à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C	464	192
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 24°C	164	34
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C	403	177
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 24°C	148	33

> soit de déterminer les Degrés-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Degrés-Heures de refroidissement à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 m³/h, fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. Les besoins énergétiques liés au refroidissement de l’air neuf extérieur refroidi en été à 22°C sont donnés par :

Besoins refroidissement air neuf = q_vx ρ_c x D°H_refrx f / 1 000
= 10 000 x 0,34 x 403 x (5/7) / 1 000
= 979 kWh/an

Si un coefficient d’efficacité frigorifique de 2,5 est choisi pour la machine frigorifique, on obtient une consommation de :

Consom. = 979 / 2,5 = 392 kWh/an

Remarque.

Rien n’empêche d’utiliser ce même logiciel d’estimation des degrés-heures de refroidissement pour calculer le coût d’un refroidissement de cet air extérieur jusqu’à une température de soufflage de 16°C par exemple, mais il ne s’agit plus alors du calcul des besoins liés à l’air hygiénique.

Déshumidification de l’air neuf en été

Si l’air neuf est déshumidifié en été, il en résulte une consommation fonction :

de la chaleur de vaporisation de l’eau r (0,694 Wh/gramme)
de la somme des écarts entre l’humidité extérieure et l’humidité de l’ambiance (exprimé en g_eau/kg_air), et cela pour toutes les heures de la saison d’été, ce qui est repris dans la notion de « Grammes-Heures » de déshumidification GH_déshum:

GH_déshum= Σ heures_{déshumidification}x (hum_extérieure– hum_ambiante)

La consommation nette est alors exprimée par :

Cons. Nette déshumidification air neuf = q_vx r x GH_déshumx f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jours par semaine que l’installation fonctionne.Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures de déshumidification, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		GHdéshum à UCCLE	GHdéshum à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C/50 %	382	192
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 24°C/50 %	146	44
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C/50 %	296	163
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 24°C/50 %	121	43

> soit de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Grammes-Heures de déshumidification à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 [m³/h], fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. La consommation nette liée à la déshumidification de l’air neuf extérieur jusque 22°C – 50 % HR est donné par :

Cons. Nette déshumidification air neuf = q_vx r x GH_déshumx f / 1 000
= 10 000 x 0,694 x 296 x (5/7) / 1 000
= 1 467 [kWh/an]

Bien sûr, si l’installation refroidit l’air jusqu’à 16 ou 18°C, le coût de la déshumidification sera plus élevé. Mais ce n’est pas une charge directement imputable à l’air neuf hygiénique.

Chauffage du bâtiment

Le principe du calcul

La consommation du chauffage d’un bâtiment est d’autant plus élevée :

que les déperditions par les parois sont importantes. Cette déperdition est estimée par le coefficient de transmission thermique « k » des parois et par la surface « S » des parois. C’est la somme » ΣkS » de toutes les parois, encore appelée « puissance par degré d’écart » en [W/K] qui traduira les déperditions totales.

que l’écart de température entre l’intérieur et l’extérieur est élevé et que la saison de chauffe dure longtemps : ce sont les Degrés-Jours du lieu qui traduiront le froid extérieur.

Que le système de chauffage présente un mauvais rendement d’exploitation : h_{expl chauffage}

Si bien que la formule de base d’estimation de la consommation de chauffage sera [en kWh/an] :

Consommation = ( Σ kS [W/K] x Degrés-Jours [K.j /an] x 24 [h/j] ) / ( h _{expl chauffage}x 1 000)

Exemple.

En prenant toutes les surfaces de l’enveloppe extérieure d’un bâtiment et en les multipliant par leur coefficient k respectif, supposons que l’on obtienne 3 000 [W/K]. Supposons un rendement d’exploitation moyen saisonnier de 70 %. Les Degrés-Jours normaux en base 15/15 sont de 2 100 pour la région. La consommation normalisée du bâtiment (c.-à-d. celle correspondante à une année-type moyenne) est donnée par :

Consommation = ( 3 000 [W/K] x 2 100 [K.j /an] x 24 [h/j]) / ( 0,7 x 1 000 )
= 216 000 [kWh/an]

ce qui correspond environ à 21 600 litres de fuel par an.

Un calcul plus exact par la méthode des Degrés-Jours équivalents

Cette méthode de calcul basée sur les Degrés-Jours 15/15 est beaucoup trop simplifiée. Elle correspond assez bien à la situation d’un bâtiment ancien, mal isolé et chauffé en continu. Mais pour un bâtiment récent, l’isolation est renforcée et la régulation tient compte de l’occupation discontinue. Les besoins de chauffage sont plus faibles et donc la proportion des apports « gratuits » (solaires et internes) n’est plus minoritaire.

La pratique montre que le chauffage de certains bureaux n’est enclenché que lorsque la température extérieure descend en dessous des 5°C par exemple…!

Exemple.

Supposons un bureau de 30 m², disposant en façade de 17 m² de doubles vitrages et de 13 m² de parois isolées par 6 cm de laine minérale.

Pour la température moyenne hivernale de 6°C, les déperditions sont de :

parois : (17 [m²] x 3 [W/m².K] + 13 [m²] x 0,5 [W/m².K]) x (22 – 6) = 920 [W]
ventilation : 0,34 [W/m³] x 30 [m³] x (22-6) = 163 [W]

Soit un total de 1 083 Watts.

(Remarque : les déperditions vers les autres locaux sont négligées puisque ceux-ci sont considérés à même température).

Or des apports internes faibles (2 personnes + éclairage) génèrent de l’ordre de 20 [W/m²], soit 600 Watts pour le local.

Les besoins nets ne sont plus que de 400 Watts …

Il suffit d’imaginer la présence de 2 PC à 150 Watts pour atteindre les 900 Watts d’apports internes.

Puis de remplacer le double vitrage ordinaire par du vitrage « basse émissivité » pour faire descendre les besoins de chaleur à 675 [W] : l’équilibre a basculé vers un besoin de refroidissement !

Pour peu que des apports solaires viennent s’ajouter au bilan…

Or la méthode des Degrés-Jours en base 15/15 ne tient compte que forfaitairement des apports gratuits : la température moyenne intérieure (jour-nuit-week end) est de 18°C et les apports gratuits apportent un équivalent de 3°C de chauffage.

Il faut donc intégrer plus finement l’estimation des apports gratuits sur le bâtiment. À défaut de simulation informatique détaillée, on peut utiliser la méthode des Degrés-Jours équivalents, décrite en détail dans la NIT 155 du CSTC (« Estimation des besoins nets pour le chauffage des bâtiments »).

Cette fois, apports solaires et apports internes sont minutieusement évalués… mais le calcul est fort lourd…

Une simulation limitée à un local de bureaux « type »

Afin de pouvoir apprécier l’évolution des besoins nets en fonction des paramètres choisis, nous proposons ici d’approcher la demande de chauffage en partant des résultats d’une simulation d’un local-type dont on peut modifier quelques paramètres.

Estimation des consommations d’un local-type de bureaux.

Les résultats sont spécifiques à ce bureau dont les déperditions vers les locaux voisins sont nulles (voir hypothèses de calcul au bas de la feuille Excel).

À noter que la simulation regroupe ici les besoins de chauffage et de ventilation hygiénique du local.

Refroidissement du bâtiment

En dehors des ratios globaux de consommation, il n’existe pas de méthode simple pour évaluer les consommations liées au refroidissement d’un bâtiment. Seule une simulation informatique détaillée de tous les apports de chaleur et de l’interaction de ceux-ci avec la structure du bâtiment le permettrait.

Cependant, nous proposons ici d’approcher cette consommation en partant des résultats d’une simulation d’un local-type dont on peut modifier quelques paramètres.

Estimation des consommations d’un local-type de bureaux

Les résultats sont spécifiques à ce bureau dont les déperditions vers les locaux voisins sont nulles (voir hypothèses de calcul au bas de la feuille Excel).

Cette valeur par m² ne peut être extrapolée que pour des locaux présentant des charges similaires. Pour les autres locaux présentant des charges très spécifiques, le bilan sera réalisé séparément. Par exemple, pour estimer la consommation d’un centre informatique, on peut multiplier la puissance électrique moyenne par la durée de fonctionnement. De même, pour une salle de réunion, on peut approcher les consommations à partir du taux d’occupation et de la puissance dégagée par occupant.

Une précision plus importante pourra être apportée en utilisant le programme « Opti-bureau » de la cellule de recherche « Architecture et Climat » qui sera prêt courant 2001.

Consommation électrique des ventilateurs

Plusieurs approches sont possibles :

> sur base de la puissance électrique installée des ventilateurs

Cons. transport_air[kWh/an] = Nbre jours/an x Nbre heures/jour x Puissance vent. [kW]

Exemple :

les ventilateurs de pulsion et d’extraction totalisent 700 [Watts] de puissance installée. Si elle tourne 200 [jours/an] à raison de 10 [heures/jour], la consommation sera estimée à 1 400 [kWh/an].

> sur base du ratio Wh/m³ transporté

en fonction de la qualité du ventilateur, des pertes de charge du réseau (de faibles diamètres entraînent des vitesses et des pertes de charge élevées), on aura :

Puiss. transportair [kW] = 0,4 … à … 1,1 [W/(m³/h)] x débit horaire [m³/h] / 1 000

Cons. transportair [kWh/an] = Puiss. transp. [kW] x Nbre jours/an x Nbre heures/jour

Exemple.

une installation de 1 000 m³/h entraîne une puissance moyenne de 0,7 x 1 000 = 700 [Watts]. Si elle tourne 2 000 heures par an, la consommation sera estimée à 1 400 [kWh/an].

> sur base des caractéristiques de conception du réseau

la consommation électrique du (des) ventilateur(s) s’estime par :

Cons. transport_air [kWh/an] = q_vx Δp x h / (η_vx 3 600 x 1 000)

où,

q_v= débit d’air transporté [m³/h]
Δp = pertes de charge (pulsion + extraction) [Pa]
h = durée de fonctionnement [h/an]
η_v= rendement total du système de transport de l’air (moyenne entre pulsion et extraction)

Exemple. pour une installation de 1 000 [m³/h] dont la perte de charge de dimensionnement est de 1 200 [Pa] et qui tourne 2 000 heures par an avec un rendement global de 0,65, la consommation est estimée à :

1 000 [m³/h] x 1 200 [Pa] x 2 000 [h/an] / (0,65 x 3 600 x 1 000) = 1 025 [kWh/an]

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la couleur des parois et des plans de travail

Coefficients de réflexion recommandés

Que ce soit en éclairage direct ou indirect, il est toujours préférable de favoriser les parois de couleur claire.

Par défaut, on choisira les coefficients suivants :

Coefficients de réflexion par défaut
Plafond	0.7
Mur	0.5
Sols	0.3

Pour connaitre les différents coefficients de réflexion en fonction du matériau ou de la couleur.

Influence de la couleur des différentes parois

Plafond

La couleur du plafond joue un rôle peu important sur l’éclairage artificiel direct. Son rôle devient primordial lorsqu’il s’agit de distribuer la lumière naturelle en profondeur dans le local. La valorisation maximum de cet éclairage naturel permet ainsi une diminution des consommations électriques.

En éclairage indirect, le plafond sert de diffuseur de la lumière. Il doit toujours avoir le coefficient de réflexion le plus élevé.

Dans tous les cas, un facteur de réflexion trop faible peut provoquer un trop grand contraste entre le plafond et les luminaires, d’où risque d’éblouissement.
Dans les bâtiments de soin, il doit de plus être mat pour éviter les taches lumineuses trop intenses qui risquent d’éblouir le patient couché.

Plafond très foncé.

Murs

La couleur des murs aura un rôle, au niveau de l’éclairement, d’autant plus important que les luminaires utilisés ont une distribution extensive.

Sol

Le plancher est rarement complètement libre et dégagé. Le mobilier représente souvent une surface importante. La couleur du sol aura donc peu d’influence sur la qualité de l’éclairage artificiel.

Couleur du plan de travail

La clarté des tables de travail constitue un élément favorable au confort visuel. La réduction du contraste entre le support papier et la table diminue les efforts d’accommodation de l’œil à chacun de ses déplacements.

De plus, il est conseillé d’utiliser des revêtements mats pour les parois du local et surtout pour les tables de travail pour limiter les luminances excessives et les risques d’éblouissement.

« Autour des baies vitrées »

Pour éviter l’éblouissement, il est souvent nécessaire de réduire la luminance des baies vitrées, excessive par rapport à celle de la tâche visuelle, en adoptant des systèmes appropriés.

Il existe plusieurs moyens pour diminuer cet éblouissement

préférer une grande fenêtre, moins éblouissante que plusieurs petites,
diminuer le contraste mur-huisserie grâce à un cadre clair,
voiler le ciel par une protection solaire ou un rideau,
diminuer le contraste mur-fenêtre en éclairant le mur contenant la fenêtre,
diminuer le contraste mur-fenêtre en augmentant la part indirecte de l’éclairage naturel (local très clair),
voiler en partie le ciel en assombrissant la fenêtre par un élément déflecteur,
voiler en partie le ciel en disposant à l’extérieur des éléments moins lumineux que le ciel (atrium, cour intérieure).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les ordinateurs

Les écrans

La taille de l’écran sera choisie pour son ergonomie. Cependant, il ne faut pas perdre de vue lors du choix que la consommation de l’écran augmente avec sa taille. Il s’agit donc de bien définir ses besoins.

Les écrans énergétiquement performants doivent répondre au label « Energy Star » mais aussi aux recommandations suédoises « NUTEK-TCO » plus sévères encore et qui imposent aussi des temps de redémarrage après mise en veille :

En activité
La puissance doit rester inférieure à une valeur donnée dans la formule suivante : Y = 23 W (si le nombre de pixels X est inférieur à 1 Méga pixel) et Y = 28X (si le nombre de pixels X est supérieur à 1 Méga pixel).
En veille
Consommation < 2 W (2006).
Après une période d’inactivité comprise entre 1 et 30 minutes.
Temps de reprise pour les tubes CRT de l’ordre de 2 à 10 secondes; pour les écrans TFT, il est quasi immédiat.
Clignotement orange/vert du témoin du moniteur.
Désactivé
Consommation < 1 W (2006); seul le processeur est encore alimenté.
Après une période d’inactivité comprise entre 1 et 30 minutes.
Temps de reprise : identique à un démarrage à froid : 15 à 25 secondes suivant la qualité des écrans (la différence entre le mode veille et le mode désactivé est dans la gestion du circuit THT (Très Haute Tension) du tube. Dans le premier mode le chauffage du tube (du canon à électron) n’est pas totalement stoppé. Dans le 2^ème cas le tube est arrêté, seules les configurations sont mémorisées. Il faut donc à nouveau préchauffer le tube).
Témoin orange du moniteur.

Exemple.

L’exemple suivant est significatif de ce que peut rapporter la mise en veille d’un écran de 21 pouces. Il représente des mesures effectuées dans un immeuble de bureaux durant une semaine de travail, pour un écran ne possédant pas de mode veille et pour un écran en possédant un.

On peut estimer à 500 kWh l’économie annuelle réalisée grâce à la mise en veille de l’écran.

Pour accéder à ces caractéristiques, il faut :

Un écran compatible,
une carte graphique compatible,
un logiciel de commande (compris d’office dans Windows 2000, XP et versions futures).

Ces éléments sont repris sous la dénomination « VESA-DPMS », qui est le standard de gestion du mode veille des écrans.

Attention ! Il ne faut pas confondre l’économiseur d’énergie
avec l’économiseur d’écran !

Il est aussi possible d’éteindre son écran lorsqu’on ne l’utilise pas pendant un moment. Remarquons que dans ce cas la puissance absorbée de l’écran est très faible mais différente de 0 W. Une solution pour supprimer cette consommation résiduelle est de déconnecter l’écran du réseau électrique en débranchant physiquement la prise.

Un label, oui, mais ….

Le label « Energy Star » ne garantit pas d’office le comportement économe d’un ordinateur.

En effet, son application implique une configuration de la machine via le menu de Windows, configuration qui est souvent négligée par l’utilisateur, ou carrément mise hors service.

Dans ce cas, une machine possédant un label « Energy Star » ne consommera pas moins qu’un matériel équivalent sans label.

Activer la mise en veille de l’écran dans Windows 2000 ou XP

Les descriptifs présentés ci-après peuvent varier en fonction du type d’ordinateur ou de la version de Windows que l’on possède. La philosophie générale reste cependant la même.

Dans Windows 2000 ou XP (successeur de windows NT), le menu de mise en veille de l’écran est accessible via l’icône « Poste de travail », puis « Panneau de configuration », puis « Affichage », puis « Ecran de veille », puis « Gestion de l’alimentation ».

Il faut essayer plusieurs valeurs pour trouver celles qui conviennent à chaque utilisateur. Il est déconseillé d’activer un écran de veille (économiseur d’écran) lorsque l’on utilise les fonctions « Energy star » car cette fonction risque de perturber le sommeil de l’écran en le réveillant prématurément.

Influence de la mise en veille sur la durée de vie des équipements

Deux phénomènes vont influencer la durée de vie des écrans :

Plus les éléments (mécaniques, tube cathodique) sont utilisés, plus ils chauffent et plus leur durée de vie est courte. On a donc tout intérêt à mettre les écrans en veille le plus souvent possible.

La durée de vie des écrans est surtout fonction de la durée de vie de leur tube cathodique. Cette dernière dépend du nombre d’allumages. En mode « veille », le tube cathodique reste sous tension. Il n’est donc pas éteint et sa durée de vie n’en est pas affectée. Par contre, en mode « désactivé », le tube cathodique est déconnecté, ce qui correspond à un cycle d’allumage.
Cependant, ce point a surtout été soulevé suite aux conditions anciennes de fabrication des filaments du tube cathodique dont la relative fragilité en a longtemps fait un point faible.

En outre, les contacts établis avec les constructeurs démontrèrent que, suite à l’évolution technologique des équipements, y compris dans le cas des moniteurs, on constate un accroissement très important et continu du MTBF (« Mean Time Between Failure »). Et à l’heure actuelle, la durée de vie réellement « utile » est largement inférieure au MTBF.
On peut donc conclure qu’il n’y a pas d’influence négative de la mise en veille sur la durée de vie « utile ».
On peut recommander les temps d’attente suivant :

Mise en veille : entre 2 et 5 minutes.
Désactivation : entre 30 minutes et 1 heure.

Les écrans à cristaux liquides

La consommation et la taille des écrans est principalement due à la technologie du tube cathodique. Les ordinateurs portables sont, quant à eux, équipés d’écran à cristaux liquides. Ceux-ci sont caractérisés par un encombrement minimum (épaisseur de l’ordre de 1 cm) et une consommation minime. A moyen terme (certains inconvénients étant corrigés : prix élevé, …), ce type d’écran devrait équiper tous les PC’s, diminuant ainsi drastiquement leur consommation.

La comparaison entre un écran CRT et un écran TFT est sans équivoque.

(LCD : Liquid Cristal Device (cristaux liquides); CRT : Cathode Ray Tube (tube cathodique)).

Ces dernières années l’écran à cristaux liquides est devenu de plus en plus compétitif. La vision latérale est maintenant excellente. Différentes tailles d’écran sont disponibles. Le prix reste élevé (de l’ordre du double du prix d’un CRT en 2005). Les bénéfices conjugués en termes d’ergonomie, de confort, de diminution de consommations, de diminution des rejets thermiques en mode « use » le rende particulièrement attractif.

En terme de prix, pour un écran 17″ par exemple, on avoisine :

Les 100 € en moyenne pour un écran CRT (Cathodic Ray Tub).
Les 260 € en moyenne pour un écran LCD (Liquid Crystal Display).

Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des écrans, cliquez ici !

Les « micro » ordinateurs classiques proprement dits

Mode « veille » (Standby)

La mise en veille des ordinateurs est plus délicate.
Il faut veiller à ce que la trilogie ci-dessous soit certifiée ACPI (Advanced Configuration and Power Management), et donc, entre autres, compatible avec une gestion des consommations des ordinateurs.

Bios (set-up) qui apporte la possibilité de mise en veille.

Système d’exploitation (Windows, …) qui arbitre les besoins entre les applications et les économies d’énergie : il doit veiller aux appels du Bios pour une modification d’état, mais aussi vérifier que toute action d’économie d’énergie ne perturbe pas les programmes en cours.

Applications (logiciels et pilotes de périphérique) qui fournissent les informations pertinentes concernant leurs besoins et les activités en cours.

Ce standard de gestion énergétique est supporté par Windows (2000, XP, …). Celui-ci intègre la gestion du hardware, des applications et des périphériques tels que lecteurs CD-roms, cartes réseau, disques durs, imprimantes, modem, … Inversement, une action sur certains de ces périphériques (carte réseaux, modem et aussi clavier) peut activer automatiquement les PC’s.
Il existe plusieurs niveaux de mise en veille de l’ordinateur correspondant à plusieurs consommations « résiduelles ». En mode « veille prolongée » (consommation « résiduelle » la plus faible), l’ensemble d’un PC ne consomme plus que quelques W.

Le temps de réactivation est instantané. Le retour au fonctionnement normal dépend des caractéristiques propres du disque dur. Cela peut aller de 3 à 10 secondes (sauf pour le mode « veille prolongée »). Pendant le temps de relance complète du disque, il est généralement possible de continuer à taper du texte.

Néanmoins, la mise en veille peut ralentir et perturber le bon déroulement de certaines opérations (Back up, grosses impressions, …). L’utilisateur doit penser à désactiver la mise en veille lorsque ces opérations sont exécutées mais qu’il n’y a personne à l’ordinateur (pas d’utilsation de souris, clavier, etc.)

Il semble également que la compatibilité software-hardware ne soit pas encore tout à fait parfaite.

Ceci étant nous suggérons cependant de procéder à l’activation du mode « ENERGY STAR » (ou de vérifier que ce mode y est effectivement activé) de tout micro-ordinateur ou périphérique ainsi que des équipements partagés (copieur, imprimante, télécopieur,. ) et, en cas de nouvel achat, d’insister auprès des vendeurs pour qu’ils vous en fassent la démonstration.

En outre, il convient d’être prudent en ce qui concerne les UC ou stations en réseau dès lors qu’elles font appel à des ressources partagées (serveur, disque dur partagé, …) et de n’agir qu’en conformité avec les exigences de l’Ingénieur Système.

Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des ordinateurs, cliquez ici !

Activer la mise en veille de l’ordinateur

Dans windows 2000, la mise en veille des unités centrales est accessible de la même façon que celle des écrans.

Le mode « mise en veille prolongée » est accessible à partir du menu « propriétés d’option d’alimentation ».

Les nouveaux processeurs

Les processeurs étant de plus en plus puissants et rapides, il en va de même de leur consommation. La fréquence est telle qu’il devient difficile de dissiper la chaleur; ce qui amènera les fabricants à adopter la technologie « double-cœurs » (dual-core) qui va permettre, sans augmenter la puissance mais avec des processeurs distincts, d’améliorer sensiblement les performances des ordinateurs.

Et les portables

Les ordinateurs portables sont de plus en plus utilisés dans les institutions, leur prix ayant fortement diminué ces dernières années. Bien que toujours moins puissants à prix égal que les pc « classiques », ils constituent néanmoins une bonne alternative pour un travail de bureau traditionnel. (Ils ne sont en effet pas aussi confortables à utiliser pour des travaux spécifiques de type graphiques que les pc traditionnels, ceci étant dû à leur petits écrans LCD (15’’ à 17’’)). Un autre intérêt est la possibilité de déplacement offerte aux utilisateurs de portables, et ce grâce aux réseaux internes d’entreprise sans-fil (Wireless-Lan), de plus en plus utilisés à l’heure actuelle.

Leur consommation est également nettement inférieure, comme le montre l’exemple ci-après avec un pc récent économe en énergie (Intel Centrino) :

État du portable	Puissance [W]
Éteint	5,7
En veille	5,7
En marche	23

En mode « éteint »

Il est intéressant de constater la puissance dissipée de 5,7W du portable complètement éteint. Celle-ci est dissipée par le transformateur attaché au portable (1.2W), mais surtout par la batterie, même complètement chargée ! (4.5 W). D’où l’intérêt de complètement débrancher la prise du mur lorsqu’on n’utilise plus le portable.

Faut-il laisser la batterie dans le portable si on utilise le secteur ?

En effet, cela permettrait de gagner + 5 W. De plus, cela ne comporte aucun risque quand à l’usure éventuelle de la batterie. En effet, les batteries modernes (Li-Ion), doivent toujours garder 5 % d’énergie pour garder une bonne durée de vie. Il suffit donc de les enlever partiellement chargées lorsqu’on ne les utilise pas, de les stocker et de les recharger environ une fois par mois si on ne les a plus utilisés pendant cette période (car elles se déchargent alors automatiquement).

Rajoutons que ces batteries ne subissent pas le célèbre « effet mémoire » qu’on trouvait sur les anciennes batteries Ni-Cd, et qu’elles ont une durée de vie de + 3 ans dans des conditions normales d’utilisation.

En mode « marche »

Les valeurs de la puissance dissipée varient lorsque le portable est utilisé avec une ou plusieurs applications basiques du type traitement de texte (bureautiques) à la puissance maximale consommée lors de l’exécution d’une application très gourmande en ressources (logiciel de compression de fichiers + lecture DVD). Rajoutons qu’un « micro » ordinateur est utilisé à 99 % du temps pour des applications peu gourmandes en énergie.

Ci-dessous un graphe montrant les répartitions de consommation au sein d’un pc portable moderne. On remarque que la partie la plus gourmande en énergie est l’unité centrale (processeur+chipset) sur la carte mère, suivie de l’écran.

Avoir beaucoup de mémoire RAM (min.512 MB) permet de limiter les accès disques et donc de limiter la consommation électrique. (l’utilisation de la RAM consomme près de 10 fois moins que des accès au disque dur).

Les portables bénéficient de la plus grande attention au niveau énergétique de la part des constructeurs, et cela de par le fait qu’ils essaient de donner la plus grande autonomie à ces machines. Les batteries toujours plus efficaces, et surtout les composants informatiques économes en énergie (les futurs processeurs tourneront à du 1V contre 3.3V actuellement,…).

Pour en savoir plus sur les classes énergétiques des lampes

Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des portables, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à caloduc

Principe

Le caloduc est un superconducteur de chaleur fonctionnant en cycle fermé selon le principe évaporation – condensation, avec retour de liquide soit par gravité, soit par capillarité.

Son intérêt provient de la valeur très élevée de la chaleur latente de changement de phase comparée à la chaleur spécifique.

Il est constitué d’une enceinte hermétiquement scellée, contenant un fluide frigorigène. Le choix du fluide caloporteur dépend de la température de travail prévue.

Caloduc.

Le flux d’air chaud circulant dans la partie inférieure du tube cède sa chaleur au fluide liquide et le porte à ébullition. La vapeur ainsi formée monte dans la partie haute du tube où elle se trouve en contact avec l’air froid. Le gaz va se condenser sur la paroi interne du tube en cédant sa chaleur de condensation, puis va retomber naturellement par gravité dans la partie inférieure pour un nouveau cycle.

De nombreux caloducs toujours en fonctionnement travaillent avec un fluide frigorigène de la catégorie des chlorofluorocarbures (CFC) actuellement interdits dans les nouveaux matériels.

La disposition verticale est caractéristique du type à gravité. Il existe également des tubes horizontaux où la circulation se fait par capillarité. Ce dernier système est alors réversible et peut donc fonctionner en été.

Ce type de récupérateur se caractérise par sa faible masse, l’absence de pièces en mouvement et un encombrement réduit. Les conduits d’air repris et d’air neuf doivent cependant être proches.

Concernant le fonctionnement, une régulation est à prévoir, de même il faut également prévoir un entretien du récupérateur.

Facteur influençant le rendement

Soit le diagramme suivant fourni par un constructeur :

Graphe de performance.

Ce diagramme est conçu en fonction d’une température entre l’air vicié et l’air neuf de 30°C mais peut cependant s’appliquer également avec une bonne fiabilité dans toute la plage comprise entre 20°C et 40°C. Le diagramme ci-dessus suppose que les débits d’air neuf et d’air vicié sont identiques.

Le rendement de récupération est donc fonction ici :

du débit d’air,
de la taille de l’échangeur.

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 50-60 %.

Avantages – Désavantages

Avantages

Faible encombrement,
peu de maintenance,
système statique (pas d’énergie d’appoint),
réversibilité pour le type horizontal à capillarité.

Désavantages

Amenée et évacuation d’air doivent être adjacentes,
régulation de température limitée,
risque de givre mais seuil assez bas,
en cas de panne, il y a risque de contamination de l’air par le fluide frigorigène,
pas réversible, donc pas de fonctionnement d’été possible pour le type gravitaire.

Régulation

Tous les types de récupérateurs nécessitent un système de régulation :

En hiver pour éviter le gel du côté de l’air extrait : si l’échange est tel que la température de l’air extrait chute sous 0°C, il faut réduire le transfert de chaleur pour éviter le givre de l’échangeur.

En mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : il faut réduire l’échange pour éviter que la température de l’air neuf devienne telle qu’elle contribue à surchauffer l’ambiance intérieure.

Pour les échangeurs verticaux, la régulation antigel s’effectue par by-pass d’une partie de l’air neuf qui est injecté directement sans passer par le récupérateur. On limite ainsi la diminution de température de l’air rejeté. C’est en fonction de l’état de l’air repris que les diagrammes des fabricants permettent de déterminer les conditions pour lesquelles on risque d’atteindre la limite de gel. Il faut en outre tenir compte de cette possibilité de by-pass pour dimensionner la batterie de préchauffe complémentaire placée sur l’air neuf.

Pour réguler les échangeurs caloducs horizontaux, on le dispose sur une balance, de légères inclinaisons de +- 5 à 10 degrés accélérant le retour des condensats (augmentation de puissance) ou le ralentissement (diminution de puissance) progressivement. On parle de régulation par basculement.

Entretien

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.

En effet, l’encrassement des surfaces d’échange a deux conséquences néfastes sur la récupération : la réduction du coefficient d’échange de chaleur et la réduction des débits d’air.

Le tableau ci-dessous donne, pour les caloducs, les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance :

Caloducs		v
1	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
2	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
	fuites externes	X
	fuites internes	X
	fuites au niveau du clapet de by-pass	X
3	Contrôle de la régulation	–
	régulation à bascule	X
	régulation du/des clapets de by-pass	X
	régulation antigel	X
4	Contrôle du fluide caloporteur	–
	contrôle du remplissage du circuit	X

Exemple

En vue de comparer les différents systèmes de récupération, nous développons ici le calcul du rendement de l’installation pour les différents systèmes de récupération présentés.

Prenons comme exemple une installation de traitement d’air d’un immeuble de bureaux, fonctionnant en tout air neuf, 10 heures/jour, 5 jours/semaine.

Les groupes de pulsion et d’extraction GP/GE sont de même débit : 21 000 m³/h – section de 1 525 x 1 525 mm, soit une vitesse d’air de 2,5 m/s.

Dans le cas d’un échangeur à caloduc, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix d’un caloduc en Cu/Al avec 8 rangs,
le fonctionnement dans les conditions extrêmes :

l’évolution dans le diagramme de l’air humide :

l’efficacité thermique instantanée :

ε_t= t₂ – t₁/ t₃– t₁= (9,6 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,61 = 61 %

L’équipement sélectionné a entraîné les températures de sortie des fluides. On en déduit que le récupérateur a donné un accroissement de température de l’air neuf de 61 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0.61 x 32° = 19,6°.

Remarque : en réalité, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (13,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,42 = 42 %

Seulement 42 % du transfert maximal (en chaleur sensible et latente) est réalisé par le récupérateur).

La puissance maximale récupérée représente :

P_{max. réc.} = 0,34 [W/(m³/h).°C] x 21 000 [m³/h] x (9,6° – (- 10°)) = 136 [kW]

0,34 [W/(m³/h).°C] = chaleur spécifique de l’air

Cette puissance pourra être déduite de la puissance de la chaudière à installer.

P_{moy. réc.}= 136 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 60 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de

E_réc= 60 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem]. x 35 [sem] / 0,8 = 130 870 [kWh]

Le facteur 0.8 correspond au rendement saisonnier de la production de chaleur pour une installation de chauffage nouvelle et dont les conduites sont isolées. On prendrait 0.7 pour une installation plus ancienne. 35 semaines correspondent à la durée de la saison de chauffe.

Suite à la présence du récupérateur (pertes de charge complémentaires), les puissances des ventilateurs sont modifiées comme suit :

Avant

Après

2,2 kW

5,2 kW

4,4 kW

6,6 kW

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Eclairage à deux composantes

Une première composante assure un éclairage général direct ou indirect de faible éclairement (environ 300 lux sur le plan de travail); une deuxième composante assure l’appoint directement sur la place de travail.

Avantages

Ce système est énergétiquement le plus intéressant : il associe un faible niveau d’éclairement général et des luminaires ponctuels, en fonction des besoins.

Inconvénients

L’inconvénient de l’éclairage ponctuel est qu’il peut générer des contrastes, des ombres marquées ainsi que des réflexions gênantes. Ceci dit, le fait de veiller à une bonne uniformité permet de limiter les effets néfastes des contrastes.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prescriptions relatives à l’éclairage dans les écoles

Principe

Il est utile de pouvoir connaître les niveaux d’éclairement recommandé suivant l’ergonomie de travail (le confort de la tâche de travail).Dans la norme NBN EN 12464-1, on établit une nomenclature dans laquelle on retrouve pour différents locaux des bâtiments du tertiaire, entre autres, les paramètres suivants :

le niveau d’éclairement moyen Em à respecter au niveau de la tâche,
la valeur limite de l’UGR,
l’uniformité d’éclairement U_o minimale pour maintenir l’éclairement recommandé,
l’indice du rendu des couleurs des lampes Ra,
et des remarques spécifiques à des cas particuliers.

Dans la nomenclature ci-dessous, on reprend les principaux types de locaux.

Écoles maternelles et garderies

Type d’intérieur, tâche ou activité	Em (lux)	UGR	Uo	Ra	Plan de travail
Salle de jeux	300	22	0,4	80	0.1 m au-dessus du sol.
Crèches	300	22	0,40	80	0.5 m au dessus du sol par défaut.
Salles de travaux manuels	300	19	0,60	80	0.5 m au dessus du sol par défaut.

Bâtiments scolaires

Type d’intérieur, tâche ou activité	Em (lux)	UGR	Uo	Ra	Remarques	Plan de référence
Salle de classe en primaire et secondaire	300	19	0,60	80	un contrôle de l’éclairage est recommandé	0.85 m du sol par défaut.
Salle de classe pour les cours du soir et enseignement aux adultes	500	19	0,60	80	un contrôle de l’éclairage est recommandé
Auditorium, salle de conférence	500	19	0,60	80	un contrôle de l’éclairage est recommandé
Tableau noir, vert et blanc	500	19	0,70	80	1. éviter les réflexes spéculaires 2. un éclairement vertical convenable est recommandé pour l’enseignant/présentateur	Le plan vertical du tableau.
Table de démonstration	500	19	0,70	80	Pour les salles de conférence 750 lux	0.85 m du sol par défaut.
Salle d’art	500	19	0,60	80	–
Salle d’art dans les écoles des beaux-Arts	750	19	0,70	80	5000 K ≤ Tcp ≤ 6500 K
Salle de dessin industriel	750	16	0,70	80	–
Salle de travaux pratiques et laboratoire	500	19	0,60	80	–
Salle de travaux manuels	500	19	0,60	80	–
Atelier d’enseignement	500	19	0,60	80	–
Salle de pratique musicale	300	19	0,60	80	–
Salle de pratique informatique	300	19	0,60	80	–
Laboratoire de langues	300	19	0,60	80	–
Atelier et salle de préparation	500	22	0,60	80	–
Hall d’entrée	200	22	0,40	80	–	0.1 m du sol.
Zones de circulation et couloirs	100	25	0,40	80	–
Escaliers	150	25	0,40	80	–
Salle commune pour étudiants et salle de réunion	200	22	0,40	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Salles des professeurs	300	19	0,60	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Bibliothèque : rayonnages	200	19	0,60	80	–	plans verticaux des rayonnages.
Bibliothèque : salle de lecture	500	19	0,60	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Réserves pour le matériel des professeurs	100	25	0,40	80	–	–
Hall de sport, gymnases et piscines	300	22	0,60	80	voir EN 12193	0.1 m du sol.
Cantine scolaire	200	22	0,40	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Cuisine	500	22	0,60	80	–	0.85 m du sol par défaut.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Types de programmateur d’intermittence

Pratiquer une intermittence du chauffage durant les périodes d’inoccupation du bâtiment conduit toujours à des économies d’énergie. Celles-ci seront plus ou moins importantes en fonction du type de bâtiment (inertie, isolation) et de la durée d’inoccupation. Elles dépendent aussi du type de programmateur utilisé. L’ordre dans lequel ces derniers sont décrits ici correspond à une gradation dans le potentiel d’économie d’énergie réalisable. Les programmateurs peuvent agir soit directement sur la chaudière dans le cas d’un circuit de distribution unique et/ou sur la régulation des circuits secondaires.

Abaissement de courbe de chauffe

Ce type de programmateur est encore extrêmement répandu dans nos chaufferies.

Il est appliqué sur bon nombre de régulateurs travaillant sur base d’une sonde extérieure. Dans ces derniers, la température de l’eau de chauffage est régulée en fonction de la température via une courbe de chauffe.

Le ralenti de chauffage consiste alors en un changement de courbe de chauffe programmé (souvent en fonction d’une horloge hebdomadaire) pour les périodes d’inoccupation.

Les régulateurs proposent généralement un déplacement parallèle de la courbe de chauffe pour le ralenti via :

un potentiomètre gradué en température d’eau. Pour des corps de chauffe dimensionnés pour un régime d’eau 90/70°, on considère souvent qu’une variation de température d’eau de 4 .. 5°C entraîne une variation de température ambiante de 1°C,
un potentiomètre gradué en température ambiante. Cette grandeur est indicative puisqu’aucune sonde intérieure ne permet de vérifier la température ambiante qui sera atteinte durant le ralenti,
un potentiomètre gradué de 0 à 10,
un boîtier de dialogue (appareils digitaux).

Potentiomètres basés sur la température ambiante ou sur la température d’eau.

En fonction du type de régulateur, le déplacement de ralenti proposé correspond,

soit à une translation par rapport à la courbe réelle de jour qui a été définie,
soit à une translation par rapport à la courbe de base du régulateur qui correspond au point pivot préréglé du régulateur.

Abaissement de la courbe de chauffe par rapport à la courbe de base du régulateur ou par rapport à la courbe de chauffe réelle de jour

Il est donc important de vérifier dans le mode d’emploi du régulateur le type de réglage qui est pratiqué.

Avec un tel mode de régulation, on parle de ralenti et non de coupure nocturne car, en période d’inoccupation, on continue toujours à fournir de la chaleur au bâtiment, moins qu’en période d’occupation, mais en quantité suffisante pour ne pas permettre un abaissement rapide de la température intérieure.

La relance du chauffage se fait :

Soit avec la température d’eau définie par la courbe de chauffe de jour. Dans ce cas, la puissance maximale n’est pas appliquée, ce qui rallonge la période de remise en température du bâtiment.
Soit avec une température dite « de régime accéléré », ce qui diminue le temps de relance.

Notons que, pour protéger de la condensation les chaudières dont la température d’eau ne peut descendre en dessous d’une certaine valeur, des régulateurs permettent une limitation basse de la température de départ de l’eau (par exemple 50°C). Si c’est la cas et si le réglage de la température d’eau s’effectue directement au niveau de la chaudière, il n’y aura quasi plus de ralenti de nuit lorsque la température extérieure dépasse un certain seuil.

Courbe de chauffe appliquée à une chaudière « basse température » ne pouvant descendre en-dessous de 50°C. Le ralenti nocturne est réalisé par un abaissement de la température d’eau de la chaudière de 20°C. À partir d’une température extérieure d’environ 0°C, l’intensité du ralenti diminue. Le ralenti disparaît lorsque la température extérieure dépasse 7°C.

Coupure et relance à heures fixes

Ce type de programmateur assure à heures fixes (en fonction d’une horloge quotidienne, hebdomadaire ou annuelle) :

le fonctionnement normal du chauffage en période d’occupation, régulé par exemple en fonction de la température extérieure,
l’arrêt complet du chauffage (arrêt des chaudières, fermeture des vannes mélangeuses, arrêt des circulateurs, …) en fin de période d’occupation,
la relance du chauffage à allure réduite pendant la période d’inoccupation si la température intérieure, mesurée par une sonde d’ambiance, descend en dessous d’une valeur limite (par exemple 16° en semaine et 14° le week-end),
la relance du chauffage, à pleine puissance.

Ce type de programmation permet l’arrêt complet du chauffage et la remise rapide en température du bâtiment. Un inconvénient subsiste : la coupure et la relance s’effectuent à heures fixes. Or le temps d’abaissement et de remontée de la température intérieure varie en fonction de la température extérieure, en fonction de la température atteinte pendant la coupure, en fonction de la chaleur emmagasinée dans le bâtiment durant l’occupation, …

Optimiseurs

Par rapport aux programmateurs assurant une coupure et une relance à heures fixes, les optimiseurs font varier le moment de ces dernières en fonction de différents paramètres.

Sur base de la température extérieure

Le moment de la coupure et de la relance varie en fonction de la température extérieure. Lorsqu’il fait plus chaud, le refroidissement du bâtiment est plus lent. L’heure de coupure est donc avancée automatiquement. De même, la température intérieure atteinte durant l’inoccupation et l’énergie nécessaire à la relance est plus faible. L’heure de la relance est donc retardée.

Ce type d’optimiseur ne mesurant pas la température intérieure présente une certaine imprécision en ce qui concerne le moment précis où la température intérieure d’occupation sera atteinte.

Sur base de la température extérieure et intérieure

L’adjonction de la température intérieure atteinte durant l’inoccupation comme paramètre de décision pour enclencher la relance permet une plus grande précision dans la définition de l’heure de relance. Cela limite les risques d’inconfort et optimalise le temps de coupure et donc l’énergie économisée.

La paramétrisation de ce type de programmateur reste délicate, en effet, il faut procéder par essais – erreurs, puisque plusieurs paramètres importants restent inconnus de l’utilisateur : l’inertie thermique du bâtiment, le degré de surpuissance du chauffage, ….

Autoadaptation

On parle d' »optimiseurs autoadaptatifs ».

Le programmateur adapte automatiquement ses paramètres de réglage au jour le jour, en fonction des résultats qu’il a obtenu les jours précédents. Par rapport à l’optimiseur décrit ci-avant et bien réglé, l’optimiseur autoadaptatif n’apportera pas d’économie d’énergie complémentaire. Son rôle est de faciliter (l’utilisateur ne doit plus intervenir) et donc d’optimaliser le réglage.

Exemple.

Lors de la relance matinale, le but définit à l’optimiseur est d’atteindre la température de 20°C au moment de l’occupation du bâtiment.

Le premier jour, comme l’optimiseur ne connaît pas le bâtiment, ni la surpuissance de l’installation, il démarrera l’installation uniquement en se basant sur la température extérieure et la température intérieure.

Dès lors, il est plus que probable que la température de consigne diurne soit atteinte trop tôt.

Le lendemain, l’optimiseur décalera automatiquement le moment de la relance. Ainsi de suite, jusqu’à ce qu’il trouve seul le bon réglage.

On peut considérer qu’il faut 4 jours à un optimiseur autoadaptatif pour définir correctement la loi qui relie la température extérieure, la température intérieure et le moment de la relance.

L’optimiseur fera le même exercice pour anticiper le moment de la coupure, tout en garantissant le confort des occupants.

Comparaison de l’économie réalisée en fonction du type de programmateur

La consommation d’une installation de chauffage est proportionnelle à la différence de température entre l’intérieur et l’extérieur. Plus cette différence diminue, moins on consommera.

Graphiquement, on peut représenter la consommation de chauffage comme suit :

Image de la consommation de chauffage sans intermittence et avec intermittence.

On voit donc que plus la température intérieure chute et plus le temps pendant lequel cette température est basse est important, plus l’économie d’énergie réalisée grâce à l’intermittence est importante.

Comparons l’évolution de la température intérieure (donc l’évolution de l’économie d’énergie) en fonction du programmateur choisi (cas de la mi-saison) :

Abaissement de la température de l’eau.
La réduction de température intérieure est lente, de même que la relance.

Coupure complète et relance à heures fixes.
Le moment où la température de consigne d’occupation est atteinte dépend de la saison.

Optimiseur.
Les moments de la coupure et de la relance sont adaptés soit automatiquement, soit par réglage de l’utilisateur. La précision du réglage et la différence d’économie entre les 3 types d’optimiseurs dépendent de ce dernier.

Comparaison qualitative entre les types de programmateur.

Dérogation

Il est souvent nécessaire dans le cas d’immeubles tertiaires de prévoir une possibilité de dérogation sur le fonctionnement de ralenti.

Un exemple de dérogation particulièrement intéressant est la possibilité de relancer l’installation pour une durée limitée (par exemple, 2 heures). Après cette période l’installation repasse en mode automatique, évitant ainsi tout oubli. Si l’occupant est encore présent, il peut remettre l’installation en dérogation et obtiendra de nouveau 2 heures de chauffage.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Lampes incandescentes

Comment fonctionne une lampe incandescente ?

Le courant électrique passe dans le filament en tungstène et le porte à une température élevée par effet Joule. Le filament devient incandescent : il émet de la lumière ainsi que de la chaleur. Des atomes de tungstène sont éjectés du filament par sublimation et sont déposés au niveau de la surface interne de l’ampoule en verre plus froide. Il s’ensuit un noircissement de l’ampoule après un temps d’utilisation relativement court.
Une des parades au noircissement est l’augmentation de la surface des ampoules à incandescence. Raison pour laquelle ce type d’ampoule est de taille importante par rapport aux lampes halogènes par exemple.
Le flux lumineux des lampes à incandescence peut être diminué ou augmenté par variation de la tension (« dimming« ). Cette modulation se fera cependant avec une diminution de la température de couleur et du rendement lumineux.

Itinéraire d’une fin programmée

Depuis septembre 2009, l’utilisation de la lampe à incandescence est en chute libre ! En effet, par rapport à d’autres types de lampe, la lampe à incandescence est très énergivore. Pour cette raison, elle a été retirée progressivement du marché.

Type		Puissance	2009	2010	2011	2012	2013	2014	2016
Incandescente	Claire	15 W	Classe E*	Classe E*	Classe E*	Classe C*	Second niveau d’exigences de fonctionnalité	Réexamen	Classe B
		25 W	Classe E*	Classe E*	Classe E*	Classe C*			Classe B
		40 W	Classe E*	Classe E*	Classe E*	Classe C*			Classe B
		60 W	Classe E*	Classe E*	Classe C*	Classe C*			Classe B
		75 W	Classe E*	Classe C*	Classe C*	Classe C*			Classe B
		100 W	Classe C*	Classe C*	Classe C*	Classe C*			Classe B
	Non – claire		Classe A	Classe A	Classe A	Classe A			Classe A
	Disponibilité		* Classe E pour les culots 514, 515, 519 (linolites)
	Indisponibilité		* Classe E pour les culots 514, 515, 519 (linolites)

Réglementation

Données	Pour connaitre les caractéristiques des lampes à incandescence
Données	Pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Quand les élèves s’y mettent!

Des projets d’économie d’énergie pris en charge par les élèves… ça marche !

Voici quelques exemples de projets suivis par l’équipe « COREN » dans le cadre du programme d’éducation à l’environnement « Écoles pour demain ».

Le programme « écoles pour demain »

Concrètement, lorsque l’école adhère à ce programme, une classe de l’enseignement secondaire supérieur est sélectionnée.

Coren réalise avec les élèves un éco-bilan de l’école : déchets, eau, transport, énergie, …

Des projets d’amélioration sont proposés par les élèves, puis réalisés par eux tout au long de l’année.

Nous avons repris ci-dessous quelques projets « énergie »

Institut d’Enseignement Secondaire Paramédical Provincial à Mons

Le projet

En collaboration avec le service technique de l’école, les élèves, très motivés, ont mesuré la luminosité dans les classes et les corridors. Ils ont supprimé les points lumineux inutiles, ceci pour adapter l’éclairage aux besoins réels dans chaque local.

Les résultats concrets

mise en évidence de niveaux d’éclairage inappropriés dans les classes,
étude plus approfondie réalisée par un bureau technique,
rénovation progressive des luminaires permettant d’améliorer le confort visuel et de réaliser de substantielles économies d’énergie (10 400 € sur une année scolaire).

Ce qu’ils en disent

« Les éco-gestionnaires de par leurs actions, les informations dans les classes, leur participation aux portes ouvertes de l’école deviennent peu à peu indispensables à la vie de la communauté scolaire toute entière… ».
Coren

Coordonnées de contact

IESPP
Bld. Kennedy, 2a
7000 MONS
tel : 065 32 89 00

Direction : Mme Dupont-Lecomte ; Éco-gestionnaire : Mme Ruelle ; Groupes éco-gestion dans les classes de 4ème, 5ème et 6ème; Lauréat prix « EPO ».

Institut St Joseph à Visé

Le projet

Diminuer la consommation électrique de l’école, objectif atteint en utilisant ses propres ressources : la section électricité de l’école.

Après audit, l’équipe « économie d’énergie » décide d’améliorer les installations électriques dans quelques classes. Quand les élèves s’y mettent, les idées lumineuses foisonnent…

Les résultats concrets

réalisation d’affiches et de pictogrammes placés dans les classes pour rappeler aux élèves d’éteindre les lumières quand ils quittent les classes,
réalisation de schémas des installations existantes,
réalisation de schémas de nouvelles installations plus rationnelles : placement d’un interrupteur par classe et d’une lampe rouge extérieure avertissant que la lumière n’est pas éteinte,
mise en œuvre et évaluation des modifications.

Ce qu’ils en disent

« C’était chouette de tout réaliser nous-mêmes… ».

Coordonnées de contact

Institut St Joseph, implantation de l’Institut du Sacré – Cœur
Rue de la Trairie, 27
4600 Visé
Tel : 041 79 24 05
Fax : 041 79 67 66

Direction : Mr. Brandt; Éco-gestionnaires : Mr. Fiume – Mme Surlemont ; Classe de 6ème ; Lauréat prix « EPO ».

Institut Communal Enseignement Technique à Bastogne

Le projet

Sur base des connaissances acquises dans le cadre de leur enseignement technique, les élèves ont étudié et repensé une partie de l’installation électrique de l’école. Ils ont également analysé de près la facture électrique !

Il leur a fallu convaincre l’économat et le service de la Commune de Bastogne de l’intérêt de l’opération.

Les résultats concrets

installation de minuteries pour l’éclairage des vestiaires et des toilettes,
mise en place et programmation par horloge du boiler électrique alimentant les douches du vestiaire,
installation de boutons-poussoirs supplémentaires dans les couloirs,
installation de batteries de condensateurs de compensation.

Ce qu’ils en disent

« Mieux gérer le gaspillage dans l’école, améliorer les conditions de travail et la sécurité des élèves, c’est certainement la façon la plus intelligente de préparer les comportements écologiques des adultes de demain ».
Coren.

Coordonnées de contact

ICET
Rue des remparts, 57
6600 Bastogne
tel : 061 21 14 44
Direction : Mr. Flock ; Éco-gestionnaire : Mr. Lhote ; 5ème section électro-mécanique ; Label « EPO » avec mention spéciale du jury.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Sonde COV

Domaine d’application

Il s’agit d’une sonde de qualité de l’air, permettant notamment de réguler la ventilation en fonction des besoins. La mesure des Composés Organiques Volatiles (« mixed-gas sensors » ou VOC en anglais) est surtout réalisée dans les lieux fortement pollués par la présence de fumée de tabac ou d’odeurs.

La sonde présente en effet une grande sensibilité aux odeurs d’origine humaine, à la fumée de cigarette et aux émissions provenant des matériaux d’ameublement et de décoration, aux produits d’entretien ménager,… Bref, aux bonnes comme aux mauvaises odeurs! Il ne faut donc pas interpréter trop vite l’emballement du ventilateur lorsque la secrétaire rentre dans son bureau : c’est seulement la puissance de son parfum !

Elle permet une mesure simple, peu onéreuse, bien adaptée aux applications qui réclament une évaluation non sélective des polluants dans les bâtiments. Sa concurrente directe est la sonde CO₂ plus fidèle pour détecter le nombre de personnes présentes dans un local, par exemple.

Fonctionnement

La sonde COV utilise le principe de Taguchi. Elle dispose d’un semi-conducteur (le plus souvent du dioxyde d’étain), mis en température par une résistance chauffante.

La surface du semi-conducteur est recouverte d’une très fine couche d’oxydes métalliques. Il s’y produit une oxydation des gaz et vapeurs, d’autant plus prononcée que le matériau est poreux et présente une surface d’échange importante. Sa résistance électrique varie en fonction de la quantité de molécules de composés organiques en contact. Le spectre des molécules auquel cet élément est sensible est très large, cette faible sélectivité (faible mais non nulle) la rend adaptée aux émanations humaines, à la fumée de tabac et à bien d’autres composés.

Suite à la variation de la résistance électrique du semi-conducteur, une simple mesure de tension électrique permet de connaître la quantité de gaz et de vapeur en présence.

Présentation

Il existe deux modèles de sondes COV : celles qui s’installent en paroi, dans le local et celles qui prennent place dans les conduits aérauliques.

Leurs présentations et leurs encombrements sont similaires à celles des sondes de température.

Emplacement

Il est préférable de choisir une sonde à placer en conduit aéraulique et de l’installer dans le conduit de reprise d’air. Ainsi, la mesure est plus représentative de la qualité d’air moyenne du local et la sonde n’est moins soumise aux perturbations locales et à l’empoussièrement.

Il convient toutefois de prendre quelques précautions. Les sondes ne doivent pas être installées ni trop loin, ni trop près de la grille de reprise, de façon à

éviter les dépôts sur la partie sensible de la sonde,
ne pas augmenter par trop le temps de réponse,
éviter les risques de condensation de vapeur d’eau sur la sonde,
garder un accès aisé.

Dans le cas où la sonde est placée dans le local, on sera attentif à

les éloigner des portes et fenêtres (pour éviter l’influence de l’air extérieur),
éviter les coins (mauvaise circulation de l’air).

Output

Ces sondes délivrent un signal analogique standard de type 0 – 10 V, proportionnel à la présence de composés organiques volatiles. Leur réponse est quelquefois exprimée en 0 – 100 % de qualité d’air.

Fiabilité

Des études ont montré une perte de sensibilité du semi-conducteur lors de son vieillissement. Par ailleurs, il semblerait que les conditions de température et d’humidité ambiante aient une influence sur la réponse.

Mise sue le marché au début des années 80, ces sondes ont connus des problèmes de jeunesses mais leur fiabilité s’est accrue depuis lors.

Les durées de remise en régime de ces sondes, d’une quinzaine de minutes au maximum, sont suffisantes pour recouvrer une réponse correcte et stable après interruption de l’alimentation électrique même de longue durée (plus d’une dizaine d’heures), contrairement aux indications des notices techniques.

Coût

Le prix moyen d’une sonde de COV est de 225 €.

Maintenance

Les mesures de composés organiques volatiles à semi-conducteurs requièrent un étalonnage fréquent bien qu’il ne soit pas toujours spécifié par les constructeurs. Une périodicité de 6 mois au plus est conseillée.

Le choix du mélange de référence est ouvert.

Le ré-étalonnage nécessite de prendre des précautions quant au choix du mélange de référence. Quelques notices techniques de fournisseurs préconisent de réaliser un étalonnage pour une concentration de méthane de 1 000 ppm. Il semble que l’acétone puisse être utilisée pour simuler les odeurs corporelles et le monoxyde de carbone pour la fumée de tabac.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Auditer rapidement une installation de chauffage

Production de chaleur

Repérer le problème

Projet à étudier

Rentabilité

Le rendement de combustion est-il supérieur :

– à 88 % s’il s’agit d’une ancienne chaudière ?

– à 91 % s’il s’agit d’une nouvelle chaudière ?

– à 98 % s’il s’agit d’une chaudière à condensation ?

Si non, analyse de l’attestation d’entretien :

1. le pourcentage de CO₂ des fumées est-il inférieur à 12% en fuel ou 10% en gaz ?

2. existe-t-il un régulateur de tirage sur la cheminée et est-il correctement réglé ? (Une dépression dans la cheminée > 20 Pa est un indice de tirage trop important).

3. la chaudière est-elle « propre » (pas encrassée) ? (température fumée < 200°C, entretien régulier)

4. la chaudière est-elle exempte de traces d’inétanchéité à l’air ? (fumées noires, rouille le long de la jaquette, vision de la flamme à travers la jaquette)

5. la puissance du brûleur est-elle inférieure à celle de la chaudière ?
(Calculer les puissances à partir de l’attestation d’entretien. Indice d’un brûleur trop puissant : la flamme tape trop fort au fond.
Remarque : la question ne se pose pas pour les chaudières atmosphériques).

6. la ventilation de la chaufferie est-elle suffisante ?

7. la chaudière et le brûleur ont-ils moins de 25 ans ?

La performance doit être améliorée.

Si le rendement reste inférieur à 88% après avoir effectué les améliorations possibles (régler le brûleur, colmater et nettoyer la chaudière, réguler le tirage, diminuer la puissance du brûleur), remplacer le brûleur et/ou la chaudière.

+ + +

Remplacer la chaudière et le brûleur : gain jusqu’à 15 % de la consommation totale.

Remplacer le brûleur : gain de 3 à 10 %.

Placer un régulateur de tirage : de 1 à 3 %.

Diminuer la puissance du brûleur existant (mettre un gicleur de plus petit calibre) : de 1 à 2 %.

La chaudière est-elle une ancienne chaudière gaz atmosphérique ?

Remplacer la chaudière par une chaudière munie d’un brûleur à air pulsé ou d’un ventilateur d’extraction sur les fumées.

+ + +

Investissement rentabilisé en 5 ans si maintien de la chaudière en température.

L’isolant de la chaudière est-il détérioré, voire absent ?

Le corps de la chaudière est-il bien isolé ? entièrement et supérieur à 3 cm ?

La jaquette est-elle froide au contact de la main ? inférieure à 35 °C ?

Réisoler la jaquette.

Remplacer la chaudière.

+ +

Remplacer la chaudière et le brûleur : jusqu’à 15 % de la consommation totale.

Le brûleur est-il à deux allures et ces allures sont-elles bien régulées en cascade ? (ex : consigne d’aquastat de 1^èreallure > consigne d’aquastat de 2^ème allure + 10°C)

Modifier la régulation de l’enclenchement des étages du brûleur.

+ + +

Gain : 2..3 % de rendement.

L’aspiration d’air du brûleur est-elle fermée à l’arrêt ?

Corriger le raccordement électrique du brûleur.

Débloquer le clapet pour qu’il se ferme.

Remplacer le brûleur.

+ + +

Gain : 2 .. 3 % de rendement.

Chaudière surdimensionnée ?

La puissance du brûleur est-elle inférieur à celle de la chaudière ?

Le brûleur est-il trop puissant ? la flamme tape au fond du foyer ?

Rapport consommation [kWh] / puissance [kW] < 1000 h (bâtiment bien isolé) … 1 500 h (bâtiment ancien) ?

Les cycles de fonctionnement du brûleur sont-ils longs ? (sup à 4 min. en hiver) ?

Diminuer la puissance du brûleur (modifier le gicleur en restant dans les limites admises).

Diminuer la puissance chaudière lors du remplacement de la chaudière et/ou du brûleur.

+ + +

Investissement plus faible lors du remplacement.

Si chaudière à condensation, la température de l’eau de retour est-elle < 50°C ?

Améliorer le réseau hydraulique pour valoriser la chaudière à condensation.

Diminuer la vitesse de circulation, éviter les soupapes différentielles, placer des circulateurs à vitesse variable.

Adapter la régulation de la production d’eau chaude sanitaire combinée.

+ +

… 6…% de la consommation de chauffage.

Si l’installation est composée de plusieurs chaudières :

– Sont-elles régulées en cascade ?

– Sont-elles équipées de vannes d’isolement motorisées ? ou d’un circulateur propre avec un clapet anti-retour ?

– le maintien en température de toutes les chaudières est-il évité ?

Réguler les chaudières en cascade

+ +

S’il existe des besoins de chaleur et d’électricité continus et simultanés, sont-ils valorisés par une installation de cogénération ?

Évaluer la faisabilité d’un projet de cogénération

+ +

Distribution de chaleur

Repérer le problème

Projet à étudier

Rentabilité

Les conduites et les vannes traversant les locaux non chauffés en permanence (chaufferie, gaines techniques, faux-plafonds, …) sont-elles isolées ?

Isoler les conduites (ainsi que les vannes) dans les locaux non chauffés en permanence (gaines techniques, faux-plafonds, …).

+ + +

TR = moins d’un an

Gain = 90 % des pertes de la conduite.

La vitesse des circulateurs est-elle trop élevée ?

Par grand froid (T° < 0°C), la différence de température entre le départ et le retour des circuits est-elle > 15°C?

La somme des puissances électriques des circulateurs est-elle inférieure à 2 millièmes de la puissance des chaudières ?

Réduire de vitesse les circulateurs à plusieurs vitesses.

+ + +

gain : … 40…% de la consommation électrique des circulateurs.

Si l’installation est équipée :

de radiateurs avec vannes thermostatiques,
de ventilo-convecteurs avec vannes 2 voies,
ou d’autres unités terminales à débit variable,

la pompe de circulation est-elle à vitesse variable ?

En cas de remplacement de circulateur, placer des circulateurs à vitesse variable.

gain : 40 … 50 % de la consommation du circulateur.

Les locaux en bout de circuit de chauffage sont-ils aussi bien chauffés que les autres ?

Des locaux défavorisés (difficiles à chauffer) ou présentant de problèmes d’inconfort indiquent un problème d’équilibrage du réseau.

Equiper le départ des circuits de vannes d’équilibrage et les radiateurs/ventilo-convecteurs de tés de réglage, puis équilibrer l’installation.

+ +

Amélioration du confort, l’économie dépend de la surchauffe existante pour satisfaire les occupants des locaux mal chauffés (1°C de trop…7 à 8 % de surconsommation).

Le circuit hydraulique est-il découpé par zones de besoins homogènes ? ou faut-il chauffer tout un bâtiment ou toute une zone pour quelques locaux occupés ?

(Circuits séparés en fonction de l’orientation et de l’usage des locaux : horaires d’utilisation, température de consigne, etc.. et régulation distincte par circuit).

Adapter le découpage du réseau aux besoins des locaux et placer une régulation par zone.

Dépend de l’ampleur des zones chauffées inutilement.

Certaines parties du réseau sont-elles corrodées ?

L’appoint d’eau est-il inférieur à 1 litre par kW installé par an ?

Évaluer l’état mécanique du réseau de distribution

Émission de chaleur

Repérer le problème	Projet à étudier	Rentabilité
Les allèges sont-elles isolées ? Les allèges sont-elles vitrées ?	Coller un isolant avec couverture réfléchissante au dos du radiateur	+ + + TR = de 1 à 3 ans
La surface inférieure des planchers chauffant est-elle isolée ?	Placer un isolant sous les planchers chauffant	+ + + TR = de 1 à 3 ans
Les radiateurs sont dégagés et libres d’obstacles ? Les occupants évitent-ils d’encombrer les équipements ?	Libérer les radiateurs des entraves au bon passage et à la bonne diffusion de la chaleur	+ + Effet immédiat!
La température de surface du radiateur est-elle homogène ? est-il chaud en bas et froid en haut ?	Purger l’air présent	+ +
La température de surface du radiateur est-elle homogène ? est-il froid en bas et chaud en haut ?	Augmenter le débit d’alimentation	+ +

Régulation

Repérer le problème	Projet à étudier	Rentabilité
La régulation du chauffage a-t-elle un programme de jour et un programme de nuit ?	Arrêter l’installation de chauffage la nuit et le week-end, avec un contrôle de température par thermostat d’ambiance.	+ + + Gain de 5 à 30 %, suivant la situation de départ.
Le nombre de jours programmables des horloges correspond-il au mode d’occupation des locaux ? (Peut-on faire une programmation différente un jour de semaine et le week-end, peut-on programmer à l’avance les journées de congé, …?).	Remplacer l’horloge afin de pouvoir programmer le fonctionnement de l’installation conformément à l’utilisation du bâtiment.	+ + + Gain de 5 à 15 %.
Les horaires appliqués correspondent-ils réellement à l’occupation ?	Adapter les horaires de la régulation aux horaires d’occupation réels du bâtiment	+ + +
Les circulateurs sont-ils arrêtés lorsqu’il n’y a pas de besoins de chauffage ? (En été, en coupure de nuit,etc., lorsque les vannes mélangeuses sont fermées).	Arrêter les circulateurs lorsqu’il n’y a pas de besoin de chauffage.	+ + Gain de 50 % de la consommation des circulateurs.
La température ambiante de consigne en chauffage est-elle respectée dans les différents locaux ?	Corriger le réglage des courbes de chauffe.	+ + + 1°C de trop…7 à 8 % de surconsommation.
Les radiateurs des locaux ensoleillés ou à forte occupation sont-ils équipés de vannes thermostatiques ?	Placer des vannes thermostatiques dans les locaux où il y a surchauffe.	+ + 1°C de trop…7 à 8 % de surconsommation.
De l’eau est-elle régulièrement ajoutée au réseau ? Le vase d’expansion sonne-t-il « plein » (et non « creux ») ? (Signe d’une fuite de l’installation et, à terme, d’un risque de corrosion).	Remédier à la cause de l’insuffisance d’eau, trouver l’origine de la fuite.	Évite l’ajout d’eau trop fréquent dans la chaudière, entraînant une corrosion de l’installation et une surconsommation due à l’entartrage.

Audit complet avec classement des mesures à prendre ?

L’audit d’un bâtiment existant

Pour le Responsable Énergie

Évaluer (bâtiments non climatisés)

Évaluer (bâtiments climatisés)

Pour l’auditeur (xls)

Caculs (bâtiments non climatisés)

Calculs (bâtiments climatisés)

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique de la régulation

Évaluer l'efficacité énergétique de la régulation

Pertes de régulation.

Le point de départ : le relevé de l’installation

Pour analyser la régulation d’un bâtiment, pour imaginer de nouvelles solutions et en discuter avec le gestionnaire de l’installation de chauffage voire l’installateur, il est très utile de commencer par tracer le schéma hydraulique de l’installation de chauffage. C’est un schéma simplifié reprenant les chaudières, les tuyauteries, les corps de chauffe, … sur lequel on pourra ensuite greffer les équipements de régulation. Notons que l’on parle ici de « schéma hydraulique » parce que ce sont les installations de chauffage à eau chaude qui sont actuellement les plus fréquemment rencontrées, mais le raisonnement est similaire pour les installations de chauffage à air chaud.

Idéalement, un tel schéma doit déjà exister et se trouver dans la chaufferie. L’installateur en a généralement une copie. À défaut, …il faudra le recomposer ! Ce travail est mis à jour à chaque modification de l’installation. Mieux, il est placé dans une double pochette plastique de protection, avec le carnet d’entretien de l’installation. Dans ce carnet sont notées toutes les interventions effectuées sur l’installation de chauffage, les plaintes des occupants, les modifications de réglage qui ont suivi, … Quelle mine d’informations pour un nouvel intervenant !

Pour réaliser le schéma, la tâche consiste « à suivre les tuyaux » et à dresser un plan simplifié du réseau.

Exemple : principe de régulation d’une installation existante et son schéma hydraulique. Voici typiquement le type de schéma de principe d’une installation que l’on a à sa disposition ou que l’on doit générer soi-même.

On reconnaît :

La température de l’eau (3) des circuits A, B, C est régulée par une vanne 3 voies en fonction de sondes extérieures (1) et (10).
La température du collecteur (5) est automatiquement calculée en fonction de la température du circuit secondaire le plus demandeur.
Les chaudières et leur circulateur sont commandés en cascade en fonction des besoins (6).
Un régulateur optimiseur (2) gère le ralenti nocturne du circuit A (circuit nord).
Un thermostat d’ambiance (12) permet une programmation séparée du circuit B.
Le ralenti nocturne du circuit C (circuit Sud) est géré par un régulateur optimiseur (11). Ce régulateur dispose d’une sonde solaire en complément de la température extérieure communiquée par le régulateur au Nord.
Un contact est utilisé pour la coupure de deux ventilateurs d’extraction situés dans la salle de sports située au Sud également.
Une vanne de zone deux voies (15a), commandée par un thermostat d’ambiance et par une horloge pour le circuit D (réfectoire à usage limité).
Une vanne de zone deux voies (15b) pour les circuits E et F (locaux administratifs), commandée par une simple horloge, étant entendu que la température de départ est régulée dès la sortie de chaudière. Des vannes thermostatiques sont présentes dans les locaux pour une régulation complémentaire.
À noter qu’une soupape différentielle stabilise la pression des réseaux D et E et que le circulateur est coupé si les deux vannes de zone sont fermées.
En pratique, il est plus aisé de comprendre la logique qui règne dans cet « amas de tuyaux » si l’ensemble de l’installation est décomposé en 3 niveaux :

Production de chaleur,
Distribution de chaleur : découpage du bâtiment en zones disposant d’un circuit d’alimentation distinct et distribution vers chaque zone,
Émission de chaque corps de chauffe.

On retrouve alors les 3 niveaux de régulation qui y sont associés :

Production : régulation de la chaudière (ou de la cascade de chaudières) et régulation de la température de la boucle primaire,
Distribution : régulation de la température de chaque départ,
Émission : « finition » de la régulation, par exemple via les vannes thermostatiques.

Des symboles conventionnels existent pour représenter les divers équipements. En les utilisant, on simplifie les représentations et on utilise un langage commun aux hommes de métier.

Exemple :

Voici, à titre d’exemple, le schéma d’une installation comportant 1 chaudière et 3 circuits consommateurs, un circuit de chauffage pour radiateurs en façade Nord, un circuit pour radiateurs en façade Sud (avec présence d’une sonde d’ensoleillement) et un circuit pour l’échangeur d’eau chaude sanitaire.

La campagne de mesure : un outil pour tous

Dans les grandes installations modernes, les mesures et l’historique des différents capteurs alimentant le système de régulation sont parfois disponibles. Nous ne traiterons pas ce cas ici. En effet, nous nous concentrerons uniquement sur la situation la plus courante, situation où l’installation est éventuellement équipée de capteurs, mais dont l’historique de mesure n’est disponible par l’utilisateur.

Les deux premières photographies montrent des capteurs qui mesurent la température de départ de deux circuits de chauffage. Pour information, ces capteurs sont connectés à la régulation électronique de l’installation (voir dernière photo) qui maintient cette température de départ à un certain niveau. Nous supposons ci-dessous que l’historique de ces capteurs intégrés à la régulation n’est pas disponible par l’utilisateur.

Sur base du schéma de principe de l’installation, il est opportun de placer plusieurs sondes de température pour vérifier le comportement de cette installation, pour réaliser son diagnostic. Il s’agit essentiellement de mesurer :

La température de départ et de retour de certains circuits de chauffage en mesurant la température de la surface métallique des conduites. Si la température de départ est régulée de manière climatique, la présence d’une sonde permet de vérifier si la température de départ correspond bien aux paramètres de la courbe de chauffe, voire si la courbe de chauffe est correctement fixée. La température de retour peut aussi présenter un certain intérêt. Dans le cas des chaudières à condensation, on peut vérifier que la température de retour vers la chaudière est généralement inférieure au point de rosée du gaz (~ 55 °C) ou du mazout (~ 47.5 °C). Cela permet donc de vérifier que la chaudière condense effectivement ! La pratique montre que dans beaucoup d’installations les chaudières à condensation ne condensent pas parce que la température de retour n’est pas suffisamment basse.

La température dans différentes zones thermiques au moyen de sondes de température ambiante. On peut détecter la présence d’une température trop basse, synonyme d’inconfort, ou une température trop élevée par rapport à la consigne, synonyme de surconsommation voire d’inconfort. En outre, on peut vérifier si l’intermittence du chauffage correspond bien à l’horaire d’occupation du bâtiment.

La mesure de la température extérieure toujours au moyen d’une sonde de température ambiante. Néanmoins, il faudra être vigilant et la placer à l’ombre pour que la mesure ne soit pas faussée par le rayonnement du soleil.

La première et la deuxième figure montrent une sonde « temporaire » de mesure de la température de surface d’une conduite placée par un auditeur : le capteur est maintenu contre la conduite au moyen d’une bande en velcro assurant ainsi une bonne mesure. La dernière figure montre un type de sonde de température ambiante voire de température extérieure. Comme on le voit, ces capteurs ne sont pas équipés d’alimentation électrique, mais de piles si bien qu’avec leur taille réduite, ils peuvent être facilement placés au sein de l’installation de chauffage.

À l’heure actuelle, le prix des sondes mesurant la température est devenu très abordable. Au regard des économies d’énergie qu’une optimisation de la régulation peut engendrer, l’investissement dans ces appareils de mesure est souvent négligeable. En outre, les sondes sont fournies avec un logiciel qui permet de traiter très facilement les données. Il permet d’extraire les données de la sonde et de l’importer vers un ordinateur ainsi que de visualiser très facilement ces données pour effectuer son diagnostic. La paramétrisation des sondes est souvent très simple et très intuitive. Les sondes possèdent une mémoire d’enregistrement assez importante pour permettre de collecter plusieurs semaines voire plusieurs mois de mesures (suivante le laps de temps entre chaque mesure de température réalisée). Il n’est pas nécessaire de « veiller » en permanence sur l’installation de mesure pendant la campagne. Par conséquent, la campagne de mesure n’est pas onéreuse et n’est pas une question des spécialistes !

Reprenons l’exemple ci-dessus

Dans cette installation, on est en présence d’une chaudière dont le brûleur est régulé pour maintenir le départ à un certain niveau de température. La boucle primaire alimente deux circuits qui correspondent aux pièces de la façade Nord et Sud. La température de départ de chaque circuit est régulée en fonction de la température extérieure (régulation climatique) et d’une vanne 3 voie. Des capteurs de température sont déjà présents pour cette régulation, mais les valeurs mesurées sont non accessibles.

Dans ce cas, une manière efficace de vérifier le fonctionnement réel de cette installation est de placer des sondes de température de surface juste en aval des vannes 3 voies sur les 2 circuits de chauffage ainsi qu’une sonde de température à l’extérieur du bâtiment. En outre, si on peut placer une ou plusieurs sondes dans les pièces relatives aux circuits Nord et Sud, on aura une bonne idée du confort rencontré dans le bâtiment, de l’adéquation entre la température de départ des circuits de chauffage et le confort (ou la surchauffe) rencontré. Finalement, si la chaudière possède un mode de régulation spécifique, notamment en ce qui concerne la gestion de l’eau chaude sanitaire, on peut placer des capteurs sur le collecteur primaire afin de vérifier si la température de la chaudière évolue correctement suivant ce mode de régulation.

La chaleur fournie est-elle adéquate en intensité ?

Ou le respect de la température de consigne …

Souvent en présence d’une régulation climatique

Dans la plupart des installations de chauffage dans le secteur tertiaire, la température de l’eau distribuée dans le bâtiment est régulée en fonction de la température extérieure (c’est-à-dire par une régulation climatique) au moyen :

Ce mode de régulation est intéressant, car il permet de limiter les pertes des circuits de distribution et parfois des chaudières. En outre, il est presque indispensable pour permettre un fonctionnement correct des vannes thermostatiques. Appliqué seul, la régulier climatique est cependant rarement suffisante, d’autant plus que son réglage laisse souvent à désirer.

Pour en savoir plus sur le choix du mode de régulation.

Pour comprendre le réglage d’un régulateur avec courbe de chauffe.

Absence de régulation locale

Tout d’abord, le chauffage n’est totalement efficace que si les besoins de tous les locaux desservis avec une même température d’eau, ont des besoins identiques :

même exposition ;
mêmes apports internes ;
même surdimensionnement des émetteurs.

Dans le cas contraire, il est impossible, sans régulation locale complémentaire, même avec le réglage global le plus fin, de contenter tout le monde, d’éviter les surchauffes locales et une régulation par « ouverture des fenêtres ». Ces éléments sont source de surconsommation voire d’inconfort.

Si sur un même circuit de distribution, il existe des locaux soumis à des apports de chaleur gratuits (nombre d’occupants élevés, ensoleillement, équipement plus important, ….), pratiquement, seules des vannes thermostatiques peuvent y limiter l’émission de chaleur et permettre des économies d’énergie.

Placer des vannes thermostatiques.

Mauvais réglage de la courbe de chauffe

Bien souvent la température de l’eau envoyée dans l’installation est trop élevée. Il y a plusieurs raisons à cela :

Le réglage des courbes de chauffe est effectué de façon « standard » par le chauffagiste ou la société en charge de la régulation (à l’installation ou la maintenance), sans connaître réellement le comportement thermique du bâtiment, les caractéristiques des émetteurs et le souhait des occupants.

À chaque plainte, le responsable technique du bâtiment modifie le réglage de la courbe, le plus souvent au hasard, en redressant la courbe ou en changeant le déplacement parallèle (afin d’obtenir une température de départ plus élevée). Souvent, aucun historique des réglages successifs n’est tenu, il est donc impossible d’optimiser la température d’eau pour toute la saison de chauffe.

Ou tout simplement, la régulation est absente. Le gestionnaire du bâtiment modifie manuellement la température de la chaudière ou la position des vannes trois voies dont le moteur est inopérant en fonction des saisons.

Tracer la courbe de chauffe programmée sur le régulateur.

Histoire vraie : une installation de chauffage d’une piscine sans régulation (globale et locale).

Le gestionnaire de cette installation tourne manuellement, chaque matin, les vannes mélangeuses, en fonction de sa perception du climat (il ne dispose même pas d’un thermomètre). Pour la régulation de chaque local, les occupants ouvrent ou ferment plus ou moins leur fenêtre.

La régulation a, en fait, été déconnectée, il y a plusieurs années, suite à un litige avec le chauffagiste. Rien ne fut entrepris depuis.

Une bonne part des moteurs de vanne sont « hors service » et certaines vannes même fermées laissent passer de l’eau chaude. Ceci a pour conséquence de chauffer certaines zones même en été.

Or il faut savoir que chaque bâtiment doit avoir une courbe de chauffe unique, en fonction,

des caractéristiques des émetteurs ;
de la température intérieure souhaitée ;
des caractéristiques thermiques du bâtiment.

Cette courbe de chauffe doit être réglée une fois pour toutes et reste valable quelle que soit la saison. Elle ne doit être modifiée que si un des 3 paramètres ci-dessus est modifié, par exemple, si on remplace les anciennes menuiseries par des doubles vitrages.

Régler les courbes de chauffe.

Ordre de grandeur

Il est difficile de chiffrer l’impact énergétique de tels défauts de régulation. Celui-ci n’est cependant pas négligeable. Pour s’en convaincre, on peut retenir l’ordre de grandeur suivant :

Dans un local dont la température de consigne est de 20 °C

un degré de trop = 7 .. 8 % de surconsommation !

La chaleur fournie est-elle adéquate suivant les lieux ?

Situation fréquente : les horaires d’occupation des locaux ne correspondent pas avec le découpage du réseau hydraulique.

Certains locaux doivent être chauffés en dehors des heures d’occupation du reste du bâtiment (réunion en soirée, conciergerie, salle de sport d’une école, …) et imposent le chauffage inutile de l’ensemble.

Certains locaux ne doivent pas être chauffés en permanence durant la journée (internat dans une école, bibliothèque ouverte 1 jour par semaine, …), mais le sont, car ils ne disposent pas d’une régulation particulière.

On peut évaluer grossièrement l’impact énergétique de telles situations :

Exemple.

Considérons une école chauffée 24 h sur 24 à cause de la conciergerie qui occupe 10 % de la surface totale. Si on imagine que la coupure du chauffage dans ce type d’établissement permet une économie de 30 %, l’économie totale réalisable si on dissocie le chauffage de la conciergerie de celui de l’école peut être estimée à :

0,3 x 0,9 = 0,27 ou 27 %

Différentes solutions peuvent être envisagées, avec des coûts extrêmement variables :

modifier les circuits hydrauliques ;
placer des vannes de zones ;
placer des vannes thermostatiques programmables ;
modifier l’occupation des locaux.

Cette dernière solution est souvent oubliée. Pourtant, une réorganisation des horaires ou des lieux d’activités permet d’éviter de gros investissements. Par exemple, pourquoi ne pas essayer d’organiser la réunion hebdomadaire du club de scrabble dans l’aile du bâtiment de toute façon chauffée pour les internes ?

Redécouper la régulation des différentes zones.

La chaleur fournie est-elle adéquate dans le temps ?

Utilité de l’intermittence

On entend encore parfois la réflexion : « Cela ne sert à rien de couper le chauffage durant la nuit, la chaleur économisée est repayée en début de journée suivante pour recharger les murs ! » C’est faux !

Image de la consommation de chauffage sans intermittence et avec intermittence.

La consommation d’un bâtiment est proportionnelle à la différence de température sur l’année entre l’intérieur et l’extérieur. On voit donc que l’on ne peut faire que des économies en coupant l’installation de chauffage quand le bâtiment est inoccupé.

On a toujours intérêt à couper le chauffage la nuit. Il est vrai que la décharge des murs devra être compensée par une surconsommation en début de journée pour les remettre à température. Mais le gain énergétique provient de la diminution des déperditions nocturnes. Et donc, plus la température intérieure descendra, plus l’économie augmentera.

Au pire, la coupure n’entraînera quasi pas de diminution de la température intérieure (cas d’un bâtiment fort inerte et très isolé) et l’économie d’énergie sera quasi nulle. Mais jamais on ne consommera plus.

Pour en savoir plus sur les éléments qui influencent l’économie réalisée.

Il est difficile d’évaluer précisément l’économie que l’on réalisera en pratiquant une intermittence du chauffage.

Par exemple, si avant la pratique de l’intermittence, un bâtiment était chauffé 24h/24 et qu’avec cette pratique, ce bâtiment n’est plus chauffé que deux heures par jour, la nouvelle consommation ne sera pas de 2/24^ème, mais bien du tiers ou de la moitié de ce qu’elle était initialement. Pourquoi ? À cause de l’inertie du bâtiment …

Abaissement de la courbe de chauffe

Dans la plupart des installations de chauffage, l’intermittence de chauffage (de nuit, de week-end) s’effectue par un abaissement de la courbe de chauffe : en fonction d’une horloge, la température de l’eau circulant dans l’installation est abaissée par rapport à la température d’eau de jour.

Pratiquer de la sorte est le mode de ralenti le moins efficace (et pourtant, il est encore installé fréquemment de nos jours).

En effet, en période d’inoccupation, on continue toujours à chauffer le bâtiment, mais avec de l’eau moins chaude. La chute de température dans le bâtiment est donc nettement plus lente que si on coupait entièrement l’installation jusqu’à ce que la température intérieure d’inoccupation soit atteinte.

Comparaison qualitative entre les types de mode d’intermittence :
évolution de la température intérieure en fonction de l’horaire d’occupation 8 .. 18h.

L’économie réalisée par l’intermittence dépend évidemment du temps de coupure possible.

Exemple.

Prenons l’exemple d’une école ouverte de 8h00 à 18h00, 182 jours par an. Le temps d’inoccupation durant la saison de chauffe est de près de 70 % !

Les économies réalisables en y pratiquant l’intermittence du chauffage avec un optimiseur sont de l’ordre de (à nuancer en fonction du degré d’isolation et de l’inertie thermique du bâtiment) :

30 % par rapport au bâtiment chauffé en continu,

15 à 20 % si le bâtiment dispose déjà d’un abaissement de température d’eau,

5 à 10 % si on dispose déjà d’une intermittence par coupure complète et thermostat d’ambiance.

Vérification des horloges

Mise à l’heure

Dans de nombreuses chaufferies (principalement dans les bâtiments où aucune personne n’est désignée pour suivre quelque peu le fonctionnement de l’installation), les horloges des régulateurs ne sont simplement pas à l’heure ! … Parce qu’il y a eu une coupure de courant, parce que l’on a oublié le changement d’heure en hiver ou en été, ….

Horloge quotidienne

Beaucoup d’horloges anciennes sont quotidiennes, non hebdomadaires, encore moins annuelles. Cela ne correspond pas toujours au mode d’occupation du bâtiment. Par exemple, une horloge quotidienne dans une école entraîne la mise en route de l’installation durant les week-ends, alors que le bâtiment est inoccupé …

Horaires appliqués

Lorsque le moment de la relance et de la coupure est programmé par le gestionnaire (ou le chauffagiste), ce dernier prend souvent ses précautions de manière à éviter les plaintes de occupants et programme un temps de relance exagéré et une coupure, bien après la fin des activités.

Parfois ces horaires trop importants de fonctionnement se justifient par des défauts hydrauliques dans l’installation.

Par exemple, dans une installation déséquilibrée, on avance le moment de la relance pour satisfaire le dernier circuit (celui où il fait toujours froid …). Or le problème ne provient pas du moment choisi pour la relance, mais d’un dysfonctionnement hydraulique de l’installation et il est résolu au prix d’une surconsommation.

Pour en savoir plus sur le diagnostic de l’inconfort.

En résumé

Vérifiez si les horaires appliqués correspondent bien à l’occupation et s’ils ne peuvent être réduits … Cela sera peut-être l’occasion de constater que les régulateurs ont été mis en dérogation sur la marche de jour permanente et non sur la marche liée à l’horloge, sans que l’on sache depuis quand ni qui a effectué cette manœuvre ..

Choix de la température d’eau

Potentiomètres basés sur la température ambiante ou sur la température d’eau.

Savez-vous ce que vous réglez en choisissant la consigne de nuit ?

À ce niveau, tous les régulateurs sont différents. Certains prennent comme référence la température intérieure supposée, d’autres la température d’eau. Certains effectuent un abaissement de la température d’eau par rapport au réglage réel de jour, d’autres par rapport à une courbe de chauffe de référence.

Le seul moyen de régler le régulateur en connaissance de cause est de compulser le mode d’emploi du régulateur ou s’il a disparu, d’interroger le fabricant.

Ayons en outre en tête que 4 .. 5 °C de diminution de la température d’eau équivaut à une diminution de la température ambiante d’environ 1 °C.

Vérifier le ralenti réel

Est-on réellement sûr qu’un ralenti du chauffage a lieu lorsque le bâtiment est inoccupé ? Quelqu’un s’est-il déjà promené dans les bâtiments durant le week-end ? Y fait-il réellement froid ?

Cette expérience est parfois riche d’enseignements.

Avec un régulateur qui abaisse la température de l’eau durant l’inoccupation, on ne contrôle pas la température intérieure atteinte en période de ralenti. Est-ce 16 °C, 18 °C, 14 °C … ? Comme on l’a vu, cela a pourtant une importance non négligeable sur la consommation.

Exemple.

Voici une situation que l’on peut rencontrer et pour laquelle, il n’y aura pas de ralenti alors qu’il est pourtant programmé au niveau de la régulation centrale.

Régulation en place :

en journée, une régulation de la température d’eau distribuée en fonction de la température extérieure,
la nuit, un abaissement de la température de l’eau par rapport à la courbe de chauffe réelle de jour,
des vannes thermostatiques dans les locaux.

En journée, le réglage de la courbe de chauffe est trop élevé. La surchauffe qui devrait en résulter est masquée par la présence des vannes thermostatiques. Le mauvais réglage de la courbe de chauffe de jour implique également une courbe de nuit trop élevée. Malheureusement, les vannes thermostatiques ne possèdent pas de consigne de nuit qui pourrait ajuster le tir et laisseront passer un débit maximum dans les radiateurs si la consigne de jour n’est pas atteinte durant la nuit.

Il en résultera un abaissement nocturne de température minime, voire quasi nul.

Le seul véritable moyen de le contrôler est pratiquer un enregistrement de la température intérieure dans plusieurs locaux représentatifs.

Enregistreurs de température.

La vérification du bon fonctionnement du ralenti nocturne reste également d’application même l’intermittence est gérée automatiquement par un optimiseur. En effet celui-ci est très sensible aux perturbations, notamment hydrauliques et risque de fonctionner de façon erronée, sans que le gestionnaire ne s’en aperçoive (relance trop fortement anticipée, …). Il est donc bon que le gestionnaire vérifie régulièrement les paramètres du régulateur (températures d’eau, heures de relance, de coupure, …) et juge de leur cohérence.

Pour en savoir plus sur les problèmes hydrauliques qui risquent de perturber un optimiseur.

Améliorer le ralenti nocturne.

Pas trop de calculs, des projets ! Une horloge s’amortit généralement en moins de temps qu’il en faut pour réaliser les calculs… alors, n’hésitons pas à en placer !

Découvrez cet exemple de régulation de chauffage à l’académie de dessin de Molenbeek.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer le rendement de combustion

Expression du rendement de combustion

En pratique, on exprime souvent le rendement de combustion par la formule de Siegert :

η_comb= 100 – f x (T_fumées– T_amb) / %CO₂

où :

T_fumées= la température des fumées à la sortie de la chaudière [°C]
T_amb= température ambiante de la chaufferie [°C]
%CO₂= la teneur en CO₂ des fumées [%]
f = facteur dépendant principalement du type de combustible (mazout : f = .. 0,57 ..; gaz naturel : f = .. 0,47 ..)

On relève les trois éléments clés de cette formule qui doivent être mesurés :

La température des fumées.
La température ambiante de la chaufferie, qui correspond à la température de l’air aspiré par le brûleur. La différence de température entre l’air de la chaufferie et les fumées symbolise la chaleur perdue dans la cheminée.
Le pourcentage de CO₂. Le pourcentage de CO₂ contenu dans les fumées se calcule à partir de la mesure de la quantité d’oxygène encore présente dans celles-ci , par la formule :

%CO₂ = %CO_2maxx (21 – %O₂) / 21

où :

%O₂= la teneur en oxygène mesurée dans les fumées [%].
%CO_2max= la teneur en CO₂ des fumées si la combustion était idéale (pour le fuel : 15,2 % et pour le gaz : 11,9 %).

Interpréter une mesure de rendement de combustion.

Mesure manuelle

Anciennement, le rendement de combustion était calculé au moyen un coffret de contrôle de combustion.

Celui-ci comprend :

Un mesureur de CO₂. Une certaine quantité de fumées est aspirée à la sortie de la chaudière (par un trou dans la buse de raccordement). Les fumées sont mélangées à un réactif qui peut absorber une certaine quantité de CO₂. L’absorption du CO₂ crée un vide dans l’appareil de mesure qui déplace le liquide de la colonne centrale, le long d’une échelle graduée.

Orifice dans la buse de raccordement à la cheminée pour la mesure du rendement de combustion.

Un thermomètre gradué à bimétal à introduire dans la buse de raccordement à la cheminée.
Un opacimètre. Il s’agit d’une pompe qui permet d’aspirer les fumées au travers d’un papier filtre. Le noircissement du papier filtre est comparé à une échelle de référence.
Un déprimomètre.

Pompe permettant d’aspirer la fumée au travers d’un papier filtre.

La mesure manuelle du rendement de combustion n’est pas complexe. Les étapes successives sont cependant relativement longues et demandent une certaine rigueur dans la mesure. Par exemple, le thermomètre doit aboutir au centre du conduit de raccordement et sa position doit être ajustée pour se situer au point le plus chaud. De plus le temps de réponse d’un thermomètre bimétal est long. Il faut donc attendre au minimum 5 minutes pour avoir une stabilisation, ce que peu de personnel d’entretien applique …

Le rendement de combustion ainsi calculé est plus élevé qu’il ne l’est en réalité.

Un autre exemple : le réactif utilisé pour la mesure du CO₂ a également une certaine durée de vie après laquelle il doit être remplacé, ce qui n’est pas toujours fait …

Analyseur de combustion électronique

Régler précisément un brûleur en mesurant, en parallèle, le rendement de combustion de façon manuelle, est quasi inconcevable.

Il faut prélever .. agiter .. contrôler .. calculer .. régler .. prélever .. agiter .. contrôler .. calculer .. régler…

Cela montre tout l’intérêt des analyseurs de combustion électroniques.

Photo analyseur de combustion électronique.

Ces appareils permettent de mesurer, en une seule manipulation, la température des fumées, le pourcentage d’O₂, de CO, de NO_x, l’excès d’air et calculent en direct le pourcentage de CO₂, l’excès d’air et le rendement de combustion.

Photo analyseur de combustion électronique.

Le coût d’un appareil de ce type est de l’ordre de 750 à 1 000 €.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la rentabilité d’une amélioration [ECS]

Évaluer la rentabilité d'une amélioration [ECS]

Quelques ratios de consommation

Le point de départ consiste sans doute à évaluer les m³ d’eau chaude sanitaire consommés.

Il est extrêmement variable d’une institution à l’autre.

Dans la littérature spécialisée, on retrouve soit des ratios moyens par bâtiments types (bureaux, hôpitaux, …) soit des débits tirés des points de puisage que l’on peut additionner pour générer le débit total.

Pour accéder à des ratios de consommation en eau chaude sanitaire.

Ces chiffres sont très approximatifs. Aussi, seul un compteur est réellement efficace dans ce domaine.

Mesures

Pour accéder aux techniques de mesure en eau chaude sanitaire.

Remarque.

Il est fréquent d’additionner les besoins d’eau chaude à 60°C. Si la consommation se fait à une autre température (soit X °C), la formule suivante permet la conversion :

Consommation équivalente à 60°C = Consommation à X °C x (X – 10) / (50)

Par exemple, 100 litres puisés à 45°C génèrent une consommation équivalente de 70 litres à 60°C puisque :

100 x (45 – 10) / (50) = 70

Cette relation est basée sur le fait que l’eau de ville entre dans le bâtiment à 10 °C en moyenne annuelle (5 °C en hiver et 15°C en été).

Budget annuel d’eau chaude sanitaire

Le coût de l’eau froide

En France, le prix moyen du m³ d’eau était de 1,5 € en 1991. Il est passé à 2,5 € en 1997. Soit une hausse de 60 % alors que, sur la même période, l’indice général des prix progressait de 11 %.

En première approximation, une augmentation similaire a eu lieu dans nos régions. Elle est, notamment, la conséquence des nouvelles exigences européennes en matière de préservation de l’environnement et, tout particulièrement, d’épuration des eaux usées.

Aujourd’hui (2016), le prix de l’eau a atteint 4 à 5 €/m³ !

Le coût du chauffage de l’eau

Que coûte le chauffage d’un m³ d’eau ? Partons de l’idée que l’eau est chauffée de 10°C (température moyenne du réseau) à 45°C (température moyenne d’utilisation).

Physiquement, le chauffage d’1 m³ d’eau requiert :

Énergie nette = Volume [m³] x Cap. Therm. de l’eau [kWh/m³.K] x (T°_{eau chaude} – T°_{eau froide}) [K]

Énergie nette = 1 [m³] x 1,163 [kWh/m³.K] x (45 – 10) [K]

Energie nette = 40,7 kWh/m³

Le prix de revient du kWh variant entre 0,0625 € (chauffage fuel ou gaz, rendement compris, ou chauffage électrique de nuit au tarif Haute Tension) et 0,16 € (chauffage électrique de jour au tarif Basse Tension), le coût du chauffage d’1 m³ d’eau chaude sanitaire est donc compris entre 2,5 et 6,5 € par an.

Au total (eau + chauffage), un prix de revient de 7 à 11 € du m³ est à considérer, suivant les cas.

Pour simplifier, retenons pour un bâtiment tertiaire, un prix moyen de 9 € du m³, moitié pour l’eau, moitié pour son chauffage.

Cela met la douche (40 l à 45°C) à 0,36 € et le bain (150 l à 45°C) à 1,35 € !

Le budget annuel de l’eau chaude sanitaire

Sur base de la consommation annuelle, il est possible de calculer le coût (eau + chauffage) qui lui est lié :

Coût = consommation d’eau [m³/an] x 9 [€/m³]

Prenons un exemple simple : la consommation domestique et donc le budget « eau chaude sanitaire » d’un ménage.

On estime à 35 litres à 60°C/jour/personne, les consommations en eau chaude domestique. Soit pour une année :

35 [litres/jour/pers] x 4 [pers/ménage] x 330 [jours/an] x 0,001 [m³/litre] = 46,2 [m³/an]

L’énergie pour chauffer cette eau s’exprime par :

46,2 [m³/an] x 1,163 [kWh/m³.K] x (60 – 10) [K] = 2 687 kWh/an

Le prix de revient du kWh variant entre 0,0625 € (chauffage fuel ou gaz, rendement compris) et 0,16 € (chauffage électrique de jour), le coût du chauffage de l’eau chaude sanitaire d’un ménage est donc situé entre 168 et 430 € par an.

Ce à quoi il faut ajouter les 46,2 x 4,5 = 208 € d’achat de l’eau froide.

Cette évaluation est très approximative. Elle peut cacher des coûts nettement plus élevés si le rendement de production est désastreux (… ce qui est parfois le cas en été !).
On se base alors sur les formules :

Energie brute = Energie nette / Rendement global de l’installation d’ECS

Coût = Energie brute x Coût du kWh

Toute la difficulté réside dans l’estimation du rendement de l’installation existante. Pour faciliter les calculs, un petit logiciel est à disposition.

Pour accéder à un logiciel d’évaluation du coût de l’eau chaude sanitaire.

Rentabilité d’une amélioration

Une amélioration est financièrement rentable si l’investissement consenti est remboursé par l’économie réalisée, dans un temps court, et en tout cas inférieur à la durée de vie probable de la nouvelle installation.

Une amélioration est toujours écologiquement rentable.

Investissement

Le prix de revient d’une installation d’eau chaude sanitaire (matériel et main d’œuvre) est spécifique à l’installation et à son contexte.

Il faut tenir compte également des modifications éventuelles aux équipements annexes : l’installation électrique, l’installation de chauffage, le génie civil éventuel,…

Cet investissement peut être amorti dans le temps en fonction de la durée de vie des équipements.

Dans le programme RAVEL (Suisse), on propose les durées de vie suivantes pour les équipements :

	Durée d’amortissement
Chauffe-eau (électrique, à gaz, à serpentin, avec pompe à chaleur)	15 ans
Petite cogénération au gaz naturel	15 ans
Installation solaire	20 ans
Conduites d’eau froide	40 ans
Conduites d’eau chaude	25 ans

Coût de maintenance

Les frais annuels d’entretien et de maintenance (ou frais d’exploitation, sans le coût de l’énergie) comprennent les charges salariales ainsi que le coût du matériel de maintenance et d’entretien (y compris service, nettoyage et surveillance).

Dans le programme RAVEL (Suisse), on propose d’évaluer ce poste sous forme d’un pourcentage de l’investissement :

	Coût de maintenance
Accumulateur électrique	2 %
Chauffe-eau à gaz	3 %
Accumulateur à serpentin	2 %
Accumulateur avec pompe à chaleur	3 %
Petite cogénération au gaz naturel	7 %
Installation solaire	2 %
Conduites d’eau froide	1 %
Conduites d’eau chaude	2 %

Économie d’énergie liée à l’amélioration

Pour évaluer la consommation prévisible après intervention, il est possible d’appliquer la même démarche que dans l’évaluation de la situation initiale.

Pour calculer le coût de l’eau chaude sanitaire après amélioration.

L’économie s’en déduit. Le temps de retour simple de l’investissement (exprimé en années) se dégage du rapport :

Temps de retour = Investissement / (économie d’énergie et d’exploitation)

Quelques situations simplifiées

La rentabilité de certains investissements simples peut être évaluée au moyen des petits logiciels ci-dessous :

Calculs	Pour évaluer la rentabilité de l’isolation des conduits.
Calculs	Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’un ballon.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Liaisons froides [cuisine collective]

En liaison froide, les plats sont préparés en cuisine centrale. Après cuisson, les denrées subissent une réfrigération rapide avant d’être stockées à basse température. Suivant la durée de conservation recherchée (quelques jours ou quelques mois), on procède à une liaison froide positive ou une liaison froide négative.

Liaison froide positive

Les plats se conservent au maximum pendant 6 jours*.

Après confection, les plats sont conditionnés en rations individuelles ou en plats collectifs, dans des barquettes fermées par thermosoudage.
Une cellule de refroidissement rapide abaisse la température au cœur des aliments de +65°C à +10°C en moins de 2 heures (y compris la durée de manutention).
Les barquettes sont placées dans une armoire ou chambre de stockage à une température oscillant entre 0 et +3°C.
Le transport à destination des restaurants satellites s’effectue en véhicules réfrigérants (+3°C) ou isothermes.
Sur chaque site, les produits sont entreposés en armoire réfrigérée (+3°C).
Avant consommation, ils subissent un réchauffement rapide à au moins 65°C à cœur, en moins d’une heure.

* : plus précisément, les plats se conservent :

3 jours, en règle générale.
5 jours pour certains produits.
1 jour pour certains produits tels que les crevettes.

Pour en savoir plus, voir « HACCP pour PME – Gemploux ».

Liaison froide négative

Elle est aussi appelée liaison surgelée.
Les plats se conservent pendant plusieurs mois.

Après confection, les plats sont conditionnés en rations individuelles ou en plats collectifs, dans des barquettes fermées par thermosoudage.
Une cellule de refroidissement rapide abaisse la température au cœur des aliments de +65°C à +10°C en moins de 2 heures (y compris la durée de manutention).
Les plats passent dans un tunnel de refroidissement rapide qui porte les températures des aliments de +10°C à -18°C en moins de 3 heures après la fin de la cuisson.
Le transport à destination des restaurants satellites s’effectue en véhicules réfrigérants (-18°C).
Sur chaque site, les produits sont stockés à -18°C.
Avant consommation, ils subissent un réchauffement rapide à au moins 65°C, en moins d’une heure.

Remarque : plutôt que de passer dans une cellule de refroidissement rapide puis un tunnel de refroidissement, les aliments peuvent aussi simplement passer dans une cellule de congélation rapide.

Avantages

C’est un mode de préparation très hygiénique. Les qualités nutritives sont conservées.

La fabrication et la consommation peuvent être dissociées dans le temps et dans l’espace. Ce qui permet une production en continu et donc une meilleure répartition des tâches sur la journée et sur la semaine de travail.

Elle permet d’ajuster les quantités préparées à celles commandées et limite donc les pertes.

Elle augmente le choix des consommateurs.

Elle permet le regroupement des achats (incidence sur les prix)

Inconvénients

L’investissement en équipement est élevé (environ 30 % supérieur à celui nécessaire à une liaison chaude). On ne peut pas tout servir. On ne peut pas servir de frites par exemple.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Conditions à respecter dans les locaux de cuisine collective

Températures d’ambiance à garantir

Les valeurs ci-dessous nous ont été communiquées par un fabricant

Local	Température
Local des préparation froide	16°C
Local de cuisson	18 à 26°C
Pâtisserie	20 à 26°C
Boucherie	16°C
Laverie	18 à 23°C
Stockage produits secs	16°C

Niveaux d’éclairement

Les niveaux d’éclairement repris dans le tableau ci-dessous correspondent à des minima recommandés par le Codex Alimentarius (Directives internationales recommandées pour la pratique – CAC/RCP1 – 1969 – rev. 1 1979 – pt 4.4.6. – Éclairage).

Local	Éclairement (lux)
Réception	250 à 500
Stockage	125 à 250
Préparations froides / Préparations chaudes	500 à 600
Boucherie	500 à 600
Pâtisserie	500 à 600
Légumerie	500 à 600
Laverie	250 à 500
Bureau du chef	250 à 500
Local des déchets	60 à 125
Distribution	250 à 500

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Facteur de température

Le facteur de température τ d’une paroi

Définition

Le facteur de température τ d’une paroi d’un local détermine la différence entre la température intérieure de surface (η_oi) en un point quelconque de la surface intérieure et la température extérieure (η_e) lorsque la différence de température entre l’ambiance intérieure (η _i) et l’ambiance extérieure (η_e) du local est égale à 1 K.

(1)

Exemple :

Le facteur τ caractérise une paroi :

Soit,
R_m : la résistance thermique de la paroi entre ses deux faces.
R_T : la résistance thermique totale de la paroi (R_T= R_m+ R_e + R_i).

où,

R_e: la résistance thermique d’échange superficiel d’une surface extérieure.
R_i : la résistance thermique d’échange superficiel d’une surface intérieure.

Si nous représentons en abscisse la résistance thermique des différentes partie de la paroi (au lieu de son épaisseur), l’évolution de la température est donnée par une droite reliant les points dont les coordonnées sont (0,η_e) et (R_T,η_i).

Evolution de la température dans une paroi de résistance thermique Rm pour une température intérieure η_i

Il résulte de la figure ci-dessus que :

Le facteur de température τ exprimé de cette façon est indépendant des condition réelles de température (η_i et η_e) et il est donc entièrement déterminé par une configuration (matériaux et épaisseur) de paroi.
Le facteur de température τ caractérise donc une paroi ou n’importe quel élément de construction !

Calcul du coefficient de transmission thermique U d’une paroi à partir des températures ambiantes et de surface

	=
	=>
	=
	=

0,125 U	=
	=
	=
	=

U =

Paramètres qui influencent la température intérieure de surface (η_oi) de la paroi :

Les deux schémas ci-dessous montrent que pour une température extérieure (η_e) donnée, la température intérieure de surface des parois (η_oi) augmente lorsque :

La température intérieure augmente.
On constate, en effet, que pour η_i2 >η_i1 :
η_{oi 2A} > η_{oi 1A}
et η_{oi 2B} > η_{oi 1B}

La résistance thermique de la paroi augmente.
On constate, en effet, que :
et η_{oi 1B} > η_{oi 1A} pour η_i1
et η_{oi 2B} > η_{oi 2A pour ηi2}

Evolution de la température dans les deux parois A et B de résistance thermique Rm différente (RmA < RmB) pour deux valeurs de température intérieure ηi (ηi2 >ηi1).

Le facteur de température t d’un élément de construction ou d’un pont thermique

Le facteur de température (τ) en un point d’un détail constructif ou d’un pont thermique est la différence entre la température intérieure de surface (η_oi) en ce point et la température extérieure (η_e) lorsque la différence de température entre l’ambiance intérieure (η_i) et l’ambiance extérieure (η_e) du local est égale à 1 K.

Or, comme montré ci-dessus, le facteur de température τ est indépendant des condition réelles de température (η_i et η_e) : il est entièrement déterminé par la configuration (matériaux et épaisseur) du détail constructif. La connaissance de la configuration précise d’un détail constructif nous suffit donc pour calculer le facteur τ en plusieurs points.

Exemple.

τ₁ = 0,585;
τ2 = 0,8;
τ3 = 0,91;
τ4 = 0,455;
τ5 = 0,61;
τ6 = 0,55;
τ7 = 0,6;
τ8 = 0,84.

Remarques.

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 ci-dessus ont été calculés à l’aide du programme KOBRU 82.

Pour les calculs des facteurs de température, comme condition limite supplémentaire, on a supposé que le pont thermique est caractérisé par une valeur de résistance d’échange thermique superficiel intérieur (R_i) d’environ 0,2 m²K/W (au lieu de R_i = 0,125 m²K/W), pour tenir compte du fait que les ponts thermiques les plus nuisibles se situent généralement dans les angles des locaux ou derrière des meubles où l’apport de chaleur venant du local peut se faire moins facilement.

De nombreux ponts thermiques tels que celui repris ci-dessus, ont été calculés. Les résultats sont sont repris dans la NIT 153.

Le facteur de température minimum (τ_min) d’un détail constructif ou d’un pont thermique est la différence entre la température intérieure de surface minimum (η_{oi min}) du détail constructif et la température extérieure (η_e) lorsque la différence de température entre l’ambiance intérieure (η_i) et l’ambiance extérieure (η_e) du local est égale à 1 K.

τ_min caratérise le détail constructif ou le pont thermique !

Exemple.

τmin = τ4 = 0,455

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Remplacer les lampes

Suppression de lampes

Lorsque le niveau d’éclairement est trop élevé, la réduction de celui-ci peut s’obtenir par la suppression d’une lampe sur deux (par exemple) dans les luminaires existants.

La faisabilité de cette action doit être confirmée par un contrôle du mode de câblage interne des luminaires : il faut un ballast, un starter et un condensateur par lampe.
Exemple.

Circuit avec 1 ballast pour 2 lampes : il est impossible de supprimer une lampe.

Circuit compensé avec un ballast capacitif et un ballast inductif : la suppression d’une lampe fera chuter le cos φ du luminaire.

La suppression complète de certains luminaires est, quant à elle, plus délicate et peut nuire à l’uniformité de l’éclairement.

Remplacer les lampes au coup par coup ou en une fois ?

On remplace simplement les lampes par des lampes ayant un meilleur rendement lumineux. Les professionnels parlent de « relamping »

Soit toutes les lampes sont remplacées en une fois, ce qui demande un investissement plus élevé mais qui sera rapidement rentabilisé.

Soit les lampes sont remplacées lorsqu’elles sont défectueuses. Dans ce cas, l’investissement est faible, mais l’économie d’énergie mettra un certain temps pour devenir significative.

Critères de remplacement des lampes à incandescence

Critère énergétique

Le retrait programmé des lampes les plus énergivores comme la lampe à incandescence classiques et certaines lampes halogènes « indésirables » marque un tournant important dans l’histoire de l’éclairage.

Indépendamment du fait que ce type de lampes n’existe plus ou n’existera plus à court terme, il n’est pas inutile, d’un point de vue énergétique, d’envisager leur remplacement prématuré par des lampes plus performantes.

Actuellement, la venue sur le marché des lampes (ou luminaires) LED bouscule complètement le marché de l’éclairage. En effet, les lampes de type fluocompactes ne sont plus la seule alternative au remplacement des lampes à incandescence de type classique ou halogène.

Source : Commission Européenne 2009.

Cependant, l’énergie n’est pas le seul critère qui doit motiver la décision de remplacer les lampes à incandescence. D’autres critères entre en ligne compte comme le confort, l’environnement, la pérennité, …

Critère de confort

La philosophie d’Énergie+ est toujours la même depuis la parution de la première version, à savoir : « à confort égal, une économie d’énergie est toujours profitable ! ». Dans bien des projets de rénovation partielle du système éclairage, la performance énergétique est recherchée (et insidieusement la performance économique) sans se soucier du confort lumineux.

Exemple : lorsqu’une lampe à incandescence placée dans un luminaire est remplacée rapidement par une lampe fluocompacte sans tenir compte du réflecteur du luminaire, des différences photométriques des deux luminaires, du rendu de couleur, de la température de couleur de la lampe, …, le résultat est rarement à la hauteur des ambitions de départ.

Photométrie du luminaire

L’association d’une lampe avec un luminaire donne une photométrie différente de celle de la lampe seule. En d’autres termes, une photométrie de luminaire a été établie avec une lampe bien précise. Le fait de remplacer cette lampe par une autre non identique modifie nécessairement la répartition du flux lumineux.

La figure suivante est un peu « caricaturale » mais déjà rencontrée à plusieurs reprises et pas uniquement au niveau des maisons unifamiliales !

Rendu de couleur

Face au rendu de couleur, les sources lumineuses ne sont pas égales. Si pour une application bien précise, le rendu de couleur avait une importance capitale, bien des lampes classées comme peu énergivores ne concurrencent pas les lampes à incandescence qui, par définition, ont un rendu de couleur de 100. Dans ce cas bien précis le choix entre différentes lampes se réduit à « peau de chagrin ».

Température de couleur

Il est important aussi de conserver la température de couleur de la lampe remplacée sachant que, dans le cas contraire, l’ambiance risque d’être plus froide par exemple.

Critère de sécurité et d’environnement

En général, c’est la teneur en mercure des lampes fluorescentes qui devra interpeler le gestionnaire du bâtiment tertiaire. Ce n’est pas un critère d’exclusion, mais plutôt de réflexion par rapport aux précautions à prendre par les services de maintenance et aux filières de recyclages existantes.
Une réflexion similaire peut être menée pour les lampes LED. En effet, l’utilisation de terres rares et de substances toxiques dans la fabrication des LEDs interpelle par rapport à l’environnement.

Critère de pérennité

La durée de vie de la lampe est importante aussi dans la décision à prendre quant au remplacement d’une lampe par une autre plus performante. De manière générale, les nouvelles sources lumineuses comme les lampes fluocompactes et LED ont des durées de vie nettement plus longue que les lampes à incandescence et les lampes halogènes.

Critère du nombre d’allumages

Pour certaines applications comme pour les luminaires des cages d’escalier sur détection de présence, le nombre d’allumages et d’extinctions peut être important. Certaines sources lumineuses comme les fluocompactes sont très sensibles à ce type de sollicitation. Les LED, par contre, ne ressentent que très peu les cycles d’allumage et d’extinction.

Critère du dimming

Certaines lampes comme les fluocompactes sont sensibles au dimming qui accélère le vieillissement prématuré de ce type de lampe.

Pour accéder à un tableau récapitulatif des principales caractéristiques des différentes lampes.

Remplacement des lampes à incandescence

Lampe à incandescence ⇒⇒ Lampe halogène classe B et C

Lorsque l’indice de rendu de couleur a une importance primordiale dans l’application souhaitée, le remplacement de la lampe à incandescence par une lampe halogène peut être envisagé. En effet la lampe halogène consomme moins d’énergie que la lampe à incandescence. De plus, de nouveaux systèmes dans la lampe halogène permettent de récupérer une partie des infrarouges émis pour les renvoyer sur les filaments : la chaleur qui était perdue initialement est donc récupérée. Une économie d’énergie de l’ordre de 30 % est à la portée de ce type de lampe. La lampe halogène est un peu plus chère que l’incandescence classique, c’est vrai, mais possède une durée de vie plus longue (de 2 à 4 ans à raison de 3 heures d’allumage par jour). Les fonctionnalités de l’halogène sont identiques à celles de la lampe à incandescence. Par exemple, le dimming ne change pas. Enfin, l’halogène est aujourd’hui la solution basse consommation la moins chère du marché.

Lampe à incandescence ⇒⇒ Lampe fluocompacte

Une lampe à incandescence (efficacité lumineuse : 10 – 12 lm/W) peut être tout simplement remplacée par une lampe fluorescente compacte (efficacité lumineuse : de l’ordre de 100 lm/W).

Ainsi, pour une durée d’éclairage de 8 à 9 heures par jour, le remplacement d’une lampe à incandescence de 60 W par une lampe économique de 13 W est amorti en plus ou moins 1 an (pour un prix du kWh de 0,15 €). À cette économie s’ajoute la diminution des frais de maintenance grâce à l’augmentation de la durée de vie des lampes (10 fois supérieure à celle des lampes incandescentes).

Pour le remplacement d’une même lampe incandescente, les fabricants proposent souvent des lampes fluocompactes de puissance moindre (exemple : remplacement d’une lampe incandescente de 60 W par une fluocompacte de 11 W). Ces propositions sont valables en début de vie des lampes. Cependant le flux lumineux des lampes fluocompactes chute relativement fort durant leur durée de vie. C’est pourquoi il est conseillé de choisir une lampe fluocompacte ayant au départ un flux lumineux supérieur à celui de la lampe incandescente existante.

Pour peu que la taille de la lampe fluocompacte soit compatible avec le luminaire, on peut augmenter un niveau d’éclairement insuffisant en augmentant la puissance recommandée dans le tableau ci-dessus (exemple : une lampe fluocompacte de 25 W en remplacement d’une lampe incandescente de 60 W). Il faudra cependant se méfier de l’augmentation du risque d’éblouissement avec l’augmentation du flux lumineux.

Pour estimer la rentabilité du remplacement de vos lampes incandescentes.

La lampe fluocompacte existe en lumière chaude et en lumière froide. Pour obtenir une qualité de lumière identique à celle de la lampe à incandescence, il faut opter pour une fluocompacte dont la température de couleur correspond à une lumière chaude. Aussi, la lampe fluocompacte possède un indice de rendu des couleurs de 80 (minimum imposé par la norme NBN EN 12464).

Lors du remplacement de la lampe à incandescence par une lampe fluocompacte, il faudra aussi être vigilant par rapport :

au temps d’allumage pour obtenir 100 % du flux lumineux ;
à la température à laquelle la lampe est soumise. Rien ne sert de placer une fluocompacte dans un luminaire externe ;
à la photométrie du luminaire existant ;
de la présence de mercure ;
…

Enfin, un des inconvénients de la lampe fluocompacte est qu’on ne peut pas avoir tout à fait les mêmes usages qu’avec la lampe à incandescence classique sachant qu’elle n’aime pas le dimming. En effet, celui-ci :

augmente le vieillissement prématuré de la fluocompacte ;
diminue le rendu de couleur ;
noirci rapidement les parois du tube.

Lampe à incandescence ⇒⇒ Lampe LED

Incontestablement, la lampe à LEDs est promise à un « brillant » avenir. En effet, ce type de lampe cumule les principaux avantages suivants :

Une durée de vie théorique très longue (de l’ordre de 50 000 heures voire plus). La durée pratique actuelle de la lampe serait de l’ordre de 20 000 à 30 000 heures. Mais aucun fabricant n’est à même d’avancer des chiffres précis. La technologie est encore trop jeune en LED d’éclairage. Ceci dit, le remplacement d’une lampe à incandescence par une lampe LED résout le problème de la faible durée de vie de la lampe à incandescence (1 000 à 2 000 heures suivant les conditions d’emploi) ;
Un nombre d’allumage et d’extinction très important (⇒ ∞).
Une très bonne efficacité dans le froid). La lampe à incandescence, elle, n’aime pas trop les grandes variations de température.

Des petits bémols actuels (qui peuvent évoluer favorablement dans un avenir proche) à mettre au passif de la lampe LED par rapport à l’incandescence sont :

Le rendu de couleur Ra n’est pas « tip top ». Supérieur à 80 % d’accord, mais plus faible que celui de la lampe à incandescence.
Ce type de lampe à culot présuppose que le « driver » se trouve dans la lampe même. En général, le « driver » se trouve dans le culot.

Exemple d’étude thermique réalisée : les « entailles » pratiquées dans le globe sont des dissipateurs de chaleur : que se passe-t-il si on renverse la lampe la tête en bas comme c’est le cas dans beaucoup configuration d’éclairage ? La dissipation thermique est-elle suffisante ? Ces points d’interrogation sont en cours d’étude à l’heure actuelle.

L’esthétique de la lampe dite « blanche » pourrait paraître peu enviable aux yeux de certaines personnes. Question de goût ! Ceci dit, les fabricants travaillent à la résolution de ce problème. De par la présence des « radiateurs » de globe, la photométrie est sensiblement différente de celle d’une lampe à incandescence. À voir si le résultat est acceptable.

Lampe LED éteinte et allumée.

Le prix actuel de ce type de lampe est naturellement élevé. Question de temps ? À suivre !

Remplacement des tubes fluorescents

Tubes 38 mm (T12) ⇒⇒ Tubes 26 mm (T8)

Puissances	Économie escomptée de l’ordre de 8 %
Avant	Après
20 W	18 W
40 W	36 W
65 W	58 W

Il est intéressant de remplacer les tubes fluorescents de Ø 38 mm (ancienne génération) par des Ø 26 mm qui ont une efficacité lumineuse supérieure. Ils ont la même longueur, le même culot et utilisent les mêmes ballasts (à l’exception des tubes fluorescents à allumage rapide). Ils sont donc directement interchangeables.

BE : ballast électronique
BC : ballast conventionnel (électromagnétique)

Source : Laborelec.

De même les tubes rapid-start ne peuvent être simplement remplacés par des tubes de ∅ 26 mm car ils nécessitent des auxiliaires différents.

Lorsque le niveau d’éclairement est insuffisant, le remplacement par des lampes à meilleure efficacité lumineuse permet, à puissance égale, une augmentation du flux lumineux.

On trouve encore des tubes fluorescents dits « standards » (c’est-à-dire avec un mauvais rendu de couleur). Leur remplacement par des tubes type 830 ou 840 ne diminuera pas la consommation énergétique, mais augmentera le flux lumineux d’environ 15 %, avec l’avantage de rendre aux occupants leur « teint naturel ».

Pour estimer la rentabilité du remplacement de vos tubes fluorescents.

Tubes 26 mm (T8) ⇒⇒ Tubes 16 mm (T5)

Y a t-il un intérêt particulier à remplacer les lampes T8 par des lampes T5 ? A priori non, pour la simple raison qu’il faut modifier tout l’équipement du luminaire. En effet, les tubes de ∅16 mm sont plus courts que ceux de ∅ 38 mm et de ∅ 26 mm, ce qui impose de remplacer également les luminaires.

Description	T8			T5
Puissance (W)	18	36	58	14	28	35
Longueur (mm)	600	1 200	1 500	550	1 150	1 450

Même si l’efficacité lumineuse des lampes T5 (à une température ambiante de 35°C) est meilleure que celle des lampes T8 (à une température ambiante de 25 °C) et sachant que les conditions d’ambiance sont différentes d’un projet à l’autre, il ne faut pas tirer de conclusion hâtive en privilégiant une lampe plutôt que l’autre. Cependant, on voit apparaître sur le marché des kits de remplacement des lampes T12 ou T8 par des T5. Ces kits sont équipés d’un ensemble compact tel que décrit dans la figure suivante :

Exemple de solution proposée par un fabricant
Toutefois, le placement de ces adaptateurs T8-T5 n’est pas une solution à proposer dans des projets professionnels (marquages CE et ENEC ne sont plus valables ; la durée de vie de ces adaptateurs n’est pas prouvée ; la photométrie du luminaire change (risque d’éblouissement) ; le flux lumineux de la lampe T5 diffère du flux de la lampe T8 d’origine (risque de problème de niveau d’éclairement).

Tubes 26 mm (T8) ⇒⇒ Tubes LED

Une alternative au remplacement d’un tube T8 par un tube T5 est le tube LED. En effet, le tube LED (s’il est de bonne qualité) offre les avantages d’avoir une plus grande durée de vie et une consommation plus faible, et d’être moins sensible aux cycles d’allumage/extinction. On effectue, dans ce cas, le remplacement du luminaire équipé d’un tube fluorescent T8 et d’un ballast conventionnel (électromagnétique) par un tube LED à driver intégré. Notons aussi que le tube est exempt de mercure contrairement aux tubes fluorescents (par contre les LED contiennent d’autres produits rares et nocifs).

Mais attention ! Le placement de tubes LED dans un luminaire existant conçu pour tube TL fait que les marquages CE et ENEC ne sont plus valables. Les exigences de qualité et de sécurité prescrites par les normes ne sont donc plus garanties. Une normalisation est cependant en cours.

De plus on fera attention à la photométrie du luminaire équipé du tube LED qui sera sensiblement différente du luminaire initialement équipé d’un tube fluorescent. De plus, il faudra aussi être attentif à la luminance du tube LED (surtout dans le cas du tube clair). Mal adapté au luminaire d’origine, le tube LED pourrait causer un inconfort dû à l’éblouissement.

Il faudra aussi peut-être adapter le luminaire pour évacuer la chaleur afin de ne pas compromettre la durée de vie du tube (par le placement d’un ventilateur par exemple). Les nouveaux luminaires résolvent ce problème par un système de refroidissement « passif » (sorte de « dissipateur à lamelles » similaire à ceux utilisés pour les processeurs d’ordinateur).

Enfin, le marché du LED est envahi de produits de bonne comme de médiocre qualité. Avant, le marché de l’éclairage était contrôlé par des professionnels de l’éclairage. Actuellement, des électroniciens se lancent dans l’aventure de l’éclairage avec plus ou moins de réussite. Sachant que le métier de l’éclairage est tout à fait spécifique et demande beaucoup de « savoir-faire » : prudence, prudence, …

Remplacement des lampes au mercure haute pression par des lampes au sodium

Si on dispose au départ d’une installation avec lampes à vapeur de mercure haute pression (efficacité lumineuse 50 lm/W), on peut envisager de remplacer ces lampes par d’autres lampes à décharge haute pression ayant une efficacité lumineuse plus élevée.

Si le niveau d’éclairement actuel est suffisant, on remplacera les lampes au mercure haute pression par des lampes de plus faible puissance.

Ce type de rénovation est cependant parfois délicat

Les réflecteurs des luminaires sont conçus pour une position bien précise du brûleur de la lampe. Or celui-ci varie en fonction du type de lampe. Changer de lampe implique donc un léger changement de la répartition lumineuse et peut-être une augmentation des risques d’éblouissement.

Le changement de lampe implique un changement d’ambiance (indice de rendu des couleurs différents). Si on veut conserver une uniformité de style, il est conseillé de changer toutes les lampes en même temps et non lors de chaque défectuosité. Ceci implique un investissement plus ou moins important.

Le remplacement de lampes au mercure par des lampes au sodium implique en principe une modification des auxiliaires électriques :

La puissance des nouvelles lampes étant nettement plus faible, le courant baisse aussi fortement, ce qui nécessite d’utiliser un nouveau ballast.
Les lampes au sodium demandent une tension d’amorçage nettement supérieure aux lampes au mercure. Il faut donc adjoindre au circuit un nouvel amorceur.

Pour faciliter ces changements, il existe des kits de conversion comprenant ballast et starter, qui s’intègrent facilement dans le circuit électrique du luminaire.

Pour obtenir un bon rendu des couleurs, on peut utiliser des lampes aux iodures métalliques fonctionnant sur ballast pour lampes au sodium haute pression ou de lampes au sodium haute pression « confort » (IRC = ± 65).

Puissances

Économie escomptée

Avant

80 W

125 W

250 W

Après

50 W

70 ou 100 W

100 ou 150 W

38 %

20 à 44 %

40 à 60 %

Pour estimer la rentabilité du remplacement de vos lampes au mercure HP.

Lampes iodures métalliques compatibles aux ballasts pour lampes sodium HP

Il existe maintenant sur le marché des lampes aux iodures (ou halogénures) métalliques pouvant remplacer directement les lampes au sodium ou au mercure en gardant les auxiliaires d’origine. Ce remplacement a surtout pour but d’améliorer :

le rendu de couleur Ra (on passe de Ra = 48 à 69) et l’efficacité lumineuse (de l’ordre de 150 %) d’un luminaire initialement équipé d’une lampe au mercure;
la température de couleur (on passe de 2 150 à 3 800 K) d’un luminaire équipé d’une lampe au sodium et ce afin d’augmenter la performance visuelle.

Lampe au sodium ⇒⇒ Lampe aux iodures métalliques

Lampes sodium haute pression et iodure métallique.

Si l’on doit effectuer le remplacement des lampes sodium HP pour des raisons de confort (efficacité visuelle due à la température de couleur de la lumière plus élevée), on prendra en considération les caractéristiques suivantes :

Lampe aux iodures métalliques	250 W	400 W
Ballast	pour lampe au sodium HP	pour lampe au sodium HP
Puissance de la lampe (W)	295	445
Perte du ballast (W)	21-26	28-30
Flux lumineux (lm)	23 000	38 000
Efficacité lumineuse (lm/W)	78	85
Couleur de température (K)	4 000	3 900

Enfin, lorsque l’on envisage le montage d’une lampe aux iodures métalliques sur un luminaire équipés d’un ballast existant pour lampe au sodium, il faut être conscient de la réduction de la durée de vie de la lampe :

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Lampes halogènes

Comment fonctionne une lampe halogène ?

La lampe halogène fonctionne sur le même principe qu’une lampe à incandescence : elle produit de la lumière visible à partir d’un filament de tungstène porté à incandescence. Pour éviter une dégradation très rapide du filament, celui-ci est placé dans une ampoule à verre de quartz (pour les hautes températures) renfermant des gaz halogénés à haute pression comme l’iode et le brome.

A la différence de la lampe à incandescence, les atomes de tungstène expulsés du filament par sublimation sont captés par le gaz halogène évitant le dépôt du tungstène sur la paroi intérieure de l’ampoule.
En effet, les atomes de tungstène et les halogènes forment directement des halogénures de tungstène qui par convection naturelle se déplace librement et migre vers le filament plutôt que vers le point froid que constitue la paroi intérieure de l’ampoule de verre.
Sous l’effet de la chaleur, les halogénures de tungstène se dissocient permettant aux atomes de tungstène de se fixer sur le filament et les halogènes d’être libres pour le cycle suivant.
Cette caractéristique de la lampe halogène lui permet de travailler avec une surface d’ampoule beaucoup plus petite.

La lampe halogène fonctionne soit à très basse tension (12 V par exemple), soit à la tension du réseau (230 V).

Types et caractéristiques générales

Lampe à la tension du réseau

À la tension du réseau 230 V, la lampe est directement raccordée au réseau. Lorsqu’elle possède un culot à visser, elle peut directement remplacer une lampe à incandescence.

Lampe à très basse tension

En très basse tension, la lampe doit être raccordée au réseau 230 V au moyen d’un transformateur.
Par rapport à la lampe « tension du réseau », l’efficacité énergétique d’une lampe à très basse tension est plus élevée, mais son équipement est plus contraignant (il faut un transformateur) et en cas de dimming, le gradateur est plus compliqué…
Remarque : une lampe basse tension ne consomme pas moins qu’une lampe alimentée en 230 V. C’est sa puissance qui est déterminante. Ainsi, une lampe 50 Watts-25 Volts et une lampe 50 Watts-230 Volts consomment toutes deux 1 kWh en 20 heures de fonctionnement.

Les lampes à très basse tension sans réflecteur

Il faut éviter de toucher cette lampe (la capsule) : une trace de graisse provoque la destruction de la lampe lors de l’allumage (par mesure de précaution, frotter la lampe à l’alcool avant l’emploi).

Les lampes à très basse tension avec réflecteur

Ce type de lampe, plus connue sous le nom de lampe « dichroïque », est directement équipé d’un réflecteur performant.

Gradation du flux lumineux

La gradation du flux lumineux (dimming) est possible par variation de la tension d’alimentation.
À sa tension nominale, la lampe halogène ne noircit pas avec le temps. Il n’y a donc pas de diminution du flux lumineux avec l’âge.
Par contre, le fonctionnement des lampes halogènes à très basse tension provoque, lui, un noircissement de l’ampoule. Pour remédier à cet inconvénient, il est conseillé de faire fonctionner de temps en temps les lampes à leur tension nominale pour rétablir le cycle halogène.

Traitement de la chaleur émise par la lampe

Toutes les sources lumineuses à incandescence produisent des ondes visibles, mais aussi des ondes infrarouges (chaleur) pouvant créer un problème dans le cas d’éclairage de produits alimentaires ou d’étoffes fragiles. Le réflecteur dichroïque peut sélectionner les diverses ondes de lumière et ne réfléchir que les ondes du spectre visible. Les ondes infrarouges sont, à l’inverse, filtrées par le réflecteur. Une lampe à réflecteur dichroïque rejette donc les rayons infrarouges vers l’arrière.

Données	pour connaitre les caractéristiques des lampes halogènes
Données	pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe

Itinéraire d’une fin programmée

Petit à petit les lampes inefficaces sont retirées du marché.
Actuellement, certaines lampes halogènes échappent au retrait du marché. Ce sont essentiellement les lampes à incandescences dites de type amélioré (classe énergétique C au minimum) comme :

Les lampes halogènes au xénon (classe C) ;
Les lampes halogènes à revêtement infrarouge (classe B).

Type		Puissance	2009	2010	2011	2012	2013	2014	2016
Hallogène	Claire 12 V	5 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C	Second niveau d’exigences de fonctionnalité	Réexamen	Classe B
		10 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C			Classe B
		25 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C			Classe B
		40 W	Classe E	Classe E	Classe C	Classe C			Classe B
		60 W	Classe E	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B
		75 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B
		100 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B
	Claire 230 V	25 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C			Classe B**
		40 W	Classe E	Classe E	Classe C	Classe C			Classe B**
		60 W	Classe E	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		75 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		100 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		200 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		300 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		500 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
	Non – claire		Classe A	Classe A	Classe A	Classe A			Classe A
	Disponibilité		** Classe pour les culots G9 et R7
	Disponibilité réduite
	Indisponibilité

Réglementation

Pour en savoir plus sur les classes énergétiques des lampes

Données	pour connaitre les caractéristiques des lampes halogènes
Données	pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’enveloppe de la chambre froide [Concevoir – Froid alimentaire]

Choix constructif

Pour la construction de la chambre, on a intérêt à utiliser les éléments de raccords préfabriqués prévus par les fabricants des panneaux isolants (par exemple les éléments d’angles) en s’assurant qu’ils suppriment tous ponts thermiques.

En effet, si on n’utilise pas ces raccords, on risque de créer des ponts thermiques tels que ceux représentés ci-dessous.

On peut également supprimer ces ponts thermiques sur site lors de la construction en procédant à quelques adaptations qui consistent à couper la tôle ou à injecter des produits isolants.

Cette opération est néanmoins plus délicate et plus difficile à contrôler.

D’autre part, il vaut mieux aussi travailler avec la modulation des panneaux par rapport à l’espace disponible. Car il est préférable d’avoir une chambre un peu plus petite mais réalisée soigneusement avec des pièces d’origine, que d’avoir une chambre (un peu) plus grande, mais bricolée en adaptant mal les raccords entre éléments préfabriqués qui auraient été découpés sur place avec le peu de précision que l’on devine.

Choix du coefficient de transmission thermique des parois

Importance relative de l’isolation des parois

Les apports par les parois ne constituent qu’une petite part dans les apports globaux d’une chambre froide. Cette part est plus ou moins importante selon le type et l’utilisation de la chambre froide.

Si le bilan frigorifique de la chambre ou de la cellule de congélation montre que, dans la puissance frigorifique totale, il y a une part importante d’apports thermiques par les parois, il faut s’intéresser d’autant plus près à l’isolation thermique et faire attention au vieillissement de l’isolant (les isolants perdent leurs qualités au cours du temps).

C’est par exemple le cas d’une chambre de conservation de longue durée, à température constante, dans laquelle les denrées sont introduites à la bonne température.

Choix de la valeur du coefficient de transmission thermique des parois

De manière générale, la valeur à atteindre pour le coefficient de transmission thermique (k) des parois des enceintes de conservation dépend de l’écart de température à maintenir entre la température intérieure de la chambre et la température extérieure.
Elle est de l’ordre de :

0,350 à 0,263 W/m²K en stockage réfrigéré,
0,263 à 0,162 W/m²K en stockage surgelé.

Avec des parois en polyuréthane (les plus courants pour les chambres froides démontables modulables) d’une masse volumique de 30 kg/m³ et d’un coefficient de conductivité thermique (λ) de 0,028 W/mK. Cela correspond à des épaisseurs de panneaux de :

7 à 10 cm en stockage réfrigéré,
10 à 17 cm en stockage surgelé.

k [W/m2K] = 1/R; R = 1/αint + e/λ +1/αext

Où :

les coefficients d’échange superficiel α_int = α _ext = 8 [W/m²xK], e = l’épaisseur de l’isolant [m]

De manière plus précise, le coefficient de de transmission thermique doit permettre :

d’éviter les condensations superficielles
d’assurer un bon rapport coûts d’exploitation/investissement

Les condensations superficielles

Pour des raisons sanitaires (crasses, moisissures), et aussi pour éviter les corrosions des parties métalliques des chambres froides et des tuyauteries, il faut éviter les condensations.

La résistance thermique doit conduire à des températures de surface extérieure qui empêchent cette condensation dans une ambiance humide.

Si vous voulez calculer l’épaisseur nécessaire des parois pour éviter les condensations superficielles, et ce en fonction de l’orientation de la paroi, de la température extérieure, de l’humidité relative extérieure, de la température intérieure et de la valeur lambda de l’isolant.

Remarque : en général, l’épaisseur ainsi calculée sera plus faible que les épaisseurs recommandées ci-dessus. Mais cette épaisseur est calculée avec un isolant de bonne qualité et en début de vie.

Les gains annuels suite à une meilleure isolation

Les apports thermiques par les parois vont dépendre du coefficient de transmission thermique de l’isolant, de son épaisseur, de la surface extérieure (en m²) et de la différence de température entre l’intérieur et l’extérieur.

Si pour une chambre donnée, on augmente l’épaisseur de l’isolant, cela a donc pour conséquence une diminution des déperditions.

Ce qui a un triple effet sur les coûts :

les coûts des consommations électriques diminuent,
le coût d’investissement de l’enceinte augmente,
le coût d’investissement de la machine frigorifique diminue.

La fonction qui cumule ces trois variables, en fonction de l’épaisseur de l’isolant, possède en principe une courbe « creuse » au plus bas de laquelle on trouve l’optimum d’isolation thermique.

Pour trouver cet optimum, il faudrait connaître la variation de ces différents coûts par rapport à l’épaisseur de l’isolant. Il faudrait également faire intervenir des facteurs comme l’évolution du prix de l’énergie, les taux d’intérêts, les taux d’inflation et la durée de l’amortissement.

Ce calcul est complexe et nous ne l’abordons pas ici.

Néanmoins, on peut calculer la diminution de pertes par les parois due à une augmentation de l’épaisseur de l’isolant et l’économie d’énergie approximative que cela engendre au niveau des consommations. Cette économie est à mettre en rapport avec le surcoût dû à l’augmentation de l’épaisseur de l’isolant (à demander à l’entrepreneur).

Si vous voulez faire ce calcul.

Remarque.

Le vieillissement des isolants est inéluctable, bien que ce chapitre ne soit pas abordé en toute franchise par les fabricants. On voit parfois apparaître des condensations sur des parois sandwiches en PUR après une dizaine d’années d’utilisation des chambres froides.
En tout état de cause, vu les nombreux phénomènes en cause dans la dégradation des isolations thermiques au cours du temps (et notamment les nombreux percements, la détérioration des joints et les dégâts faits aux parois par les utilisateurs eux-mêmes), il est prudent de tabler sur un accroissement de la valeur lambda de 20 à 30 % sur 10 ans.

Pour compenser cet effet, on peut augmenter l’épaisseur de l’isolant pour que l’isolation reste suffisante à la fin de la durée d’amortissement des installations.

Sans cette précaution, et si les apports par les parois forment l’essentiel de la puissance frigorifique, la machine risque d’être de plus en plus sollicitée au cours du temps, ce qui raccourcit sa durée de vie, et elle aura de plus en plus de difficultés à maintenir les consignes de température intérieures.

Faut-il isoler la dalle du sol ?

La chambre froide négative avec pièce habitée en-dessous

Le sol des chambres froides négatives est en général isolé pour les chambres vendues toutes faites. Pour les autres, le sol doit être isolé sur chantier.

En effet sans cela il y a un risque certain de condensation sur le plafond de la pièce du dessous. L’épaisseur d’isolation thermique doit donc être calculée pour éviter la condensation sur cette surface.

Si vous voulez calculer de manière simplifiée l’épaisseur d’isolant minimale nécessaire pour le sol de votre chambre froide négative afin d’éviter la condensation sur le plafond de la pièce située sous celle-ci.

Il est également impératif d’isoler le sol au niveau efficacité énergétique. En effet, les apports thermiques par cette paroi et les consommations qui en découlent vont être importantes s’il ne l’est pas, vu qu’il y a une grande différence de température entre l’extérieur et l’intérieur.

La chambre froide négative sur terre-plein

Le sol des chambres froides négatives est en général isolé pour les chambres vendues toutes faites.

Pour les autres, il est impératif, pour des raisons d’économies d’énergie, d’isoler le sol sur chantier car les apports thermiques par cette paroi et les consommations qui en découlent vont être importantes s’il ne l’est pas, vu qu’il y a une grande différence de température entre l’extérieur et l’intérieur.

Exemple.

Soit une chambre froide négative (-18°C) sur terre-plein, de dimensions (largeur x profondeur x hauteur) = (2.7 x 2.4 x 2.4) m³. Le sol sous la chambre est humide à 1 m de profondeur.

Sans isolation au niveau de la dalle, les déperditions par cette surface sont de 58 W. Avec 15 cm de polyuréthane (0.028 W/mK), les déperditions par cette paroi ne sont plus que de 19 W.

D’autre part, sans isolation de sol, il existe un danger de gel du sol s’il y a présence d’eau à faible profondeur. Si le sol commence à geler, les nodules de gel vont augmenter en épaisseur et finalement soulever et déformer le sol de la chambre. Il peut également y avoir un danger de condensation ou de givrage sur le sol extérieur autour de la chambre froide et le long des parois de la chambre froide. Ce mouillage du sol peut engendrer un risque de glissement pour le personnel de manutention.

Une bonne isolation du sol évite ces problèmes.

Il est à noter que les mesures décrites ci-dessous permettent également d’écarter ces risques mais utilisées seules, ces mesures ne sont pas satisfaisantes au niveau efficacité énergétique.

Ces mesures sont :

Le drainage du sol.

Un vide sanitaire bien ventilé par de l’air à température positive et le plus sec possible. Le cas du vide sanitaire doit être étudié pour que de la condensation n’apparaisse pas au plafond du vide, ce qui serait un risque pour les armatures de la dalle qui supporte la chambre froide.

Un chauffage sous le sol (câbles électriques ou tuyaux de circulation d’eau, éventuellement connectés par un échangeur au condenseur de la machine). Dans ce cas, la puissance du chauffage doit être ajoutée aux apports par le sol.

Gonflement du sol sous une chambre froide.

Système de chauffage pour éviter le gel du sol.

Source : Défauts de la construction, Kluwer Editorial, n°B1110 – 15 et 16.

Si vous voulez estimer la puissance chauffante à installer sous le sol d’une chambre froide négative pour éviter le gel.

Mais attention, ce tableau est à manipuler avec la plus grande prudence. En effet :

Les valeurs du lambda des sols secs et humides sont des hypothèses qui sont issues de la littérature pour des sols moyens. L’idéal serait de les vérifier pour le cas d’espèce.
Certaines données à introduire ne sont pas indépendantes : la température en profondeur dépend évidemment de la température de la chambre froide, de l’importance de l’isolation thermique du plancher et de la profondeur de l’humidification du sol du terre-plein.
Cette température en profondeur est variable au cours du temps, avant de se stabiliser quand l’ensemble de la masse est mis en régime.
Cette température en profondeur peut varier entre l’hiver et l’été, surtout dans des zones situées au bord des entrepôts.
L’humidification des sols peut aussi varier au cours du temps (selon l’efficacité du drainage).
Si on ne chauffe pas la dalle, le gel pourrait se produire dans le sol, même si l’humidification du terre-plein ne monte pas jusque sous le béton du plancher.

Toutes ces raisons justifient pourquoi on doit utiliser le tableau en faisant une série de simulations raisonnables avec des données variables, pour aboutir à des valeurs maximalistes en isolation ou en chauffage.

La chambre froide positive

L’isolation des chambres froides positives est en option pour les chambres vendues toutes faites.
Pour les autres ce même choix est à faire.
Dans les 3 cas suivants, on choisit d’isoler le sol :

Si on utilise la chambre avec des mises en régime fréquentes. L’isolation du sol permet d’avoir une constante de temps de l’air de l’ambiance beaucoup plus courte et la mise en régime en sera d’autant plus rapide, avec beaucoup moins d’énergie nécessaire.
Si on veut une homogénéité de la température aux environs du sol qui est souvent encombré par des dépôts de marchandises, ce qui conduit à des panaches de chaleur localisés.
Si le sol est en contact avec une source chaude importante (comme un four posé sur le sol près de la chambre) qui transmet de la chaleur par conduction du sol par-dessous les parois verticales de la chambre. Bien sûr, cette situation est à éviter absolument pour des raisons énergétiques.

Dans les autres cas, le choix entre un sol isolé ou non se fait en fonction :

Du danger de provoquer de la condensation sur le plafond de la pièce du dessous lorsqu’il y en a une.
Ce risque est moins important qu’avec une chambre froide négative.

Si vous voulez calculer de manière simplifiée si un isolant de sol est nécessaire dans votre chambre froide pour éviter la condensation sur le plafond de la pièce située sous celle-ci, et dans ce cas, quelle doit être l’épaisseur de celui-ci.

De l’augmentation des consommations électriques par rapport à celles de la même chambre dont le sol est isolé.

Aspects constructifs d’un plancher isolé

L’isolation de sol génère une marche à l’entrée de la chambre. Si la chambre est petite, on peut s’en accommoder. Les chariots restent à l’extérieur de la chambre et la manutention ne nécessite que quelques pas.

Dans le cas contraire, il y a trois possibilités :

la chape isolée qui évite la différence de niveau,
le décaissé dans la dalle,
une pente devant la porte.

La chape isolée

Pour des raisons évidentes de facilité de construction et de rapidité d’utilisation après construction, il vaut mieux utiliser des panneaux isolants dont la surface supérieure est un platelage en multiplex bakélisé ou une plaque métallique antidérapante.

Les constructeurs de ces panneaux en donnent les valeurs des résistances à la compression et au poinçonnement sous charge ponctuelle.

Si ces valeurs sont dépassées par les charges que l’on veut mettre en ouvre dans la chambre en projet, il faut alors passer à la réalisation d’une dalle flottante sur l’isolation thermique.

Dans ce type de conception, il y a 3 points à respecter :

Il faut que l’isolant qui supporte le sol, soit suffisamment résistant pour porter le poids de la dalle augmenté des charges d’entreposage et de manutention.
Il faut que la compressibilité de l’isolant sous cette charge soit inférieure à une certaine valeur. Le C.S.T.C. (dans sa revue trimestrielle n°1/2, 1988, pg. 50) propose (d_L – d_B) inférieur ou égal à 3 mm, avec :
- d_L : épaisseur de livraison sous charge de 25 kg/m²,
- d_B : épaisseur sous charge de 200 kg/m² après une sollicitation temporaire d’environ 2 minutes sous 5 000 kg/m². Bien entendu, ces dispositions sont valables pour des charges réparties de l’ordre de 300kg/m². Elles sont donc à adapter aux vraies charges de la chambre projetée. Mais elles ne devraient de toute façon pas être diminuées.
Il est évident que la compressibilité de l’isolant dépend de sa masse volumique. Le C.S.T.C. préconise dans le cas du polyuréthane (PUR), une masse volumique minimale de 30 kg/m³.
Remarquons que la masse volumique influence la valeur lambda de l’isolant : masse volumique plus élevée => lambda plus élevé, donc moindre qualité isolante.

Sans les précautions ci-dessus, l’affaissement de l’isolation sous la charge de la dalle de sol, se traduirait par des problèmes périphériques de joints avec les parois verticales, et aussi par des différences de niveau aux endroits de passage vers l’extérieur.

La dalle de sol doit être armée, l’armature calculée selon les charges.Le béton doit être le plus sec possible au moment de sa mise en œuvre, pour éviter l’éclatement du béton en cas de mise en régime trop rapide. L’idéal est d’attendre 3 semaines avant d’entamer le refroidissement.

Exemple de plancher isolé d’une chambre froide négative.

Le décaissé dans la dalle

Le décaissé est délicat à réaliser. Il demande une bonne préparation au niveau de la conception et une bonne coordination de l’exécution, si plusieurs entreprises successives doivent intervenir.

On prendra grand soin à réaliser l’obturation des joints à l’extérieur, au pied des parois, pour éviter que de l’eau n’aille se faire piéger dans la fosse, sous l’isolant.

C’est notamment pour cette raison que cette fosse doit être raccordée à l’égout.

L’étanchéité des parois

Pourquoi la chambre doit-elle être étanche à l’air et à la diffusion de vapeur ?

L’étanchéité à l’air et à la diffusion de vapeur va permettre de limiter :

Les apports thermiques.
Les entrées d’air humide et de vapeur. Ces entrées sont provoquées par la différence de pression (on ne peut pas facilement rouvrir la porte d’un congélateur ménager qu’on vient de fermer) et de température entre l’extérieur et l’intérieur.
L’humidité va se condenser dans les chambres froides positives, ou va se congeler dans les chambres froides négatives.
Dans les deux cas, cela entraîne des ennuis à plus ou moins court terme :
1. Mouillage de l’isolation thermique qui perd ses qualités isolantes.
2. Apparition de glace en expansion avec danger de déformation des panneaux, pour les chambres froides négatives.

Cela entraîne la dégradation des propriétés de la chambre à terme et donc un vieillissement accéléré.

Comment rendre la chambre étanche

La réalisation des joints doit être soignée.

Un pare-vapeur qui doit être placé du côté où la pression de vapeur est la plus élevée, c’est-à-dire ordinairement du côté le plus chaud. En principe, c’est la feuille métallique du panneau isolant préfabriqué, qui joue le rôle de pare-vapeur.
Mais ce pare-vapeur doit être placé d’une manière continue et sans percements. Quelques trous dans le pare-vapeur réduisent son efficacité d’une manière dramatique.

Tout percement des parois dans les chambres doit être rebouché soigneusement par une matière imperméable à la vapeur (mousse à cellules fermées).

Les portes doivent posséder des joints souples qui doivent obturer très correctement les espaces entre la porte et son encadrement dormant. Un défaut de ces joints, ou une déformation de la porte, entraîne, surtout dans le cas des chambres négatives, l’apparition de glace sur les bords du cadre dormant. Cette glace empêche les joints de bien jouer leur rôle et, en plus, elle peut arriver à provoquer la déformation de la porte qu’on force en fermant. C’est le cercle vicieux.

Mesures supplémentaires à prendre avec une bonne étanchéité

La bonne étanchéité des chambres et des portes, entraîne des conséquences importantes :

Les entrées d’air ne se font plus que par les ouvertures de portes et il peut être nécessaire de contrôler la qualité de l’air pour les travailleurs qui sont enfermés dans les chambres (certaines denrées « respirantes »,de même que les travailleurs dégagent du CO₂). Il faudrait donc, dans ce cas, assurer le renouvellement de l’air par un système de ventilation mécanique contrôlée.

Pour les grandes chambres froides négatives, la dépression causée par le refroidissement rapide de l’air introduit par une ouverture de porte, provoque une poussée de l’air extérieur sur toutes les parois de la chambre; ce qui peut créer des déformations dans les panneaux verticaux et le plafond voire leur effondrement, surtout pour des plafonds dont les panneaux ont des portées très grandes sans être efficacement supportés par une structure.
C’est pourquoi il faut prévoir des soupapes de décompression qui permettent des passages d’air pour équilibrer les pressions à tout moment. Cela permet d’ouvrir les portes sans problème (voir l’exemple de la porte du congélateur ménager ci-dessus).
Bien entendu, si de l’air extérieur chaud et humide passe à travers les soupapes vers l’intérieur de la chambre, on devra éviter le gel des soupapes (froides), en les chauffant par une résistance électrique. Il faut donc prévoir une arrivée de courant pour brancher ces soupapes.
Mais il peut aussi se produire des surpressions dans les chambres froides négatives.
Là encore, les soupapes de décompression vont jouer leur rôle en laissant sortir l’air intérieur pour éviter de mettre la chambre en surpression par rapport à l’extérieur, ce qui occasionnerait des déformations des parois vers l’extérieur.
Il est essentiel que les clapets de ces soupapes soient toujours bien libres pour tout mouvement de l’air, soit vers l’extérieur, soit vers l’intérieur.

La porte et « ses accessoires »

La porte de par ces ouvertures apporte des quantités importantes de chaleur et constitue donc un poste important dans le bilan thermique d’une chambre.

De même, elle est à l’origine de quantités considérables de vapeur d’eau.

Dans les chambres positives, une partie de cette vapeur, entraînée par l’air chaud qui monte, se condense en eau sur les parties froides intérieures des parois au-dessus des portes, ce qui peut créer des égouttements gênants.

Dans les chambres froides négatives, une partie de cette vapeur d’eau se fait piéger sous forme de givre au-dessus des portes. Au départ, ce givre a une masse volumique assez faible (+ 200 kg/m³) et prend beaucoup de volume en s’accumulant à chaque ouverture. Au cours du temps, ce givre va se densifier en glace et prendre de plus en plus de poids, ce qui conduit à des masses importantes, collées à la structure au-dessus des portes. A la longue, cela peut entraîner des déformations, si la structure n’est pas assez forte pour supporter ces masses de glace.

Il faut donc régulièrement aller briser la glace si la chambre travaille en continu. Si la chambre froide est arrêtée de temps en temps pour nettoyage, la fonte de cette accumulation de glace, produira beaucoup d’eau et prendra du temps.

Ainsi, les temps d’ouverture doivent être réduits autant que possible. Quand on travaille à l’intérieur de la chambre ou quand on y fait des allées et venues, il est recommandé de refermer la porte contre son ébrasement, même sans l’encliqueter.

Des accessoires peuvent aider à limiter les effets négatifs des ouvertures de portes :

Un système de fermeture automatique.

Des lamelles plastiques d’obturation des baies.

Des portes vitrées isolées permettent de trouver les aliments avant d’entrer et de ne pas perdre de temps à chercher dans la chambre froide, portes ouvertes. Ce qui représente une économie d’énergie mais également une amélioration du confort pour les travailleurs.
Les vitrages doivent être en plexy pour éviter les bris de vitre.Le coefficient d’isolation thermique est inférieur à celui du reste de la porte mais il doit être suffisant pour éviter l’apparition de condensation.
En ce qui concerne les surconsommations énergétiques, les surfaces de ces vitrages sont souvent petites et sont donc négligeables dans l’ensemble.

Il existe des alarmes qui sonnent tant que la porte est ouverte, ce qui pousse la personne à sortir au plus vite (bien que le froid devrait suffire…!!)

Dans le même ordre d’idée, une chambre froide positive peut avantageusement servir d’espace tampon entre la chambre froide négative et l’extérieur.

La capacité thermique de la chambre

Associée à l’isolation thermique, la capacité thermique de la chambre froide détermine sa constante de temps.

La constante de temps de la chambre frigorifique permet d’estimer, en première approximation, la façon dont elle va se comporter en régime transitoire (c’est-à-dire entre deux paliers de température).

Une constante de temps courte indique que l’on aura des variations rapides de température, et une constante de temps longue, indique l’inverse.

Le choix entre une constante de temps longue (ou une inertie thermique importante pour une isolation déjà choisie) et une constante de temps courte (ou une inertie thermique faible pour une isolation thermique déjà choisie) se fait en fonction de :

la volonté de maintenir les marchandises à bonne température
la fréquence des mises en régime de la chambre froide

La volonté de maintenir les marchandises à bonne température

Les responsables des cuisines collectives vivent avec l’inquiétude de pannes des installations frigorifiques qui peuvent avoir des conséquences importantes sur l’utilisation des denrées stockées, dans le souci de respecter l’arrêté royal du 13 juillet 2014 relatif à l’hygiène des denrées alimentaires.

Bien que les contrats de maintenance puissent prévoir des délais d’intervention très courts, il n’empêche qu’en cas de panne de l’installation, le maintien des aliments stockés le plus longtemps possible, aussi près que possible de la température de stockage, doit être un critère supplémentaire pour le choix de l’inertie thermique de la chambre (et de l’épaisseur d’isolant).

Le stockage d’énergie frigorifique dans une chape de sol refroidie peut ralentir la montée en température de la chambre parce que sa constante de temps est très longue (24 heures et plus) et que sa capacité thermique est importante. De plus, vu que le coefficient de conductivité thermique d’une chape est élevé, la prise d’énergie frigorifique dans la chape n’en sera que meilleure, ce qui tendra à stabiliser la température. Ceci plaide en faveur de la présence d’une chape placée par-dessus l’isolation des chambres froides, même pour les chambres froides positives.

Evidemment, la présence d’une quantité importante de denrées stockées refroidies jouera le même rôle, mais au détriment de leur qualité, car c’est leur surface extérieure qui va d’abord se réchauffer. Et surtout s’ils sont les seuls à jouer le rôle de capacité thermique.

La fréquence des mises en régime de la chambre froide

Avec une chambre à grande inertie thermique dans la chape, il faut éviter de les laisser remonter trop souvent à la température ambiante extérieure. Sinon, une partie importante de la puissance de l’évaporateur va être « détournée » pendant un temps très long par la chaleur qui s’évacue de la dalle de sol, au détriment de la chaleur à évacuer des denrées, si ce travail est à faire en même temps.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Comprendre la libéralisation du marché du gaz et de l’électricité

Marché libéralisé ?

Auparavant, tout client raccordé au réseau de distribution d’électricité ou de gaz, n’avait pas d’autre choix que de se fournir en énergie auprès de son distributeur.

L’ouverture à la concurrence des marchés de l’électricité et du gaz naturel est un processus européen, qui est en cours de mise en œuvre en Wallonie.

Lorsqu’un client est éligible, il peut choisir librement son fournisseur d’énergie. Il est cependant toujours raccordé au réseau de son distributeur, appelé dorénavant Gestionnaire de Réseau de Distribution GRD.

Ce client a des contacts avec son gestionnaire de réseau pour ce qui concerne le raccordement au réseau, les installations de mesure de la consommation, le relevé des données de mesure, les pannes et coupures éventuelles, etc… Les relations entre les différentes parties sont, notamment, régies par les règlements techniques relatifs à la gestion des réseaux, règlements disponibles sur le site de la CWaPE ( www.cwape.be).

La nouvelle organisation, tant au niveau du marché du gaz que du marché de l’électricité, implique une séparation des métiers.

Schématiquement, les relations s’organisent comme suit :

La distribution est assurée par le Gestionnaire de Réseau de Distribution (GRD), qui :

gère le raccordement au réseau
veille à la continuité et à la qualité de l’approvisionnement (quel que soit le fournisseur)
est responsable des mesures et du comptage de l’énergie consommée.

Le tableau ci-dessous reprend les différents gestionnaires de réseau de distribution désignés en Région wallonne :

GASELWEST (c/o EANDIS)
ORES – Namur (ex IDEG)
ORES – Hainaut Electricité (ex IEH)
ORES – Hainaut Gaz (ex IGH)
ORES – Est (ex INTEREST)
ORES – Luxembourg (ex INTERLUX)
ORES – Verviers (ex INTERMOSANE)
ORES – Brabant wallon (ex SEDILEC)
ORES – Mouscron (ex SIMOGEL)
PBE (c/o INFRAX)
RESEAU D’ENERGIES DE WAVRE
RESA

Si vous souhaitez actualiser cette liste des gestionnaires de réseau de distribution d’électricité ou connaitre leurs coordonnées de contact, consultez le site de la CWaPE ( www.cwape.be).

La fourniture d’électricité ou de gaz est assurée par un fournisseur possédant une licence délivrée par le Ministre wallon de l’Énergie.

Seuls les fournisseurs possédant une licence sont autorisés à fournir de l’électricité et/ou du gaz en Wallonie.

Voici la liste des organismes qui ont obtenu une licence de fourniture d’électricité en Région wallonne :

ARCELORMITTAL ENERGY SCA **
ASPIRAVI ENERGY nv
AXPO FRANCE & BENELUX sa *
BELGIAN ECO ENERGY sa
BELPOWER INTERNATIONAL sa
BIOWANZE sa **
COCITER scrl
COMFORT ENERGY sa
DANSKE COMMODITIES A/S
DIRECT ENERGIE BELGIUM sa (marque POWEO)
E.ON BELGIUM sa *
EDF LUMINUS
ELECTRABEL sa *
ELECTRABEL CUSTOMER SOLUTIONS sa
ELEGANT sprl
ELEXYS sa
ENDESA ENERGIA sa *
ENECO BELGIË bv
ENERGIE 2030 Agence sa
ENERGIE DER NEDERLANDEN bv *
ENERGY CLUSTER sa
ENI GAS & POWER sa
ENI S.p.A.
ENOVOS LUXEMBOURG sa *
EOLY sa
ESSENT BELGIUM nv
GETEC ENERGIE AG
KLINKENBERG ENERGY sa
LAMPIRIS sa
OCTA+ ENERGIE sa
POWER ONLINE sa (marque MEGA)
POWERHOUSE bv *
RECYBOIS sa **
RENOGEN sa *
SCHOLT ENERGY CONTROL sa *
SEVA sa **
SOCIETE EUROPENNE DE GESTION DE L’ENERGIE sa **
SOLVAY ENERGY SERVICES SAS *
TOTAL GAS & POWER BELGIUM sa
TOTAL GAS & POWER LIMITED *
TREVION nv
VENTS D’HOUYET sca à finalité sociale
VERDESIS sa **
VLAAMS ENERGIEBEDRIJF nv
XYLOWATT sa **

* Activités commerciales orientées « grosses entreprises ».
** Fourniture d’électricité limitée à des clients déterminés à la société.

Si vous souhaitez actualiser cette liste des fournisseurs d’électricité ou de gaz en région wallonne ou connaitre leurs coordonnées de contact, consultez le site de la CWaPE ( www.cwape.be).

Qui est éligible ?

Depuis le 1^er janvier 2007, tous les consommateurs sont éligibles, ce qui signifie qu’ils peuvent choisir librement leur fournisseur d’électricité.

Faut-il faire une démarche pour être éligible ?

NON, si vous êtes un client électricité Haute-Tension ou assimilé ou si votre consommation annuelle de gaz est supérieure à 0,12 GWh, votre gestionnaire de réseau vous a déjà notifié que vous remplissiez les conditions d’éligibilité. Vous n’avez pas d’autre démarche à entreprendre pour être éligible. Vous êtes libre de choisir ou non votre fournisseur d’électricité et/ou de gaz.
OUI, si vous êtes un client professionnel (c’est-à-dire non domestique) non automatiquement éligible.
Vous ne pouvez devenir éligible que si vous possédez un compteur exclusivement destiné à enregistrer votre consommation d’électricité ou de gaz pour les besoins de votre activité professionnelle.
Tout client professionnel qui souhaite devenir éligible doit en faire la demande expresse en le notifiant, par recommandé avec accusé de réception, à son gestionnaire de réseau d’électricité ou de gaz.
Cette notification doit contenir les éléments suivants:

vos nom et prénom,
l’adresse complète du site de consommation pour lequel un compteur à usage exclusivement professionnel est installé,
une déclaration sur l’honneur attestant que la consommation visée est exclusivement destinée à l’usage professionnel,
le cas, échéant, les coordonnées du ou des fournisseurs que vous avez choisi(s).

En réponse à votre demande, le gestionnaire de réseau doit vous notifier votre code EAN, qui est un code qui définit de manière univoque votre point de raccordement. A partir du moment où ce code vous est notifié, vous devenez effectivement éligible.
Le délai endéans lequel le gestionnaire de réseau doit vous notifier le code EAN est de 30 jours à dater de l’accusé de réception de votre demande.
Si vous exercez votre activité professionnelle sur plusieurs sites, disposant d’un compteur spécifique chacun, il conviendra d’identifier dans votre demande tous les sites pour lesquels vous souhaitez devenir éligible.

L’éligibilité oblige-t-elle à choisir un fournisseur ?

En devenant éligible pour l’électricité et/ou le gaz, vous pouvez ou non exercer votre éligibilité, c’est-à-dire choisir librement votre fournisseur.

Il n’est pas nécessaire de prendre une décision hâtive.

Tant que vous n’exercez pas votre éligibilité

Vous ne choisissez donc pas de fournisseur. Votre gestionnaire de réseau vous en a désigné un d’office. Dans sa lettre vous notifiant que vous deveniez éligible, le gestionnaire de réseau a du vous indiquer notamment qui est votre fournisseur désigné et communiquer la liste des fournisseurs titulaires d’une licence de fourniture. Le fournisseur désigné applique ses tarifs propres, qui peuvent différer des tarifs antérieurs.

Moyennant préavis de 1 mois (à dater du premier jour du mois qui suit), vous pouvez à tout moment quitter ce régime pour exercer votre éligibilité. Si vous signez un contrat avec ce fournisseur désigné, vous serez considéré comme ayant exercé votre éligibilité.

Dès que vous exercez votre éligibilité

En exerçant votre éligibilité, vous décidez de conclure un contrat avec le fournisseur de votre choix. Dans ce cas, vous êtes lié avec votre fournisseur pour la durée prévue par le contrat et compte tenu des éventuelles clauses de résiliation anticipée.

À qui s’adresser en cas de problèmes ?

Votre fournisseur est votre interlocuteur privilégié pour toute question concernant votre fourniture en électricité ou en gaz.

En cas de panne résultant d’un problème technique sur le réseau ou en cas de fuite de gaz, contactez votre gestionnaire de réseau (GRD) dont le numéro de téléphone doit être indiqué sur la facture de votre fournisseur.

Si vous estimez être lésé dans vos droits, il vous est recommandé d’exposer votre position à votre fournisseur ou à votre gestionnaire de réseau selon le cas, afin de tenter d’aboutir à une solution à l’amiable au différend qui vous oppose.

Vous pouvez également saisir le service de médiation du Service Public Fédéral Économie, PME, Classes moyennes et Énergie ( www.mineco.fgov.be).

En ce qui concerne des litiges relatifs à l’accès aux réseaux de distribution et à l’application des règlements techniques relatifs à la gestion du réseau de transport local ainsi qu’à la gestion des réseaux de distribution d’électricité et de gaz, il est loisible aux parties de saisir le service de conciliation et d’arbitrage instauré auprès de la CWaPE. ( www.cwape.be).

Si le litige persiste, des voies de recours légales existent. Les cours et tribunaux sont compétents dans tous les cas.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique des équipements

1ère analyse : calculer la puissance installée

Une valeur de référence

Actuellement, un éclairage performant fournit un éclairement de 100 lux avec une puissance installée (y compris la puissance des auxiliaires éventuels) inférieure à :

1.5 à 2 W/m².100 lux pour les bureaux, écoles, ateliers,…
3.5 W/m².100 lux pour les commerces
0.5 W/m².10 lux en éclairage extérieur

Cette valeur dépend évidemment de la forme de la pièce et de la couleur des parois.

Ainsi, un éclairage correct fournit un éclairement de 400 lux (par exemple pour une classe) avec une puissance installée (y compris les auxiliaires éventuels) de : 7,5 … 10 W/m² au sol .

Il n’est pas rare de rencontrer dans les anciennes installations une puissance installée supérieure à 25 W/m², pour un niveau d’éclairement identique.

Calcul de la puissance spécifique

Calculs	Pour calculer la puissance électrique installée.
Données	Pour connaitre les valeurs d’éclairement requis par usage.

Note : la valeur de la puissance spécifique est à calculer sur toute la surface du local (sans déduction de la zone périphérique (la zone périphérique – souvent un pourtour de 0,5 m où se trouvent les armoires – peut être appliquée pour le calcul de niveau d’éclairement).

Si la valeur de la puissance spécifique est fortement supérieure aux valeurs ci-dessus, une rénovation de l’installation d’éclairage dans un but de rentabilité financière sera à envisager. A remarquer, cependant, que la rentabilité financière reste une notion aléatoire en fonction de la fonction des bâtiments.

Cette étude de rentabilité tiendra notamment compte du temps de fonctionnement des lampes. En première approximation, on considérera rentable un remplacement si les puissances installées sont :

proche du double des valeurs de référence pour des durées d’utilisation annuelle moyenne de 2 000 h/an ;
proche du quadruple pour des durées d’utilisation annuelle moyenne de 1 000 h/an.

2ème analyse : repérer les indices d’une installation peu performante

1er indice : des lampes peu performantes

Pour 1 Watt de puissance électrique, le flux lumineux délivré diffère en fonction du type de lampe.

Les anciennes lampes à incandescence ont ainsi un rendement lumineux (W/lumen) nettement inférieur aux lampes fluorescentes. (La présence d’un réflecteur interne diminue encore ce rendement).

Parmi les lampes fluorescentes, les tubes de 38 mm de diamètre (ancienne génération) ont un rendement de 50 % inférieur aux tubes de 26 mm ou de 16 mm (nouvelle génération). Les tubes fluorescents à allumage rapide, dits « rapid start », ont également un mauvais rendement. Ces derniers sont reconnaissables à la bande métallique se trouvant tout le long du tube.

Autrement dit, pour délivrer un même flux lumineux de 2 200 lm, il faudra un tube fluorescent (Ø 16 mm) de 21 W ou une lampe à incandescence de 150 W !!!!

Les lampes à faible efficacité lumineuse

La lampe à incandescence et la lampe halogène.

Lampes performantes

Les tubes fluorescents, les fluocompactes , l’Halogénure métallique et le Bulb LED.

Note : les fluocompactes et bulbs LED à auxiliaires intégrés (p.ex. socket E27) ont un rendement de +/- 50 lm/W et donc pas très élevé. (par rapport aux lampes fluorescentes et halogénures métalliques avec un rendement de +/- 100 m/W).

Ppour connaitre les valeurs d’efficacité énergétique de différentes lampes.

Remarque pour l’éclairage extérieur

Les lampes fluorescentes, malgré leur efficacité lumineuse nominale importante, ne sont pas toujours adaptées à une utilisation extérieure :

Chute de l’efficacité avec la température extérieure (certaines lampes ne s’allument même plus sous une certaine température).

Difficulté de maîtrise du flux lumineux étant donné la taille des lampes.

Absorption de la lumière émise d’une lampe par l’autre dans les luminaires multilampes.

Elles ne seront utilisées que lorsque l’on désire créer des lignes lumineuses (ex : dans les tunnels, quais de gare, …), moyennant l’utilisation de luminaires spécialement étudiés.

On préférera dès lors les lampes au sodium basse pression et les halogénures métalliques. Actuellement, les luminaires LED envahissent nos espaces externes. Bonne ou mauvaise chose ? Effectivement, oui ! La lampe LED (ou luminaire LED) plus que sûrement une lampe d’avenir pour l’éclairage externe sachant que :

les niveaux d’éclairement exigés sont souvent plus bas pour les abords des bâtiments tertiaires et, par conséquent, le nombre de lumen nécessaire n’est pas trop élevé (ce qui convient bien aux sources LED actuelles) ;

les températures basses de nos campagnes donnent la possibilité au LED de pouvoir s’exprimer entièrement. En effet, les LED « raffolent » des températures basses pour donner leur plein flux lumineux.

2ème indice : des luminaires peu performants

Mauvais contrôle de la lumière

Le rendement d’un luminaire est mauvais lorsqu’une partie importante de la lumière émise par la lampe est absorbée par :

le plafond,
le réflecteur,
les ventelles,
le diffuseur.

Absence de réflecteur (tube nu)
pertes = 50 %.

Réflecteur peint (blanc…)
pertes = 50 %.

Diffuseur en micro-grille
pertes = 75 %.

Diffuseur prismatique
pertes = 60 %.

Diffuseur opalin
pertes = 70 %.

Luminaire indirect
pertes = 50 %.

Notons aussi que le luminaire perd en efficacité s’il est disposé ou dirigé hors de la zone à éclairer.

En éclairage extérieur, les luminaires considérés comme éblouissants, c’est-à-dire ne contrôlant pas la diffusion de la lumière, sont aussi ceux qui ont le plus mauvais rendement :

Absence de réflecteur, diffuseur opalin.

Lampes moins adaptées

Un même luminaire peut parfois être équipé de différents types de lampes. Or, le type de lampe peut parfois affecter le rendement du luminaire.

Par exemple pour certains types de luminaires, une lampe ovoïde, ayant une surface extérieure, plus importante et de surcroît mat, risque d’absorber une partie de la lumière qu’elle a émise.

3ème indice : des ballasts peu performants

Les ballasts traditionnels ou électromagnétiques (appelés aussi inductifs) ont une consommation équivalente à 20 % de la consommation de la lampe fluorescente. Cette consommation est de 14 % pour les ballasts électromagnétiques « faibles pertes ».

Quant aux ballasts électroniques, ils ont des faibles pertes (de l’ordre de 10 % de la puissance de la lampe) et même avec certaines lampes fluorescentes ils sont en mesure de diminuer la puissance de celles-ci en améliorant leur efficacité énergétique. Attention, l’utilisation de ballasts électroniques est cependant délicate dans les locaux équipés de matériels électroniques de mesure (laboratoire, hôpital,…).

Enfin, les ballasts gradables ou dimmables intégrés dans un système d’éclairage régulé tenant compte de l’apport de lumière naturelle peuvent contribuer à réduire encore leur perte de manière fictive. Les chiffres annoncés par certains constructeurs sont à considérer au cas par cas au niveau des systèmes et des types de lampes.

À noter aussi, comme le montre le graphe précédent, que les consommations du ballast ne sont pas nécessairement proportionnelles aux niveaux de dimming.

Ballasts électromagnétiques
faible perte et normal.

Ballast électronique.

Données	Plus d’infos sur la classification énergétique des ballasts.
Améliorer	Remplacer les lampes.
Améliorer	Remplacer les optiques.
Améliorer	Remplacer les ballasts.
Concevoir	Choisir un luminaire.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Transmission lumineuse des matériaux

Caractéristiques lumineuses

Lorsque la lumière visible du soleil est interceptée par une paroi, une partie de la lumière est réfléchie (RL) vers l’extérieur, une partie est absorbée (AL) par les matériaux, une partie est transmise à l’intérieur.

Le pourcentage de lumière transmis est appelé transmission lumineuse de la paroi, TL (les sigles LTA ou Tv sont également employés).

L’éventuel air chaud emprisonné entre la protection solaire et le vitrage n’a pas d’impact sur la quantité de lumière transmise à l’intérieur d’un local. Dans la description des différents types de protection, on considérera donc la transmission lumineuse de la protection seule et non de l’ensemble vitrage + protection.

Exemple (ci-contre) : la transmission lumineuse d’un simple vitrage clair = 0,9.

Caratéristiques énergétiques

Le facteur solaire (facteur g).

La transmission lumineuse et le facteur solaire sont souvent liés dans le sens où un vitrage sélectif, par exemple, permet de réduire la transmission de la composante IR du rayonnement solaire au prix du placement d’une ou plusieurs couches d’oxyde métallique en surface de vitrage. Cette ou ces couches influencent la transmission lumineuse du vitrage.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Comprendre la sensation de froid liée à la régulation

Préalable : schéma de l’installation

Comme pour l’évaluation de l’efficacité énergétique de la régulation, la compréhension du fonctionnement de l’installation est indispensable pour orienter les recherches. Pour cela, il faut dresser le schéma hydraulique de l’installation ainsi que le schéma de sa régulation : comment se distribue la chaleur au départ de la chaufferie, et quel régulateur commande quelle partie de l’installation ?

Exemple : principe de régulation d’une installation existante

On reconnaît :

La température de l’eau (3) des circuits A, B, C est régulée par une vanne 3 voies en fonction de sondes extérieures (1) et (10).
La température du collecteur (5) est automatiquement calculée en fonction de la température du circuit secondaire le plus demandeur.
Les chaudières et leur circulateur sont commandés en cascade en fonction des besoins (6).
Un régulateur optimiseur (2) gère le ralenti nocturne du circuit A (circuit nord).
Un thermostat d’ambiance (12) permet une programmation séparée du circuit B.
Le ralenti nocturne du circuit C (circuit Sud) est géré par un régulateur optimiseur (11). Ce régulateur dispose d’une sonde solaire en complément de la température extérieure communiquée par le régulateur au Nord.
Un contact est utilisé pour la coupure de deux ventilateurs d’extraction situés dans la salle de sports située au Sud également.
Une vanne de zone deux voies (15a), commandée par un thermostat d’ambiance et par une horloge pour le circuit D (réfectoire à usage limité).
Une vanne de zone deux voies (15b) pour les circuits E et F (locaux administratifs), commandée par une simple horloge, étant entendu que la température de départ est régulée dès la sortie de chaudière. Des vannes thermostatiques sont présentes dans les locaux pour une régulation complémentaire.
À noter qu’une soupape différentielle stabilise la pression des réseaux D et E et que le circulateur est coupé si les deux vannes de zone sont fermées.

Quelques schémas pour comprendre la régulation …

Vérification des paramètres de la régulation centrale

On entend par « paramètres de la régulation centrale » :

le réglage de la température de l’eau distribuée dans les différents circuits,
le réglage des périodes de marche et de ralenti.

Température de l’eau distribuée dans les différents circuits

Dans la plupart des installations de chauffage du secteur tertiaire, la température de l’eau distribuée dans les différents circuits est régulée en fonction de la température extérieure, suivant une correspondance appelée courbe de chauffe.

Courbe de chauffe standard : lorsque la température extérieure est de 3°C, la température de l’eau est réglée sur 70°C.

Un mauvais réglage des différentes courbes, c’est-à-dire une température d’eau trop basse, provoquera un inconfort dans certaines zones du bâtiment.

A priori, si la cause de l’inconfort est une température d’eau trop basse, le manque de chaleur se fera ressentir dans une bonne partie des locaux desservis par le circuit incriminé.

En principe, chaque bâtiment (ou zone de bâtiment) a une courbe de chauffe qui lui correspond (fonction de son degré d’isolation, de sa température de consigne et du surdimensionnement de ses corps de chauffe). C’est pourquoi, il est impossible pour un chauffagiste ne vivant pas dans le bâtiment de régler la bonne courbe. C’est aussi pourquoi il est impossible de dire ici quelle doit être la bonne température de l’eau. Tout au plus, peut-on comparer la courbe réelle à la courbe standard avec laquelle la température de l’eau équivaut à :

90°C lorsque la température extérieure est de – 10°C (température minimum de dimensionnement),

20°C lorsque la température extérieure est de 20°C (il n’y a plus de besoin de chauffage et donc plus de puissance à fournir).

Régler une courbe de chauffe.

Attention cependant, le principe de la régulation centralisée est qu’elle fournit les mêmes conditions de fonctionnement à tous les locaux raccordés sur un même circuit. Elle ne donnera donc satisfaction à tout le monde que si tous ces locaux ont des besoins semblables : même orientation, mêmes apports internes, même degré de surdimensionnment des émetteurs. Si ce n’est pas le cas, la tendance sera d’augmenter la température de l’eau de manière à satisfaire les plus défavorisés. Il en résultera des surchauffes pour les autres et le plus souvent une régulation de leur température ambiante par ouverture des fenêtres. Parfois donc, la seule régulation de la température d’eau distribuée à partir d’une sonde extérieure n’est pas suffisante. Il faudra lui adjoindre une régulation locale complémentaire (vannes thermostatiques) ou une compensation par mesure de la température intérieure (thermostat d’ambiance dans un local témoin).

Périodes de marche et de ralenti

Lorsque l’installation ne comprend pas d’optimiseur, le gestionnaire de l’installation doit fixer le moment de la relance et de la coupure au niveau d’une horloge.

Ces moments sont peut-être mal choisis. Ceci est cependant rarement le cas, le gestionnaire prenant ses précautions pour satisfaire les locaux les plus défavorisés.

Par contre, il n’est pas rare de rencontrer en chaufferie, des horloges n’étant pas à l’heure, à la suite d’une coupure de courant ou à la suite d’un oubli du changement d’heure. Si l’horloge est à l’heure d’été, l’installation sera relancée une heure trop tôt en hiver (de novembre à mars), causant ainsi une certaine surconsommation; si l’horloge est à l’heure d’hiver, l’installation sera relancée une heure trop tard en mi-saison (d’avril à octobre). Cette situation n’aura généralement guère de conséquence car le gestionnaire aura défini le moment de la relance pour les conditions les plus rudes.

Emplacement des sondes extérieures

La plupart des régulations centralisées se basent sur une mesure de la température extérieure. Si la mesure réalisée n’est pas représentative des besoins réels, il en résultera un inconfort.

Il faut donc rechercher l’emplacement de la sonde extérieure et voir si sa position lui permet une mesure correcte des conditions extérieures communes à tous les locaux.

Les sondes extérieures doivent être placées :

À mi-hauteur de la zone dont elles doivent être témoins.

Sans être masquées (balcon, toiture, … ).

Éloignées de toute source de chaleur perturbatrice (soleil, corps de cheminée, grille de ventilation, … ) qui entraînerait une diminution non souhaitée de la température d’eau.

Emplacements recommandés et déconseillés d’une sonde extérieure.

Si la sonde extérieure doit être représentative pour l’ensemble du bâtiment, elle doit être positionnée au nord ou au nord-ouest. En effet, une sonde placée par exemple à l’est entraînera la coupure prématurée du chauffage le matin en cas d’ensoleillement, ce qui ne permettra jamais au bâtiment de se réchauffer suffisamment. Une sensation de froid sera donc ressentie durant toute la journée. Inversement si la sonde est placée vers l’ouest, la coupure du chauffage suite à l’ensoleillement de fin d’après-midi ne sera pas préjudiciable puisque le bâtiment aura emmagasiné de la chaleur durant toute la journée.

Un mauvais emplacement de la sonde ou la présence de perturbations extérieures importantes et non contrôlables peuvent être atténués en compensant le régulateur climatique.

N’oublions pas, en outre, qu’une sonde peut être défectueuse !

Emplacement des sondes intérieures

Comme pour les sondes extérieures, les mesures prises par un thermostat d’ambiance doivent être représentatives de la zone qu’il doit réguler :

Il ne doit pas être caché (derrière une armoire, une affiche, …). Si c’est le cas, cela conduira soit à des surchauffes et une surconsommation (thermostat situé dans une zone moins influencée par les sources de chaleur), soit à un manque de chaleur (thermostat situé dans une zone directement influencée par les sources de chaleur).

Il doit être situé dans un local représentatif des besoins des autres locaux situés sur le même circuit. S’il est dans un local bénéficiant d’apports de chaleur plus importants (nombre d’occupants élevés, ordinateurs, ensoleillement, …), il diminuera la fourniture de chaleur des autres locaux, y créant un inconfort.

Sonde d’ambiance cachée derrière un porte-manteau ou une affiche.

Emplacement des vannes thermostatiques

La régulation de la fourniture de chaleur dans chaque local peut être affinée au moyen de vannes thermostatiques Ici aussi, il est important que la sonde de la vanne thermostatique reflète fidèlement la température effective du local. Ainsi :

L’air doit pouvoir circuler aisément autour d’elle : il ne faut pas la masquer par une tenture, un cache-radiateur, …

Elle ne doit pas subir l’influence de la chaleur dégagée par le radiateur, par exemple en étant située dans le flux d’air chaud ascendant.

Emplacements recommandés et déconseillés d’une vanne thermostatique.

Le cas échéant, il faut recourir à l’emploi de bulbes à distance (télé sonde).

Vanne thermostatique avec bulbe séparé (pouvant être placé) à distance : la mesure de température est prise à distance de la vanne qui échapper à l’influence du corps de chauffe.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un chauffage électrique : généralités

Choix du principe de fonctionnement

Un chauffage électrique pour quel usage ?

A priori, suite à son bilan écologique défavorable, l’électricité ne devrait pas être utilisée pour le chauffage des locaux. Dans le meilleur des cas, une centrale électrique TGV (turbine-gaz-vapeur) produit de l’électricité avec un rendement de 55 %. Alors que les rendements de production des chaudières au gaz sont de 92 %, voir nettement plus s’il s’agit d’une chaudière à condensation.

Et le coût du kWh électrique de jour (pointe de puissance comprise), est environ le double de celui du kWh thermique gaz ou fuel, ce qui est également dissuasif.

Seule l’utilisation d’une pompe à chaleur peut dans certains cas valoriser utilement l’énergie électrique et rattraper le mauvais rendement des centrales.

Toutefois, la force de l’énergie électrique est de pouvoir fournir un complément ponctuel, sans pertes.

Par exemple :

Chauffer à l’électricité un local de garde durant la nuit, afin de pouvoir stopper l’installation de chauffage principale.

Équiper un local d’accueil de vitres chauffantes, afin de donner aux personnes une chaleur par rayonnement, et d’éviter de chauffer l’entièreté du hall.

Donner un appoint ponctuel rapide dans un lieu à occupation temporaire, pour augmenter la température de confort (salles de bains d’un lieu d’hébergement, par exemple).

Incompatibilités

Le chauffage électrique ne convient pas aux locaux présentant une atmosphère explosive ou inflammable. Ceux-ci doivent être équipés d’un appareillage spécial.

Les systèmes à accumulation dynamique, qui font circuler l’air du local sur le noyau porté à haute température, ne conviennent pas aux applications où l’air ambiant contient régulièrement des solvants comme les salons de coiffure, cordonneries, garages, laboratoires, et bureaux en communication avec de tels locaux. En effet ces solvants se décomposent à haute température, ce qui peut provoquer, en fonction de leur nature, des émissions d’odeur, des cendres, ou une corrosion extrêmement rapide des composants métalliques.

Un phénomène analogue, mais sans conséquence, se produit lorsque des travaux de peinture, encollage de revêtement de sol, cirage de meubles sont effectués dans un local chauffé par accumulateurs dynamiques. La décomposition des solvants provoque l’émission d’une odeur « de mazout ». Ce phénomène transitoire s’élimine aisément par une aération du local (couper le thermostat).

Direct ou accumulation ?

Dans le cas du chauffage direct, la production et l’émission de chaleur se font à l’endroit même et au moment même de la demande.

Les appareils les plus répandus sont les convecteurs, et en moindre mesure, on rencontre aussi les panneaux radiants. Les systèmes de chauffage par plafonds et sols sont également des techniques courantes.

Recouvrement du plafond.
Élément chauffant.
Élément constitutif du plafond.
Isolation thermique.
Voliges.

Le chauffage direct présente plusieurs avantages :

un rendement élevé (absence de pertes de distribution),
une grande précision du réglage de température,
un faible investissement.

Mais son coût est très élevé puisque la consommation est essentiellement facturée au prix de jour du kWh et pour une faible part seulement au prix de nuit. De plus, l’appareil risque fort d’être enclenché au moment de la pointe de puissance du bâtiment (pointe quart-horaire). Or chaque kiloWatt enclenché à ce moment va générer un supplément de 10 Euros environ à la facture mensuelle. C’est le problème des chaufferettes installées dans les locaux où il y a insuffisance de chaleur.

C’est typiquement un usage d’appoint qui doit lui être réservé, dans des locaux à usage intermittent.

Le chauffage à accumulation, lui, repose sur le fait que le producteur/distributeur, disposant de périodes où la demande est moindre, peut offrir un prix de kWh nettement plus avantageux. Le courant prélevé dans les heures creuses est utilisé pour produire de la chaleur qui sera momentanément stockée dans un accumulateur. La chaleur accumulée est ensuite restituée au moment de la demande de chaleur. Pour le chauffage des bâtiments, on rencontre essentiellement les radiateurs à accumulation et le chauffage à accumulation par le sol .

Si le prix est plus avantageux, le chauffage à accumulation présente des inconvénients :

de par son inertie, la régulation (et donc le rendement) se dégrade fortement,
l’investissement est nettement plus élevé que le chauffage direct.

Pour évaluer l’efficacité énergétique d’un chauffage électrique à accumulation : cliquez ici !

C’est un système qu’il ne faut pas installer si le bâtiment présente une occupation variable et des apports solaires importants (grandes baies vitrées).

Il faut vérifier si le poids des accumulateurs de grosse puissance est compatible avec la charge au sol admissible. La pression sous les pieds de certains accumulateurs peut, en effet, s’avérer incompatible avec la tenue d’un plancher.

Choix d’un appareil direct

Le critère de choix essentiel est de déterminer le mode de transmission de la chaleur.
On peut avoir :

un émetteur fortement convectif (c’est l’air qui est chauffé et qui communique sa chaleur à l’ambiance),

fortement radiatif (c’est une onde qui chauffe tous les matériaux autour le lui),

ou mixte (la carcasse émet une onde mais un effet convectif est donné par effet cheminée ou par un ventilateur).

Émetteur radiatif et convectif .

D’une manière générale, si le local à équiper est bien isolé, ce choix sera de peu d’importance. Par contre, si les déperditions sont élevées, il faut bien étudier la question car la puissance à apporter étant élevée, soit le débit d’air chaud sera élevé, soit la température de rayonnement sera forte. Deux situations inconfortables.

A priori, c’est le chauffage par rayonnement (à la plus basse température possible) qui sera le plus confortable.

Par contre, l’air chauffé est ressenti comme sec et porteur d’une odeur, surtout au démarrage de l’appareil (brûlure des poussières).

Il est surtout à éviter si le local est de grande hauteur : une stratification des températures aura lieu, l’air chaud restant coincé au plafond.

Le chauffage par rayonnement de plafond est par contre à éviter car pour son confort thermique, l’homme aime d’avoir « chaud aux pieds et frais à la tête ». Tout le contraire, donc… Une puissance maximale de 100 W/m² sera installée, avec une température de surface de 30 à 35°C. C’est faible et cela limite donc l’application à un local récent et isolé. Il ne se justifie que dans un atelier industriel où, le chauffage de l’air étant impossible, un chauffage par rayonnement à haute température peut se faire.

Un chauffage par l’air entraîne de fortes déperditions par les toitures.

Un chauffage par rayonnement permet un apport localisé.

Choix d’un appareil à accumulation

Qui peut prédire le temps qu’il fera demain ? Dans nos contrées, il faut avouer qu’il n’est pas évident de savoir s’il fera ensoleillé ou non le lendemain…

Or, dans un bâtiment d’aujourd’hui, bien isolé, le chauffage n’est plus nécessaire lorsque le soleil est présent. Il doit s’arrêter.

Que faire alors de la chaleur accumulée durant la nuit ? Elle s’écoulera malgré tout en bonne partie provoquant de la surchauffe et des pertes énergétiques.

Accumulation dans le sol

L’accumulation dans le sol est un système de chauffage statique. Il en porte donc tous les défauts (impossibilité de gérer la décharge en fonction des besoins réels de la pièce).

En reprenant ici l’analyse générale du choix de l’émetteur de chauffage, il ne convient absolument pas pour une école dont le temps d’inoccupation et les apports de chaleur gratuits (élèves, ensoleillement) sont importants. Pas plus pour un restaurant. Il ne convient pas non plus pour tout local fortement ensoleillé.

Exemple

Vu l’inertie de ce système (temps de réponse de plusieurs heures), et pour profiter du courant de nuit, il sera nécessaire d’enclencher le chauffage dès 2 heures du matin. Cette heure n’aura pu être sélectionnée que sur base de la température de nuit, en supposant que « plus il fait froid la nuit, plus les besoins de chauffage le jour seront importants ».

A 7 heures, le sol est chargé.

Si le soleil apparaît à 9 heures, il sera impossible de stopper la fourniture de chaleur. Les apports solaires entraîneront de la surchauffe dans les locaux. En architecture solaire passive, le sol constitue le premier lieu de stockage de l’énergie solaire. Toute l’énergie solaire accumulée en journée étant restituée en soirée. Avec un chauffage par le sol, le réservoir déborde déjà avant l’arrivée du soleil.

Par opposition, dans un système de chauffage par radiateurs, la vanne thermostatique fermera l’alimentation en eau chaude des radiateurs.

Par contre, il convient dans les locaux de grande hauteur (atrium, local avec mezzanine, …) pour lesquels la stratification des températures devient importante dans le cas d’un chauffage par convection. Par exemple pour assurer une température minimum de base, laissant à des convecteurs directs le rôle de l’appoint. Mais si la surface de chauffe est importante, va-t-on choisir un système dont le coût d’exploitation est si élevé ?

Quelques critères de qualité :

Les écarts de température à la surface du sol, même lors de l’emploi d’un recouvrement céramique, doivent rester en dessous de la valeur normalisée de 1,5 K.

La température de contact au sol devrait être limitée à 26,5°C. Le sol est ainsi en mesure de dissiper 70 W au m², ce qui est peu.

Si la puissance requise n’est pas disponible par le sol, le complément sera obtenu par un chauffage additionnel (convecteurs ou chauffage d’appoint dans le sol le long des murs). Le cas échéant, lors de l’emploi de chauffage additionnel dans le sol, limité aux zones périphériques de la pièce, la température de contact au sol pourra atteindre 34°C, permettant ainsi de dissiper une puissance de 150 W au m².

Une isolation correctement dimensionnée sera prévue sous la dalle. La CEG (Communauté de l’Electricité) recommande un minimum de 4 cm si le local inférieur est chauffé à la même température, 6 cm si le local du dessous n’est pas chauffé, 8 cm si c’est de l’air libre ou le sol. Dans le cas de l’air libre (vide ventilé, par exemple), il nous semble qu’un minimum de 12 cm serait préférable.

Pour estimer la perte d’un chauffage par le sol situé au dessus dune cave, en fonction du degré d’isolation : cliquez ici !

Chauffage par accumulateurs

Les différents types d’accumulateurs se distinguent essentiellement par le mode de restitution de la chaleur,

depuis l’accumulateur statique, très peu isolé, qui va se refroidir naturellement tout au long de la journée,

jusqu’à l’accumulateur dynamique qui va tenter de retenir, grâce à son isolation, la chaleur accumulée. Lorsque la sonde d’ambiance est inférieure à la consigne et que la programmation le permet, il enclenche un petit ventilateur interne pour évacuer par convection la chaleur du noyau.

Sans hésiter, le choix du deuxième type d’accumulateur doit être fait. Idéalement, l’accumulateur ne devrait « s’user que si l’on sen sert » : il ne devrait perdre de la chaleur que lorsqu’il y a une demande.

La réalité, même avec l’accumulateur dynamique, est malheureusement toute autre. Dans nos simulations informatiques, nous avons constaté que lorsque la demande a été nulle en journée (soleil, réunion de travail, …), à 22h00 l’accumulateur dynamique a perdu près de 50 % de son énergie (par décharge statique au travers l’enveloppe isolante) ! Le rendement moyen saisonnier peut descendre jusqu’à 70 % si la charge n’est pas bien gérée et que des apports gratuits (internes et externes) sont présents dans le local.

D’ailleurs, il suffit de mettre sa main sur la paroi pour constater qu’il s’agit d’un véritable radiateur (le noyau peut être chauffé jusqu’à 800°C).

Lors de la sélection, il est très important de privilégier l’épaisseur de l’isolant, … et tant pis pour l’encombrement !

L’emplacement des appareils sera choisi de manière à assurer un rayonnement calorifique et un brassage d’air optimal dans le local, de préférence sous une fenêtre pour en compenser le rayonnement froid. Deux ou plusieurs appareils seront préférés à un seul plus puissant en raison de la meilleure répartition de chaleur qu’ils assurent.

Choix de la régulation

La régulation est le cerveau de l’appareil et donc la source des gaspillages éventuels. On ne saurait trop recommander une régulation automatique de la charge en fonction de la température extérieure.

Et pourtant, on rencontre couramment des accumulateurs avec réglage manuel à 3 positions. Par simplification, ils sont souvent réglés sur la position la plus élevée, afin de prévenir toute période froide éventuelle du lendemain. En pratique, ils entraînent une décharge statique plus élevée que nécessaire et donc une perte de rendement.

Un dispositif automatique de régulation de charge est de toute façon obligatoire dans les cas suivants :

en tarif exclusif nuit lorsque la puissance totale installée en accumulation est supérieure ou égale à 12 kW;

dans tous les cas d’application d’accumulation en tarif trihoraire ou hors-pointes, indépendamment de la puissance installée;

l’accumulation par le sol.

D’expérience, les installateurs règlent les appareils de telle sorte que jamais leur client ne puissent se plaindre d’avoir froid. Autrement dit, ils favorisent une charge élevée. Tout particulièrement si le bâtiment n’est plus occupé en fin de journée, il sera utile de revoir les paramètres de cette régulation de telle sorte que « l’appareil soit froid en fin de journée ». Quitte à jouer de temps à autre avec la résistance directe d’appoint, si une réunion est programmée un soir…

Pour plus de détails sur la régulation des appareils, cliquez ici !

Pour plus de détails sur l’adaptation des paramètres de réglage, cliquez ici !

Choix du tarif

Il nous est très difficile de discuter du meilleur tarif applicable au secteur tertiaire. Et donc d’optimaliser le choix des accumulateurs en fonction du tarif.

En effet, nous avons peu d’expérience d’audit de bâtiments tertiaires chauffés à l’électricité. Et les informations disponibles sont souvent orientées pour le domestique.

La philosophie de base est bien sûr la suivante :

Si le stockage a lieu à 100 % la nuit (durée de charge de 9 heures), le tarif (dit « exclusif nuit ») sera le moins cher mais l’investissement dans les appareils aussi. Ceux-ci seront également très encombrants.

Si une relance est possible en journée (tarif à Effacement en Heures de Pointe, tarif Trihoraire), le prix sera un peu plus élevé mais l’accumulation sera plus réduite dans les appareils, plus petits, moins coûteux à l’achat.

Il faudra juger au cas par cas, en simulant le fonctionnement le plus probable des appareils. Assurément, il est utile d’en discuter avec un représentant du distributeur avant un investissement dans des accumulateurs.

Consommation

Pour plus de détails sur la logique des tarifs optionnels à horaires restreints en Basse Tension, cliquez ici !

On y apprendra que ne peuvent en bénéficier que les appareils raccordés de manière permanente sur un circuit séparé, avec un comptage distinct (appareils de chauffage électrique à accumulation).

Il y aura donc un autre compteur, pour les autres équipements, en fonctionnement permanent, avec une tarification de base ou bihoraire.

Le Tarif Exclusif de Nuit est applicable durant 9 heures de nuit (fixées par le distributeur) + toute la journée le dimanche avec une faculté pour le distributeur de couper durant les heures les plus chargées.

Avec le Tarif à Effacement en Heures de Pointe, les appareils raccordés sur ce compteur peuvent consommer toute la journée, mais… l’alimentation des appareils peut être interrompue par le distributeur, sans préavis, par commande à distance. La durée des interruptions journalières est au maximum de 15 heures. Elles se situent normalement au cours des mois de novembre à février. La durée totale des interruptions ne dépassera pas 500 heures par an.

Consommation

Pour plus de détails sur la logique du tarif exclusif nuit en Haute Tension, cliquez ici !

On y apprendra que le tarif « exclusif nuit » peut être demandé en Haute Tension également. Il est destiné aux applications utilisant, entre autres, le principe de l’accumulation et dont les prélèvements d’énergie, enregistrés séparément, se font exclusivement durant les heures de nuit (soit 9 heures chaque jour, fixées par le distributeur).

À noter que ce tarif exclusif de nuit peut, à la demande du client, être étendu aux samedis, dimanches et jours fériés légaux nationaux.

Consommation

Pour plus de détails sur les montants des différents tarifs, cliquez ici !

Qualité de la mise en œuvre

Lors de la mise en œuvre d’un système de chauffage électrique, certains points nécessitent une attention toute particulière.
(Source : d’après Le code de bonne pratique pour la réalisation des installations de chauffage électrique – Communauté de l’Electricité – CEG).

Le chauffage électrique met en œuvre des puissances électriques importantes dont les durées d’enclenchement atteignent plusieurs heures. Un soin tout particulier doit donc être apporté au serrage des connexions et à la qualité des composants de commutation vu leur plus grande sollicitation. Il ne faut en effet pas perdre de vue que l’échauffement des contacts est proportionnel au carré de l’intensité.En pratique, on veillera :
- à dimensionner suffisamment les coffrets électriques de façon à éviter des échauffements internes importants,
- à installer des borniers correctement dimensionnés et dont le système de serrage reste fiable dans le temps (les barrettes de raccordement de type « éclairage » sont interdites).
Au niveau du tableau de répartition, calculer les puissances par phase afin d’équilibrer au mieux l’installation.
La plupart des appareils de chauffage appartiennent à la classe 1. Les conducteurs de terre doivent donc y être raccordés.
Respecter scrupuleusement les sections minimales de ce conducteur et sa couleur jaune-vert.
Respecter le bleu pour tous les conducteurs neutres.
Conserver les mêmes couleurs pour tous les circuits de même nature (ex. : brun = élément d’appoint, gris = ventilateur, etc.).
Lorsque différents circuits d’alimentation concernent le même appareil (ex. : puissance sur exclusif nuit, ventilateur sur tarif jour, régulation) :
- Éviter de placer dans une même canalisation des circuits alimentés par des différentiels différents (inductions transitoires possibles entre circuits).
- Ne pas mélanger les neutres.
- Éviter la juxtaposition de câbles de sondes à d’autres circuits.
Pour les appareils installés dans des locaux humides prévoir une coupure multipolaire et un différentiel 30 mA. Respecter le degré d’étanchéité IPX1 et l’installation hors volume de protection (voir RGIE).
Préférer un récepteur de télécommande à une horloge de commutation (qui, à terme, présente un risque de dérèglement).
Faire constater son basculement effectif pendant la période prévue et la commutation des circuits qui en dépendent.
Prévoir suffisamment de jeu dans les câbles de raccordement d’appareils de chauffage fixes pour permettre leur déplacement nécessaire en cas de remplacement éventuel de pièces et d’intervention de maintenance.
Des modifications réalisées dans une installation existante et des renforcements de puissance nécessitent un contrôle par un organisme agréé avec remise en conformité de l’ensemble de l’installation (suivant les modalités définies dans le R.G.I.E).
Avant la mise sous tension de l’installation, procéder aux tests d’isolement des différents circuits.
Après la mise sous tension, réaliser les tests fonctionnels des composants, vérifier la tension des circuits (principalement tri – et tétraphasés) et contrôler, à la pince ampèremétrique, l’intensité de courant des circuits par les circuits de puissance.
Lors de l’installation d’accumulateurs de grosse puissance, on veillera à la compatibilité de leur poids avec la charge au sol admissible. La pression sous les pieds de certains accumulateurs peut, en effet, s’avérer incompatible avec la tenue d’un plancher. De plus, ces accumulateurs doivent éventuellement être fixés à la paroi selon les indications du constructeur.
Cas particulier du chauffage par le sol :
- Les câbles doivent être placés dans du béton ou une masse conductrice.
- La composition du béton à utiliser est également importante pour la dissipation thermique et la capacité d’accumulation de la dalle.
- Dans tous les cas, il convient d’informer le professionnel en revêtements de sol pour qu’il tienne compte du type de chauffage dans le choix de ses matériaux.
- Une surveillance lors de la pose de la dalle est indispensable pour s’assurer que les câbles ne soient pas endommagés pendant l’opération (coup de pelle, brouette, pompe à béton, etc…)
- Des tests d’isolement doivent être réalisés entre l’âme du câble et son blindage et/ou la terre, avant et juste après la pose de la dalle, pour pouvoir intervenir immédiatement en cas de défaut. La tension arrivant sur le câble doit être contrôlée au voltmètre (une erreur de raccordement pourrait amener 400 V sur le câble et entraîner sa destruction rapide).
  La mise à température de la dalle ne peut se faire que progressivement (par pas de 5 degrés par jour) et après le temps de séchage du béton (généralement 21 jours).
Consigner par écrit les réglages initiaux et prévoir la place nécessaire pour les modifications ultérieures et les dates auxquelles elles seront éventuellement effectuées.
Être présent lors de la mise en service par l’installateur et exiger un mode d’emploi clair et précis.

Et dans les bâtiments à basse énergie voire passifs ?

Éthique énergétique

On pourrait penser que le fait de diminuer les besoins de chaleur par 5 voire par 10 dans les bâtiments à basse énergie ou passifs justifierait l’usage de l’électricité comme système de chauffage. Il n’en est rien, au niveau belge en tout cas ! En effet, ce facteur de conversion de l’énergie finale (sur la facture électrique) en énergie primaire est de 2.5. La facture illustre notamment le mauvais rendement des centrales comme déjà décrit plus haut.

En supposant qu’un bâtiment passif soit équipé d’un système de chauffage électrique, le critère des besoins net en énergie de chauffage est de 15 kWh.m^-2.an^-1. Ce bâtiment équipé :

d’une chaudière gaz à condensation pourrait consommer, pour un rendement saisonnier de 102 %, de l’ordre de 14.7 kWh.m^-2.an^-1 en énergie primaire ;

d’un chauffage électrique consommerait 37.5 kWh.m^-2.an^-1 à la centrale électrique.

Si on considère que les consommations de chauffage sont grosso modo proportionnelles au niveau d’isolation du bâtiment, pour arriver au passif, on peut concevoir que 20 cm d’isolant dans les murs sont nécessaires (c’est un ordre de grandeur, mais cela reste du cas par cas !). Si ce bâtiment est chauffé avec des radiateurs électriques, cela équivaudrait à concevoir un bâtiment avec 8 cm d’isolant dans les murs et équipé d’une chaudière à condensation.

Chauffage électrique
dans un bâtiment passif.

Chaudière à condensation
dans un bâtiment PEB par exemple.

Chauffage direct ou à accumulation ?

Pour les inconditionnels du chauffage électrique non convaincus par le développement réalisé ci-avant, autant choisir la moins mauvaise des solutions.

Pour des bâtiments à basse énergie et passifs, le choix d’un système de chauffage électrique direct prend toute son importance. En effet, le chauffage électrique direct étant très réactif par rapport au chauffage à accumulation, en mi-saison le chauffage direct permettra d’éviter la surchauffe et les surconsommations liées à cette surchauffe.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Zones à risque de contamination élevé de l’hôpital

Niveau de propreté particulaire et bactérienne de l’air

En fonction de la zone, le traitement d’air doit répondre en tout ou en partie aux objectifs suivants :

limiter la concentration dans l’air des particules, des virus et des bactéries,
éliminer les gaz dangereux (gaz anesthésique, …) et explosifs,
éviter les contaminations entre différentes zones (contaminations croisées).

Le maintien de la qualité de l’air ne se résume donc pas à l’apport d’air neuf hygiénique. Il faut en outre supprimer tout risque d’aérobiocontamination soit au départ de certains locaux du bâtiment (zones septiques), soit venant de l’extérieur.

La pression relative entre les locaux, la filtration, le recyclage de l’air et la désinfection des équipements jouent donc un rôle tout aussi important que l’apport d’air neuf.

L’importance de chacune de ces « missions » varie en fonction du risque de contamination que l’on rencontre dans les différentes zones du bâtiment. On parle de zones à risque classées de 2 à 4 en fonction du risque de aérobiocontamination encouru, tant pour les patients que pour la communauté hospitalière (norme EN ISO 14644 et EN ISO 14698). La norme NF S90-351 s’inspire de ces deux normes européennes pour donner des recommandations en termes de conception, d’exploitation, de maintenance et d’utilisation des installations de traitement d’air pour les établissements de santé.

Afin d’évaluer le risque de contamination de la zone considérée en fonction de l’activité, les taux de renouvellement d’air et les pressions différentielles qui en découlent.

Confort des occupants

Le niveau du confort d’une zone à risque contrôlé passe aussi par l’évaluation du confort des malades, du personnel soignant et des visiteurs. Les consignes de température, du taux d’humidité, de la vitesse de déplacement d’air, fonction du type d’intervention réalisée, sont à respecter et à contrôler en période d’occupation de la zone, surtout en présence d’apports calorifiques importants.

Tout spécialement, un taux minimum d’humidité relative doit être maintenu pour éviter les risques d’explosion des gaz anesthésiants.

Afin d’évaluer le niveau de confort à atteindre dans les locaux.

« Tout air neuf » ou « recyclage » ?

Comme dans toute autre zone, il est nécessaire d’assurer le confort respiratoire des occupants. De plus, les filtres de la chaine de traitement de l’air ne peuvent pas arrêter les polluants chimiques tels que les gaz anesthésiants. C’est pour cette raison, en plus de l’élimination des polluants dus à la présence humaine, qu’il est nécessaire d’effectuer un apport d’air neuf. Les taux de brassage importants servent en grande partie à atteindre le niveau de propreté souhaité au niveau particulaire et bactérien.

La conception moderne des « zones à risque » a fortement évolué malgré l’imprécision qui règne au niveau des réglementations. C’est aux salles blanches industrielles que l’on doit cette avancée majeure. Ce n’est que suite au développement catastrophique des infections nosocomiales qu’on s’est intéressé de près aux systèmes de ventilation et climatisation dans les hôpitaux et à leur normalisation.

La phobie du recyclage est encore bien présente dans les mentalités mais tend à laisser la place à une intégration certaine de ce principe dans les nouveaux projets de conception; ce qui est favorable du point de vue de l’énergie, de l’environnement et du portefeuille du maître d’ouvrage.

Dans la conception des zones à risque ci-dessous, nous avons pris l’option de ne considérer que le système à recyclage.

À noter également que le système d’humidification n’est pas repris dans les schémas. Un humidificateur à vapeur en sortie de caisson est recommandé pour les qualités hygiéniques de ce système.

Zones à risque contrôlé

1. Introduction

Source d’informations

Les recommandations reprises ci-après sont principalement issues du guide « Traitement de l’air en milieu hospitalier » élaboré par des médecins et des spécialistes du traitement de l’air, à l’initiative d' »UNICLIMA » (Union intersyndicale française des constructeurs de matériel aéraulique, thermique, thermodynamique et frigorifique).

Les configurations de climatisation des salles d’opération montrées ci-dessous sont parfois extrêmes mais montrent le souci de contrôler au maximum le risque de contamination. Dans la pratique, en Belgique, les configurations sur le terrain sont en général plus simples sauf demande expresse du maître d’ouvrage.

2. Zones à risque modéré de biocontamination

(zones à risque 2)

Zones à risque 2

Zones pour patients à risque infectieux modéré : médecine interne ou spécialisée, rééducation fonctionnelle, maternité, pédiatrie, long et moyen séjour, psychiatrie, consultations externes, hôpitaux de jour à orientation infectieuse.

Objectif d’épuration : classe ISO 8 (moins de 3 500 000 particules > 0,5 μ m par m³ d’air).

L’air est pulsé mécaniquement dans chaque local au moyen de diffuseurs classiques et en partie repris par un recycleur propre au local ou au groupe de locaux concernés. Le dernier étage de filtration est d’efficacité minimum EU10 (95 % DOP ou H11) avec un préfiltre EU7 (85 % OPA ou F7). Une surpression des salles est assurée par un débit d’air neuf introduit plus élevé que celui extrait.

Ventilation des zones à risques 2 :
1/3 de l’air est extrait en partie haute pour éliminer les gaz anesthésiques plus légers que l’air.

3. Zones à haut risque de biocontamination

(zone à risques 3)

Zones à risques 3

Zones pour patients à haut risque infectieux : réanimation, soins intensifs, explorations fonctionnelles vasculaires, néonatalogie, hémodialyse, hématologie, chimiothérapie, chirurgie, blocs opératoires conventionnels (chirurgie digestive propre ou contaminée, chirurgie gynécologique, obstétricale, urologique, ORL).

Objectif d’épuration : classe ISO 7 (moins de 350 000 particules > 0,5 μ m par m³ d’air).

Il est reconnu que la principale source de contamination bactérienne est l’équipe chirurgicale elle-même. C’est donc dans les environs du champ opératoire que l’on retrouve la plus grande concentration de micro-organismes.

Utiliser une ventilation en flux turbulent, c’est-à-dire avec des diffuseurs traditionnels semblables à ceux utilisés dans les zones à risques 2 a pour conséquence de diluer rapidement la charge contaminante au travers de la pièce entière et rend donc le contrôle des risques plus difficile. La solution préconisée pour les zones à risques 2, solution par ailleurs bon marché, est donc à prendre avec précaution dans ce cas.

On lui préférera la solution du plafond soufflant à basse vitesse : l’air neuf est pulsé par un plafond soufflant à déplacement d’air à basse vitesse et couvrant la zone de plus haut risque. Il est repris en partie vers un recycleur spécifique au local ou à un groupe de salles semblables. Ce mode de pulsion entraîne un écoulement dirigé d’une vitesse inférieure à 0,25 m/s. Le mouvement transversal turbulent est très faible, de même que le mélange avec l’air ambiant. L’entraînement par déplacement d’air crée alors une véritable barrière dynamique autour de la zone de « plus haut risque ».

Le dernier étage de filtration est d’efficacité minimum EU13 (99,99 % OP ou H14). Ce filtre est placé le plus près possible du plafond diffusant (éventuellement à l’intérieur de ce dernier) avec un préfiltre EU8 (95 % OPA ou F8).

La plupart des normes internationales recommandent d’assurer une surpression dans les salles d’opération. Celle-ci est obtenue par un débit d’air neuf introduit supérieur à celui extrait. La norme allemande DIN 1946 prévoit, elle, la possibilité d’inverser cette pression relative dans le cas d’opérations septiques. Dans ce cas, l’air extrait doit aussi être filtré par un filtre absolu.

Le maintien des débits et des pressions dans le temps est important dans ce type de local, et ce malgré l’encrassement des filtres. Ceci peut se faire en équipant le ventilateur dune variation de vitesse du ventilateur.

Un taux d’air neuf de 5 vol/h est souvent considéré comme suffisant pour la dilution des gaz anesthésiques.

Parmi les différents types de plafond soufflant existants, les critères de choix sont

la protection du patient,
le confort des occupants (vitesse d’air dans la zone occupée et niveau sonore),
l’absence de turbulence,
la facilité de maintenance,
le coût.

Ventilation des zones à risques 3 :
1/3 de l’air est extrait en partie haute pour éliminer les gaz anesthésiques plus légers que l’air.

Plafond soufflant en inox à une vitesse de 0,2 m/s, équipé d’un filtre H13 ou H14 et d’une dalle aveugle étanche pour le passage du scyalitique

Lorsque la conception architecturale de la salle d’opération ne permet pas le placement d’un plafond soufflant, on peut disposer les bouches de pulsion à jet dirigé de très faible vitesse sur le mur perpendiculaire à la table d’opération, dans le coin supérieur de la salle.

4. Zones à très haut risque de biocontamination

(zone à risques 4)

Zones à risques 4

Zones pour patients à très haut risque infectieux : cancérologie, onco-hématologie, greffés, prématurés, brûlés, blocs opératoires aseptiques (orthopédie, cardio-vasculaire, neurochirurgie, ophtalmologie).

Objectif d’épuration : classe ISO 5 (moins de 3 500 particules > 0,5 μ m par m³ d’air).
Le flux laminaire ou flux unidirectionnel est le système actuellement le plus efficace pour fournir de l’air stérile autour d’un malade à protéger ou de la plaie chirurgicale. Il assure en parallèle une liberté de mouvement suffisante au corps médical.

Pour garantir une efficacité optimale, il faut

le moins de turbulence possible,
une vitesse d’air comprise entre 0,3 et 0,6 m/s pour garantir la stabilité du flux,
un espace réduit entre le soufflage et la zone à protéger,
tenir compte des perturbations possibles (luminaires, …) et des mouvements de l’équipe chirurgicale.

Le degré de filtration recommandé est semblable à celui des zones à risques 3. Ici aussi, une surpression des salles est assurée par un débit d’air neuf introduit et non extrait.

Étant donné les importants taux de renouvellement d’air recommandés (200 à 600 vol/h), il est évidemment recommandé de circonscrire le plus exactement possible la zone à protéger, le reste de la salle ne subissant pas de traitement particulier.

On peut ainsi concevoir des flux verticaux ou horizontaux, totaux ou partiels. Dans tous les cas, une partie de l’air devra être extraite pour éliminer les gaz dangereux (gaz anesthésiques).

Salles d’opération à flux laminaire horizontal

Flux total : tout le local est balayé par le flux d’air repris sur la paroi opposée.
Remarque : sur le schéma, le chirurgien est mal situé par rapport au flux d’air qu’il risque de contaminer…

Flux partiel :
les filets d’air sont guidés par des parois verticales parallèles et la reprise se fait du côté du panneau filtrant.

L’avantage d’un tel système est la possibilité pour l’équipe chirurgicale de ne pas porter de heaume.

L’inconvénient réside dans la disposition obligatoire du personnel et des équipements en aval de la plaie par rapport au sens du flux.

Salles d’opération à flux laminaire vertical

Le flux laminaire total avec plancher entièrement perforé n’est pas utilisable dans les hôpitaux à cause des exigences de désinfection. On utilise donc un flux partiel couvrant la zone de plus haut risque. La zone couverte est de l’ordre de 3 m sur 3 m. Cette dimension permet aux parois verticales (descendant jusqu’à 1,6 m du sol, avec éventuellement rideaux souples en PVC) guidant le flux de ne pas gêner l’équipe chirurgicale. La reprise se fait en périphérie du flux laminaire.

Flux vertical alimenté par une centrale de traitement d’air.

Flux vertical autonome avec ventilateurs incorporés.

Les avantages d’un tel système sont d’une part la liberté de mouvement de l’équipe chirurgicale et les débits d’air à traiter moindre que dans le cas d’un flux horizontal (zone à traiter moindre).

L’inconvénient est le port du heaume conseillé pour garantir la qualité de l’air.

Chambres stériles

Les chambres stériles peuvent être ventilées soit par un flux laminaire horizontal, soit vertical, suivant les typologies recommandées pour les salles d’opération. La zone à protéger sera restreinte au lit du patient, éventuellement à la zone destinée à recevoir le personnel soignant.

5. Zones à risque pour la collectivité hospitalière

Zones à risques

Zones où il faut protéger la collectivité hospitalière des risques infectieux : chirurgie septique (urologie voie basse, gynécologie, endoscopie), chirurgie très septique (proctologie, abcès, préparation opératoire, zone d’urgence, soins intensifs avec malades infectieux, traitement du matériel côté sale, laboratoire de manipulation de prélèvements biologiques ou germes).

Objectif : Protection de l’environnement hospitalier par confinement, maîtrise des flux d’air et filtration.

Les prescriptions relatives aux zones à risques pour le patient doivent être complétées en tenant compte des risques pour la collectivité hospitalière. En fonction du degré de risque pour celle-ci, la protection doit comprendre

Un confinement, c’est-à-dire un isolement du patient et de l’équipe de soins de l’environnement extérieur par des cloisons et des portes fermées, et l’isolation du patient de l’équipe de soins par des cloisons (cabines stériles) et des vêtements spéciaux (scaphandres).
Une mise en dépression de la zone contaminée complétant le confinement. Selon les risques, un sas en surpression est souvent nécessaire. Dans le cas de très haut risque, le ventilateur d’extraction doit être doublé pour prévenir tout risque de panne et donc d’arrêt de l’installation. Dans tous les cas, le fonctionnement du ventilateur d’extraction doit être asservi au fonctionnement du ventilateur de pulsion.
Une maîtrise des flux d’air évitant les zones inertes et entraînant le plus rapidement les particules contaminées vers le réseau d’extraction. La disposition des locaux est en ce sens importante.
Un réseau d’extraction complètement indépendant de ceux des autres locaux.
Une filtration de l’air extrait au moyen d’un filtre absolu. Ce filtre doit être doublé en cas de très haut risque pour prévenir toute défaillance d’un des filtres.

Principe aéraulique du traitement d’air dans une zone à très haut risque pour le patient (flux laminaire vertical) et pour la collectivité hospitalière (sas, double filtration, double ventilateur).

Lorsque le risque de contamination pour la collectivité hospitalière est modéré, il n’est pas nécessaire de maintenir les locaux d’hébergement ou de traitement en dépression. Il s’agit d’une simple mise en quarantaine. Il faut simplement, dans ce cas, rester vigilant quant à la circulation des personnes, du matériel et à la séparation des zones. Le réseau de ventilation recyclage et extraction doit cependant être indépendant pour la zone où on identifie ce risque.

Récupération de chaleur sur l’air extrait

On l’a vu ci-dessus, la plus grosse récupération de chaleur se fait par un taux de recyclage important pouvant dépasser 70 % de flux total d’air pulsé. Les conditions pour pouvoir effectuer ce recyclage sont que l’air recyclé provienne de la même salle que celle dans laquelle il est injecté et que l’air recyclé soit filtré avec la même efficacité que l’air neuf.

On considère souvent que la récupération de chaleur sur l’air extrait n’est financièrement intéressante que lorsque l’on travaille en « tout air neuf », ce qui n’est jamais le cas dans les solutions techniques présentées ci-dessus. On peut cependant envisager une récupération de chaleur sur l’air extrait lorsque les débits d’air neuf sont importants (jusqu’à 15 vol/h).

Choix d’un récupérateur de chaleur.

Il est déconseillé d’utiliser des échangeurs à plaques. En effet, ils sont difficiles à désinfecter, l’agent désinfectant pénétrant mal entre les interstices de faible dimension. L’aluminium est en outre fragile vis-à-vis de ces produits, ce qui risque de provoquer des fuites, donc des contaminations qui ne seront jamais détectées. Si de tels échangeurs sont utilisés, il faut respecter une hiérarchie correcte des pressions entre le conduit d’air neuf et le conduit d’air extrait. Cette pression relative doit être contrôlée régulièrement (un pressostat d’alarme peut signaler toute modification), de même que la concentration de contaminant dans l’air neuf.

Les échangeurs avec fluide calorifique intermédiaire (eau glycolée) ont des rendements de récupération moindre par rapport aux autres systèmes. Cependant, puisqu’il n’y a pas de contact direct entre l’air vicié et l’air neuf, les risques de contamination croisée sont éliminés.

Les échangeurs du récupérateur doivent être disposés au niveau de la pulsion entre les deux premiers étages de filtration, pour qu’ils soient protégés de l’encrassement et pour ne contaminent pas l’air distribué. Les échangeurs sur l’air extrait peuvent aussi être protégés par un filtre pour éviter un encrassement trop rapide.

Autres prescriptions de la norme DIN 1946 pour les salles d’opération

Voici d’autres recommandations, notamment issues de la norme DIN 1946

Les unités de traitement d’air devraient être composés de panneaux en acier galvanisé double paroi et avec des composants facilement démontables pour être stérilisés.
Les batteries froides devraient être en acier inoxydable avec des ailettes en aluminium, protégées par une peinture epoxy.
Les unités de traitement d’air devraient être capables de fonctionner à débit réduit lorsque les salles sont inoccupées, assurant en permanence une pressurisation suffisante. En mode veille, seule la pression de la salle est surveillée. On travaille alors en tout air neuf, sans contrôle de température ni d’humidité. Elles doivent pour cela être équipées de moteurs à vitesse variable.
Les unités de traitement d’air devraient pouvoir assurer une surpression et une dépression dans les salles d’opération en fonction du type d’intervention (aseptique ou septique) et pouvoir facilement passer dune situation à une autre. Ceci est possible en utilisant des ventilateurs à vitesse variable.
Les systèmes centralisés et décentralisés (unités montées et réglées en usine) peuvent être utilisés pour traiter l’air des salles d’opération. Cette seconde solution permet une meilleure flexibilité de chaque salle (fonction du type d’intervention et des exigences de chaque chirurgien) et une meilleure fiabilité. Le système de contrôle et la programmation de ces systèmes est réalisé en usine, ce qui limite les risques liés à l’installation et au réglage.

Armoire de climatisation de haute précision.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’hygiène des mets

Évaluer l'hygiène des mets

L’arrêté royal relatif à l’hygiène des denrées alimentaires est en vigueur depuis le 13 juillet 2014.

L’arrêté explique, entre autres, les dispositions d’hygiène pour tous les exploitants du secteur alimentaire notamment concernant l’infrastructure, l’équipement, la température et l’hygiène du personnel.

En outre, des inspecteurs du Ministère de la Santé Publique / Inspection générale des denrées alimentaire sont chargés de venir vérifier le respect de l’arrêté.

De manière à respecter l’arrêté, de nombreux établissements ont entrepris ou doivent envisager la rénovation de leur cuisine.

Par exemple, une disposition des locaux qui ne permet pas de séparer circuits « sales » et « propres » va engendrer une révision complète de la cuisine collective. On en profite bien souvent pour remplacer les équipements désuets.

Pour évaluer les équipements, des mesures à l’intérieur de ceux-ci doivent être réalisées. Un appareil qui ne permet plus d’atteindre les températures respectant la chaîne du chaud ou du froid, par exemple, risque de devoir être remplacé.

Dans des cas tels que ceux-là, c’est l’occasion de penser « à long terme », de penser « économies d’énergie ».

Nous n’abordons donc ici que ce qui pourrait engendrer une rénovation lourde ou le remplacement de gros équipements (ayant une influence sur les consommations énergétiques). Le diagnostic n’est donc pas aussi complet que celui qui serait fait par un inspecteur de l’hygiène des denrées alimentaires. Il ne comporte, par exemple, pas les exigences quant au petit matériel, …

Évaluer	Pour évaluer l’infrastructure et le respect de l’hygiène des mets.
Évaluer	Pour évaluer le respect de la chaine du chaud et de la chaine du froid.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Installations alimentées en gaz combustible avec canalisation

Texte coordonné de la norme NBN D51-003 (3ème édition mai 1993) et de ses Addendum 1 (A.R. 8 septembre 1997) et NBN D 51-003/A2 (A.R. 14 décembre 1999)

IMPORTANT
Ce document ne remplace pas la norme NBN D 51-003 et les addenda 1 et 2. La norme NBN D 51-003 et ses addenda 1 et 2 sont les seuls documents de référence officiels qui sont homologués par Arrêté Royale.

FEVRIER 2000

Sommaire

1	GENERALITES
1.1	Objet d’application
1.2	Domaine
1.3	Exécution des travaux
2	TERMINOLOGIE
3	INSTALLATIONS INTERIEURES
3.1	Matériaux
3.2	Robinets d’arrêt et de sectionnement
3.3	parcours et accessibilité des tuyauteries
3.4	Mise en ouvre
3.5	Montage des tuyauteries
3.6	Essais et contrôles de l’installation neuve
3.7	Purge
3.8	Extensions, modifications et remplacements
3.9	Nettoyage
3.10	Identification des tuyauteries
3.11	Protection extérieure des tuyauteries
3.12	Dimensions de tuyauteries et perte de pression admissible
4	ÉVACUATION DES PRODUITS DE LA COMBUSTION ET AERATION DES LOCAUX POURVUS D’APPAREILS A GAZ
4.1	Généralités
4.2	Dispositions pour l’immeuble
4.3	Ventilation des locau
4.4	Evacuation des produits de la combustion
5	PLACEMENT, RACCORDEMENT ET ENTRETIEN DES APPAREILS D’UTILISATION
5.1	Locaux
5.2	Placement des appareils d’utilisation
5.3	Raccordement des appareils aux installations intérieures
5.4	Robinet d’arrêt de gaz
5.5	Diamètre nominal des robinets d’arrêt de gaz
5.6	Tuyauteries de raccordement aux installations intérieures
5.7	Mise en service
5.8	Entretien
6	BRANCHEMENT
6.1	Partie extérieure du branchement
6.2	Traversée du mur extérieur
6.3	Partie intérieure du branchement
6.4	Compteur
6.5	Raccordement de l’installation intérieure au compteur
6.6	La pression dans la partie intérieure du branchement du bâtiment est inférieure ou égale à 100 mbar
6.7	La pression dans la partie intérieure du branchement du bâtiment dépasse 100 mbar
6.8	Mise en service d’installations neuves
ANNEXE
	Exemples de calcul pour des installation intérieures à basse pression

DOCUMENTS A CONSULTER

Les éditions des normes sont celles en vigueur au moment de la parution de ce dossier. Le lecteur est toutefois invité à consulter les éditions plus récentes lorsqu’elles existent.
NBN 69 – Couleurs conventionnelles pour l’identification des tuyauteries transportant des fluides liquides ou gazeux dans les installations terrestres et à bord des navires – 1972
NBN586 – Filetage – Filetage ISO au pas du gaz pour raccordement sans joint d’étanchéité dans le filet et ses calibres -1962
NBN A 25-103 – Tubes en acier d’usage courant – Tubes filetables – 1979
NBN A 25-104 – Tubes en acier d’usage courant – Tubes à extrémités lisses, non filetables – 1979
NBN B 61-001 – Chaufferies et cheminées – 1986
NBN C 20-001 -Degrés de protection procurée par des enveloppes-1972
NBN D 04-002 – Tuyaux flexibles à embouts mécaniques pour le raccordement d’appareils à usage domestique alimentés en gaz combustible plus léger que l’air, distribué par canalisations sous une pression maximale de 200 mbar – 1992
NBN D 08-001 – Appareils de production instantanée d’eau chaude pour usages sanitaires utilisant les combustibles gazeux (norme européenne EN 26) – 1981
NBN D 50-001 -Dispositifs de ventilation dans les bâtiments d’habitation – 1991
NBN D 51-001 – Locaux de détente de gaz naturel-1972
NBN D 51-004 – Installations alimentées en gaz combustible plus léger que l’air distribué par canalisation – Installations particulières – 1992
NBN E 03-101 – Filetage – Filetage de tuyauterie pour raccordement à joint d’étanchéité dans le filet – Terminologie, désignation, dimensions et tolérances – 1986
NBN EN 10242 – Raccords de tuyauterie filetés en fonte malléable – 1995
Les normes de la série NBN F 31 – Produits d’apport pour le soudage
NBNP 12-101 – Tubes en cuivre pour travaux de bâtiment – 1974
NBN EN 10.208-1 – Tubes en acier pour conduites de fluides combustibles – Conditions techniques de livraison – Partie 1: Tubes de la classe de prescription A – 1998
EN 437 – Gaz d’essais – Pressions d’essais – Catégories d’appareils – 1993
EN 483 – Chaudières de chauffage central utilisant les combustibles gazeux – Chaudières des types C dont le débit calorifique nominal est inférieur ou égal à 70 kW – 1999
NBN EN 751-1; 751-2, 751-3 -Matériaux d’étanchéité pour raccords filetés en contact des gaz de la 1ère, 2ème et 3ème famille et de l’eau chaude – 1997 – Partie 1 : composition d’étanchéité anaérobie – Partie 2 : composition d’étanchéité non durcissante – Partie 3 : bandes en PTFE non ftittées.

1. GÉNÉRALIT ÉS

1.1 Objet

La présente norme fixe les conditions générales applicables aux installations intérieures neuves ou parties neuves d’installations intérieures pour l’utilisation du gaz combustible plus léger que l’air, distribué par canalisations.
Cette norme est applicable sans préjudice des dispositions légales existant en la matière.

1.2 Domaine d’application

La norme énonce les conditions techniques et de sécurité qui sont d’application pour :
1.2.1 Les installations intérieures neuves ou parties neuves d’installations dont la pression maximale de service admissible (PMSA) est de 100 mbar et dont :

le diamètre nominale des canalisations est inférieur ou égal à DN 50;
les canalisations ne sont pas enterrées.

1.2.2 L’installation et la mise en service des appareils d’utilisation dans les installations définies sous 1.2.1. L’installation d’appareils type A, B ou C autres que ceux cités dans la norme est interdite.
1.2.3 Le raccordement des installations intérieures de gaz au réseau du distributeur.
Remarque.
Les installations :

dont la pression maximale de service admissible (PMSA) est de 100 mbar et dont :
soit le diamètre nominal des canalisations est supérieur à DN 50,
soit les canalisations sont enterrées,
dont la PMSA est supérieure à 100 mbar et inférieure ou égale à 15 bar,

sont couvertes par la norme NBN D51-004.

Exécution des travaux

1.3.1 Le branchement est réalisé par le distributeur de gaz. Ce dernier, en accord avec le maître de l’ouvrage fixe les conditions d’aménagement du bâtiment nécessaires à la réalisation du branchement.
1.3.2 L’installation intérieure est réalisée par un installateur.
1.3.3 Les appareils d’utilisation sont installés et mis en service par un installateur qui s’assure en même temps que les dispositions du chapitre 4 sont respectées. Il le consigne dans un document.

2. TERMINOLOGIE

Air comburant :
Air nécessaire à la combustion ( air de combustion stoechiométrique et excès d’air de combustion).

Appareil d’utilisation :

Appareil alimenté en gaz et raccordé à l’installation intérieure.
Les appareils sont classés :

en types, suivant la conception de l’évacuation des produits de la combustion et de l’admission en air comburant;
en catégories, suivant le ou les gaz utilisés.

– Appareil à circuit de combustion non étanche :

Un appareil à circuit de combustion non étanche est un appareil à combustion qui reçoit directement son air comburant du local dans lequel il est installé et dont les produits de combustion sont amenés soit à l’extérieur par un conduit d’évacuation, soit rendus dans le local.

– Appareil à circuit de combustion étanche :

Un appareil à circuit de combustion étanche est un appareil à combustion dont le circuit de combustion (amenée de l’air comburant, combustion même et évacuation des produits de combustion), est complètement fermé vis-à-vis du local, dans lequel il est installé.

– Circuit des produits de combustion d’un appareil :

Circuit comprenant la chambre de combustion, l’échangeur de chaleur et le circuit d’évacuation des produits de combustion, jusqu’au conduit d’évacuation inclus.

– Appareil d’utilisation – types ⁽¹⁾:

(1) Définitions conformes aux normes européennes – sources : EN 437 et EN 48.

Appareil type A :

Appareil non raccordé à un conduit d’évacuation ou à un dispositif d’évacuation des produits de la combustion.
Les chauffe-eau type A équipés d’un dispositif destiné à empêcher le fonctionnement prolongé en atmosphère viciée (dispositif de contrôle d’atmosphère) sont identifiés par un indice complémentaire « AS » (p.ex. appareil type AAS).

Appareil type B :

Appareil destiné à être raccordé à un conduit d’évacuation, l’air comburant étant prélevé directement dans le local où est installé l’appareil.

Appareil type B₁:

Appareil du type B équipé d’un coupe-tirage antirefouleur dans le circuit des produits de combustion.
Les appareils type B_₁, munis d’un dispositif destiné à empêcher le fonctionnement prolongé en atmosphère viciée (dispositif de contrôle d’atmosphère) sont identifiés par un indice complémentaire « AS » (p.ex. Appareil type B_11AS)-
Les appareils type B1 munis d’un dispositif de contrôle de l’évacuation des produits de combustion, sont identifiés par un indice complémentaire « BS » (p.ex. Appareil type B_11BS).
Les appareils B1 destinés à être raccordés à une installation VMC-gaz et munis d’un dispositif de sécurité adéquat de contrôle de l’évacuation des produits de combustion, sont identifiés par un indice complémentaire « CS » (p.ex. Appareil B_11CS).

– Appareil type B₁₁:

Appareil du type B₁ sans ventilateur dans le circuit des produits de la combustion ou d’amenée d’air.

– Appareil type B₁₂:

Appareil du type B₁avec ventilateur en aval de la chambre de combustion et en amont du coupe-tirage antirefouleur.

– Appareil type B₁₃:

Appareil du type B₁ avec ventilateur en amont de la chambre de combustion.

– Appareil type B₁₄:

Appareil du type B₁ avec ventilateur en aval de la chambre de combustion et en aval du coupe-tirage antirefouleur.

– Appareil type B₂:

Appareil du type B ne comportant pas de coupe-tirage antirefouleur dans le circuit des produits de combustion.

– Appareil type B₂₁:

Appareil du type B2 sans ventilateur.

– Appareil type B₂₂:

Appareil du type B2 avec ventilateur en aval de la chambre de combustion.

– Appareil type B₂₃:

Appareil du type B2 avec ventilateur en amont de la chambre de combustion.

Appareil type C :

Les appareils de type C sont des appareils pour lesquels le circuit de combustion est étanche vis-à-vis des parties habitables du bâtiment dans lequel l’appareil est installé.
Les conduits d’amenée d’air et d’évacuation des produits de combustion et le terminal incluant toute pièce de raccordement qui est utilisée pour raccorder l’appareil à une cheminée ou à un système de conduit font partie de l’appareil. Ils amènent l’air frais au brûleur depuis l’extérieur des parties habitables du bâtiment et évacuent les produits de combustion vers l’extérieur.
Les appareils sont classés suivant le mode d’amenée d’air et d’évacuation des produits de combustion en plusieurs types.
Les types sont définis par deux indices :

– Type d’installation de l’appareil :

Le premier indice est basé sur les possibilités d’installation de l’appareil selon son mode d’amenée d’air et d’évacuation des produits de combustion.

Type C₁:

L’appareil de type C est raccordé par ses conduits à un terminal installé horizontalement sur un mur ou sur un toit. Les orifices des conduits sont concentriques ou suffisamment proches pour être exposés à des conditions de vent similaires.

Type C₂:

L’appareil de type C est raccordé par ses conduits, éventuellement au travers d’une pièce de raccordement, à un système de conduit collectif constitué d’un conduit unique pour à la fois l’amenée d’air comburant et l’évacuation des produits de combustion.

Type C₃:

L’appareil de type C est raccordé par ses conduits à un terminal installé verticalement. Les orifices des conduits sont concentriques ou suffisamment proches pour être exposés à des conditions de vent similaires.

Type C₄:

L’appareil de type C est raccordé par ses conduits, éventuellement au travers d’une pièce de raccordement, à un système de conduit collectif constitué d’un conduit pour l’amenée d’air comburant et d’un conduit pour l’évacuation des produits de combustion. Les orifices de ce système de conduit collectif sont concentriques ou suffisamment proches pour être exposés à des conditions de vent similaires.

Type C₅:

L’appareil de type C est raccordé par ses conduits séparés à deux terminaux dans des zones de pression différente.

Type C₆:

L’appareil de type C est destiné à être raccordé à un système d’amenée d’air comburant et d’évacuation des produits de combustion approuvé et commercialisé séparément.

Type C₇:

L’appareil de type C est raccordé au travers de ses conduits verticaux et d’un coupe-tirage situé dans les combles, à un conduit secondaire. L’air comburant est pris dans les combles.

Type C₈ :

L’appareil de type C est raccordé par ses conduits, éventuellement au travers d’une pièce de raccordement, à un terminal d’amenée d’air et à une cheminée individuelle ou collective.

– Présence et position d’un ventilateur

Le deuxième indice est basé sur la présence et la position d’un ventilateur intégré à l’appareil.
Un appareil de type C qui ne comprend pas de ventilateur est identifié par le deuxième indice « 1 » (par exemple C₁₁).
Un appareil de type C qui comprend un ventilateur en aval de la chambre de combustion / échangeur de chaleur est identifié par le deuxième indice « 2 » (par exemple C₁₂).
Un appareil de type qui comprend un ventilateur en amont de la chambre de combustion / échangeur de chaleur est identifié par le deuxième indice « 3 » (par exemple C₁₃).

– Appareil d’utilisation – catégories ⁽¹⁾:

(1) Définitions conformes aux normes européennes – sources : EN 437 et EN 483.

Catégorie I :

Les appareils de catégorie I sont conçus exclusivement pour l’utilisation de gaz d’une seule famille ou d’un seul groupe.
Appareils conçus pour l’utilisation de gaz de la deuxième famille (gaz naturel) :
Catégorie I_2E+:
Appareils utilisant uniquement les gaz du groupe E de la deuxième famille, et fonctionnant sans intervention sur l’appareil avec un couple de pressions. Le dispositif de régulation de pression de gaz de l’appareil, s’il existe, n’est pas opérationnel entre les deux pressions normales du couple de pressions.
Catégorie I_2E(s)B:
Appareils susceptibles d’utiliser uniquement les gaz du groupe E de la deuxième famille dans les même conditions que les appareils de la catégorie 12E,; toutefois, les appareils sont munis d’un dispositif de régulation de pression de gaz, qui est réglé et scellé par le fabricant dans la position correspondant à l’utilisation de G 20 à 20 mbar.
Catégorie I_2E(R)B:
Appareils susceptibles d’utiliser uniquement les gaz du groupe E de la deuxième famille dans les même conditions que les appareils de la catégorie 12E,; toutefois, les appareils sont munis d’un dispositif de régulation de pression gaz, qui est réglé par le fabricant dans la position correspondant à l’utilisation du G 20 à 20 mbar. Néanmoins un réglage spécifique pour le G 25 à 25 mbar peut être effectué in situ par l’installateur, si les appareils sont installés à demeure sur un réseau alimenté en permanence en gaz de la plage Ei (gaz L).
Appareils conçus pour l’utilisation de gaz de la troisième famille (gaz de pétrole liquéfiés) :
Catégorie I₃₊:
Appareils susceptibles d’utiliser les gaz de la troisième famille (propane et butane) et fonctionnant sans intervention sur l’appareil avec un couple de pressions; toutefois, pour certaines types d’appareils spécifiés dans les normes particulières, un réglage d’air primaire peut être autorisé pour le passage du butane au propane et inversement; aucun dispositif de régulation de pression de gaz n’est admis dans l’appareil.
Catégorie I_3P:
Appareils utilisant uniquement les gaz du groupe P de la troisième famille (propane) à la pression d’alimentation fixée.

Catégorie II :

Les appareils de catégorie II sont conçus pour l’utilisation de gaz de deux familles.
Appareils conçus pour l’utilisation de gaz des deuxième et troisième famille (gaz naturel et gaz pétrole liquéfiés) :
Catégorie II_2E+3+:
Appareils susceptibles d’utiliser les gaz du groupe E de la deuxième famille et les gaz de la troisième famille; l’utilisation des gaz de la deuxième famille se fait dans les mêmes conditions que pour la catégorie 12E,; l’Utilisation des gaz de la troisième famille se fait dans les mêmes conditions que pour la catégorie I3+.
Appareils conçus pour l’utilisation des gaz de la deuxième famille (gaz naturel) admis en Belgique :
· Catégorie I_2E+: tous les appareils
· Catégorie I_2E(s)B:

appareils avec assistance mécanique pour l’arrivée d’air de combustion et/ou l’évacuation des produits de combustion (p.ex. brûleurs à prémélange),
tubes rayonnants infrarouge sombre,

· Catégorie I_2E(R)B :

brûleurs à air soufflé,
appareils dont la puissance nominale est supérieure à 70 kW,

· Catégorie II_2E+3+ et II_2E+3P:

appareils de cuisson,
appareils de chauffage individuel (radiateurs).

Branchement ₍₁₎:

(1) Pour la facilité, les pressions maximales de service admissibles sont indiquées en valeurs arrondies, exprimées en mbar ou en bar, étant entendu que seules les valeurs exactes fixées dans l’Arrêté Royale du 28 juin 1971 (Moniteur du 15 septembre 1971), ont force de loi.

La tuyauterie et les accessoires constituant le raccordement à la canalisation de distribution de gaz en amont du compteur.
Les branchements sont subdivisés en :

Branchement à basse pression :
Branchement dont la pression maximale de service admissible ne dépasse pas 100 mbar.
Branchement à moyenne pression, catégorie A :
Branchement dont la pression maximale de service admissible est supérieur à 100 mbar et ne dépasse pas 500 mbar.
Branchement à moyenne pression, catégorie B :
Branchement dont la pression maximale de service admissible est supérieur à 500 mbar et ne dépasse pas 5 bar.
Branchement à moyenne pression, catégorie C :
Branchement dont la pression maximale de service admissible est supérieur à 5 bar et ne dépasse pas 15 bar.
Branchement à haute pression :
Branchement dont la pression maximale de service admissible dépasse 15 bar.

(Voir tableau 2 en fin du chapitre 2).

Clapet stabilisateur de tirage :

Dispositif statique ou mobile, réglable ou non, qui limite te tirage d’un conduit en permettant à un niveau déterminé du conduit, l’entrée d’un débit variable d’air de dilution.

Compteur divisionnaire :

Compteur inséré dans l’installation intérieure.

Conduit d’amenée d’air :

Conduit assurant l’arrivée d’air nécessaire à la ventilation des locaux et/ou l’amenée d’air comburant.

Conduit d’évacuation :

Conduit qui mène les produits de la combustion à l’extérieur du bâtiment.

Conduit d’évacuation intégré :
Conduit d’évacuation qui fait partie de la construction du bâtiment.
Conduit d’évacuation intégré individuel :
Conduit d’évacuation intégré auquel n’est raccordé qu’un seul appareil.
Conduit d’évacuation intégré collectif :
Conduit d’évacuation intégré auquel sont raccordés plusieurs appareils utilisant le même combustible.
Conduit d’évacuation autonome :
Conduit d’évacuation qui est indépendant du bâtiment.
Conduit d’évacuation autonome individuel :
Conduit d’évacuation autonome auquel n’est raccordé qu’un seul appareil.
Conduit d’évacuation autonome collectif :
Conduit d’évacuation autonome auquel sont raccordés plusieurs appareils utilisant le même combustible.
Conduit d’évacuation collectif polyvalent (intégré ou autonome) :
Conduit d’évacuation collectif auquel sont raccordés des appareils utilisant des combustibles différents.

Conduit de raccordement :

Conduit qui raccorde l’appareil d’utilisation au conduit d’évacuation.

Conduit de ventilation haute :

Conduit destiné à l’évacuation de l’air vicié d’un local par mise en communication directe de la partie supérieure du local avec l’ambiance extérieure.

Débit calorifique :

Produit du débit volumique ou débit massique par le pouvoir calorifique du gaz (supérieur ou inférieur) rapportés aux mêmes conditions de référence.
Dispositif de raccordement au conduit vertical commun :
Dispositif pour les appareils du type C4 qui permet le raccordement des conduits d’amenée d’air comburant et d’évacuation des produits de combustion de l’appareil au conduit verticale commun.

Ecrêteur :

Détendeur-régulateur basse-pression, qui régule automatiquement la pression en aval de celui-ci, à une pression limitée dans une plage fixée, éventuellement précédé d’un dispositif de sécurité de coupure de gaz.

Evacuation mécanique :

Evacuation des produits de la combustion d’un appareil d’utilisation par un conduit à tirage mécanique assurée par une force motrice d’origine extérieure au conduit.

Extension :

Tout prolongement de la tuyauterie d’une installation existante.

Fourreau :

Pièce scellée dans la traversée d’une paroi pour le passage de tuyauteries.

Gaine :

Dans une construction, espace réservé au passage de tuyauteries, et où éventuellement on pose aussi des compteurs et des robinets d’arrêt.

Gaz combustible plus léger que l’air :

Gaz combustible dont la densité relative est inférieure à 1.

Installation :

Ensemble de la tuyauterie, de la robinetterie et des appareils de contrôle et d’utilisation.

Installation intérieure :

La tuyauterie et ses accessoires en aval du compteur.

Installateur :

Au sens de la présente norme, on entend par installateur celui qui a réalisé l’installation, c’est-à-dire :

toute personne physique ou morale qui, pour son propre compte ou de manière habituelle et indépendante, exécute pour le compte de tiers tous travaux de placement, réparation, transformation ou entretien d’installation de chauffage de locaux individuels alimentés par le gaz et dont l’exercice de l’activité professionnelle est réglementé par l’Arrêté Royale du 14 janvier 1975;ainsi que
toute autre personne physique ou morale qui, pour son propre compte ou pour le compte de tiers, exécute tous travaux d’installation intérieure, d’installation et/ou de raccordement d’appareils à gaz (même lorsqu’ils constituent un service effectué par une entreprise spécialisée en poêlerie ou dans la vente d’appareils à gaz, s’ils se font à partir d’un point de raccordement préexistant et même s’ils font partie d’installations de chauffage central alimenté au gaz).

Local d’habitation :

Tout local pouvant servir de lieu de séjour, de loisir, de travail ou de repos.
Ne sont pas considérés comme local d’habitation :

les salles de bains et W-C.;
les caves, buanderies, débarras, couloirs, dégagements, escaliers, garages et magasins;
les locaux affectés exclusivement à l’usage de cuisine.

Local séparé :

Local sans communication directe et sans ouverture de transfert communiquant avec les autres
locaux de l’habitation (p.e. garage adjacent avec entrée par l’extérieur).

Mise en service :

Ensemble des opérations à faire avant l’utilisation d’une installation ou d’un appareil, pour s’assurer de son bon fonctionnement.

Nettoyage de l’installation :

Opération servant à évacuer les corps étrangers pouvant se trouver dans les tuyauteries.

Ouverture de transfert :

Une ouverture de transfert est une ouverture ou une fente permanente permettant le passage libre d’air d’un espace intérieur vers un autre espace intérieur, sans dispositif de fermeture.
L’ouverture de transfert se place uniquement dans les parois intérieures ou dans ou autour les portes intérieures. Une ouverture de transfert est à la fois une ouverture d’alimentation pour un local ou espace et ouverture d’évacuation pour le local ou l’espace voisin.

Parcours de tuyauterie :

Chemin suivi par la tuyauterie.

Perte de pression :

Diminution de pression entre deux points donnés de l’installation, lorsque le gaz y passe à un débit fixé.

Pressions ⁽¹⁾:

⁽¹⁾Extrait de l’Arrêté Royale du 28 juin 1971 (Moniteur Belge du 15 septembre 1971).

Pression : la pression effective, c’est-à-dire la pression comptée au-dessus de la pression atmosphérique, si le terme « pression » n’est pas précisé autrement.
Pression maximale de service : la pression maximale à laquelle une canalisation ou un branchement est ou sera effectivement exploité.
Pression maximale de service admissible : la pression maximale à laquelle une canalisation ou un branchement peut être exploité conformément aux dispositions légales.
Pression d’épreuve en usine : la pression à laquelle sont effectivement essayés en usine tes tubes, appareils accessoires et éléments de raccordement.
Pression d’épreuve sur chantier : la pression à laquelle sont effectuées sur chantier l’épreuve de résistance et l’épreuve d’étanchéité.

Puissance nominale :

Puissance utile indiquée par le fabricant et renseignée sur la plaque signalétique.

Raccord mécanique à sertissage :

Raccord dans lequel l’assemblage est réalisé par la compression d’une bague métallique sur la paroi extérieure du tube.

Raccordement des installations intérieures de gaz au réseau de distribution :

Branchement.

Régulateur de pression de gaz :

Dispositif permettant d’obtenir en aval une pression de gaz sensiblement constante (pression de consigne), lorsque la pression supérieure en amont varie entre des limites définies.

Résistance à haute température – Type RHT :

Aptitude que possède un accessoire, un appareillage ou un assemblage, lorsqu’il est soumis à un programme thermique, à garder son étanchéité par rapport à l’atmosphère (étanchéité externe) et éventuellement, pour certains éléments obturateurs, l’étanchéité de la sortie par rapport à l’entrée (étanchéité interne).
L’accessoire, l’appareillage ou l’assemblage répondant à ce programme thermique est dit du « type résistant à haute température ».

Respiration des membranes :

Mise en communication avec l’air libre de la partie des membranes de manostats, régulateurs de
pression,… qui n’est pas en contact avec le gaz.

Robinet d’arrêt :

Robinet de l’installation situé directement en amont d’un appareil d’utilisation.

Robinet à boisseau foncé :

Robinet dont la partie opposée à l’organe de manœuvre est fermée de façon indémontable.

Robinet de sectionnement :

Robinet permettant d’isoler une partie de l’installation.

Section :

Surface utile d’un orifice ou d’un conduit. Sauf indication contraire, les sections indiquées dans la présente norme sont des sections libres nettes.

Terminal :

Dispositif des appareils de type C disposé à l’extérieur du bâtiment, sur lequel sont raccordés le conduit d’évacuation des produits de combustion et le conduit d’amenée d’air comburant.

Tracé des tuyauteries :

Indication du parcours futur des tuyauteries.

Tubage :

Tuyauterie, en général souple, introduite dans un conduit d’évacuation existant, pour l’améliorer ou l’isoler thermiquement.

Ventilation ⁽¹⁾:

⁽¹⁾ Définitions conformes au norme NBN D50-001 (1991) : « Dispositifs de ventilation dans les bâtiments d’habitation ».

La ventilation est le renouvellement de l’air nécessaire aux locaux ou espaces d’une habitation par mise en communication avec l’ambiance extérieure.

– Ventilation naturelle :

La ventilation naturelle est le renouvellement d’air qui résulte de l’influence du vent ou de l’influence des différences de températures entre l’air intérieur et l’air extérieur (système A voir NBN D50-001).

– Ventilation mécanique :

La ventilation mécanique est le renouvellement d’air produit par un ventilateur rnotorisé. Une ventilation mécanique peut être assuré par un seul ventilateur central ou par plusieurs ventilateurs.
La ventilation mécanique peut être réalisée :

soit par une alimentation mécanique d’air extérieur et une évacuation libre de l’air vicié (système B – voir NBN D 50-001);
soit par une alimentation libre d’air extérieur et évacuation mécanique de l’air vicié (système C – voir NBN D 50-001);
soit une alimentation en air extérieur et une évacuation de l’air vicié mécaniques (système D – voir NBN D 50-001).

– Ventilation mécanique contrôlée (VMC) :

Ventilation mécanique réalisée par extraction à l’aide d’un système de conduits collectifs, dont le débit de ventilation est contrôlé.

– Ventilation mécanique contrôlée gaz (VMC gaz) :

Ventilation mécanique contrôlée dont le conduit d’évacuation de l’air vicié peut servir également de conduit d’évacuation des produits de la combustion des appareils d’utilisation, qui y sont raccordés.

Vide technique :

Espace entre le sol et le plancher du rez-de-chaussée, qui est continu et ventilé, d’au moins 0,20 m de hauteur, dans un bâtiment n’ayant pas de cave.

Vide technique accessible :

Espace sanitaire ayant au moins 0,60 m de hauteur libre, ayant un accès, et ventilé par au moins deux orifices.

TABLEAU 1 – Résumé

Type appareil		Evacuation PdC	amenée d’air combustion	CT AR	Type d’air de combustion et évacuation PdC		Position ventilateur		CDA =AS TTB=BS VMC=CS	Norme d’installation
A	A₁	Non	Air de combustion pris dans le local d’installation	Non	amenée d’air de combustion et évacuation PdC par le local d’installation		1	Sans	AS	Uniquement
	A₂						2	Aval CH de C	AS	AS
	A₃						3	Amont CH de C	AS	Admis
B	B₁₁	Oui		Oui	1	A raccorder à une évacuation avec tirage naturel	1	sans	AS/BS/CS	uniquement AS/BS/CS admis
	B₁₂						2	Av. CH de C am. CT AR	AS/BS/CS
	B₁₃						3	Amont CH de C	AS/BC/CS
	B₁₄						4	Aval CT AR	AS/BS/CS	à raccorder à un conduit individuel et étanche
	B₂₁			Non	2	A raccorder à une évacuation avec tirage naturel	1	sans		Interdit
	B₂₂						2	Aval CH de C		à raccorder à un conduit individuel et étanche
	B₂₃						3	Amont CH deC
C	C₁₁	Oui	Appareil étanche		1	débouché sur une paroi verticale dans une zone de même pression	1	sans		localisation du débouché du terminal
	C₁₂						2	Aval CH de C
	C₁₃						3	Amont CH deC
	C₂₁				2	conduit commun mixte amenée d’air évacuation PdC	1	sans
	C₂₂						2	Aval CH de C
	C₂₃						3	Amont CH deC
	C₃₁				3	débouché sur une paroi horizontale dans une zone de même pression	1	sans		localisation du débouché du terminal
	C₃₂						2	Aval CH de C
	C₃₃						3	Amont CH deC
	C₄₁		Air de combustion pris à l’extérieur		4	Système Collectif étanche	1	sans		interdit
	C₄₂						2	Aval CH de C		système agréé Technigas ou UBatg (CLV, 3CE, LAS)
	C₄₃						3	Amont CH deC
	C₅₁				5	conduits séparés dans zones de pression différentes	1	sans		interdit
	C₅₂						2	Aval CH de C
	C₅₃						3	Amont CH deC
	C₆₁				6	appareil étanche seul, sans conduits, sans terminal	1	sans		interdit
	C₆₂						2	Aval CH de C
	C₆₃						3	Amont CH deC
	C₇₁			oui (dans le grenier)	7	air du grenier Evacuation en toiture	1	sans		interdit
	C₇₂						2	Aval CH de C
	C₇₃						3	Amont CH deC
	C₈₁			Non	8	Air de l’extérieur Evacuation par une cheminée	1	sans		interdit
	C₈₂						2	Aval CH de C
	C₈₃						3	Amont CH deC

Tableau 2 – Pression maximale de service admissible (résumé)

Branchement	Pression maximale de service admissible (PMSA) – bar
basse pression	PMSA < 0,1
moyenne pression	–
A	< 0,1 PMSA < 0,5
B	0,5 < PMSA < 5
c	5 < PMSA < 15
haute pression	PMSA > 15

3. INSTALLATIONS INTÉRIEURES

3.1 Matériaux

3.1.1 Les matériaux à utiliser sont
(1) :
⁽¹⁾ Des tubes et accessoires en polyéthylène (PE) sont également admis, mais uniquement dans les parties enterrées de l’installation qui doivent répondre aux spécifications de la norme NBN D 51-004.

a) pour les tubes : l’acier et le cuivre.

Les tubes en acier ⁽²⁾répondent aux prescriptions des normes NBN A 25-103, NBN A 25-104 ou EN 10.208-1 (voir 3.5.1.2)⁽²⁾ Les tubes galvanisés répondant à une norme spécifique sont autorisés, la galvanisation ne constituant qu’un mode de protection contre la corrosion du tube dont les caractéristiques répondent aux normes citées.

Les tubes en cuivre répondent aux prescriptions de la norme NBN P 12-101. Ils ont une épaisseur nominale de paroi de 1 mm minimum.

b) pour les raccords et accessoires de tuyauterie : le cuivre, le laiton, l’acier, la fonte malléable.

Les raccords en fonte malléable sont du type renforcé (à bourrelet) et répondent aux prescriptions de la norme NBN E 29-003.
Les raccords en cuivre, en laiton ou en acier ont une résistance mécanique compatible avec les sollicitations auxquelles ils sont soumis, notamment de par leur mode d’assemblage : soudage, serrage, vissage, compression.
Les raccords mécaniques à sertissage sont entièrement métalliques.

c) pour la robinetterie : les alliages de cuivre, la fonte et l’acier.

3.1.2

Lorsque l’installation comporte des organes assemblés par soudure, seuls les matériaux parfaitement soudables sont mis en œuvre

Pour des assemblages soudés ou brasés, la température de fusion du matériau d’assemblage est au minimum de 450°C pour les assemblages de la canalisation en amont du robinet d’arrêt de l’appareil d’utilisation.

3.1.3
Sont admis d’autres matériaux que ceux qui sont cités, s’ils offrent les mêmes garanties de sécurité.

3.2 Robinets d’arrêt et de sectionnement

Les robinets d’arrêt et de sectionnement sont de construction robuste.

Pour pouvoir remplir en tout temps leur fonction, ils présentent une résistance appropriée aux sollicitations mécaniques, thermiques et chimiques auxquelles ils peuvent être soumis en fonctionnement normal.

Les robinets d’arrêt et de sectionnement installés à l’intérieur des bâtiments, sont soit du type résistant à haute température (type RHT – voir chapitre 7 de NBN D 51-004), soit protégés efficacement contre une élévation anormale de la température.

Les robinets d’arrêt et de sectionnement à tournant conique répondent aux prescriptions de la norme NBN… ⁽¹⁾

Les robinets d’arrêt et de sectionnement dont le corps est en métaux ferreux répondent aux spécifications de la norme NBN…⁽²⁾

Leur manouvre est aisée (quart de tour) et leur construction est telle que l’on puisse constater sans équivoque s’ils sont « ouverts » ou « fermés ».

L’emploi de clefs amovibles est déconseillé.

⁽¹⁾ En attendant la publication d’une norme belge, le cahier des charges de l’Association Royale des Gaziers Belges (ARGB) « Robinets d’arrêt à tournant conique » peut servir à définir les qualités des robinets d’arrêt.

⁽²⁾ En attendant la publication d’une norme générale relative aux robinets métalliques, le cahier des charges de l’ARGB « Cahier des charges pour la robinetterie dont le corps est en métaux ferreux utilisée dans la distribution ou lors d’applications au gaz combustible plus léger que l’air distribué par canalisations » peut servir à définir les qualités des robinets.

3.3 Parcours et accessibilité des tuyauterie

3.3.1 Il est conseillé que les tuyauteries soient apparentes ou montées dans des gaines, ouvertes au moins à l’extrémité supérieure, permettant leur accès pour l’entretien et les réparations.

Dans les autres cas, il doit être possible d’accéder aisément aux raccords devant servir aux débouchages éventuels.

3.3.2 Sauf précautions adéquates, les tuyauteries en acier encastrées dans les murs ou posées dans la chape ne sont pas en contact avec l’ossature, l’armature ou toute autre tuyauterie (voir 3.11.2).

Le nombre de raccords ou de soudures est réduit au minimum.

Aux changements de diamètre extérieur de l’installation, soit du fait de raccords filetés, soit du fait de soudures protubérantes, des précautions adéquates sont prises pour permettre un léger mouvement.

Les raccords mécaniques à sertissage ne peuvent être ni encastrés ni noyés dans la chape.

3.3.3 Les tuyauteries ne peuvent pas emprunter les vides d’air entre deux parois. Elles peuvent emprunter les espaces sanitaires, mais elles ne peuvent comporter des raccords mécaniques que dans les espaces sanitaires accessibles.

Le nombre de raccords doit être réduit au minimum compatible avec la longueur commerciale des tubes, et avec les changements de direction.

3.3.4 Le passage de tuyauteries dans des conduits d’évacuation de produits de combustion, dans des caniveaux d’eau ou dans des regards d’égouts ainsi que dans des conduits d’aération et de ventilation, de conditionnement d’air et dans les gaines d’ascenseur et dans les gaines de chute (ordures ménagères, papier, linge,… ) est interdit.

Les tuyauteries ne peuvent passer dans des éléments creux (poteries alvéolées, briques creuses,hourdis…) que si elles sont protégées efficacement contre la corrosion.

3.4 Mise en œuvre

3.4.1 Disposition de l’installation de tuyauteries

Le parcours des tuyauteries est indiqué sur les plans.

Le tracé des tuyauteries est fait suivant des lignes droites avec le moins possible de changements de direction, partout où la disposition des lieux le permet.

Les tuyauteries horizontales apparentes sont au moins à 5 cm au-dessus du niveau fini des planchers.

Pour les changements de direction les courbes sont préférées aux coudes.

Il est prévu un nombre suffisant de raccords de nettoyage, en particulier aux points bas des tuyauteries verticales.

Il est recommandé de prévoir quelques tés bouchonnés dans l’installation en vue d’éventuelles extensions ou de futur raccordement d’appareils.

Les robinets sont toujours facilement accessibles et manœuvrables.

Chaque tuyauterie ou robinet en attente de raccordement d’un appareil est efficacement obturé au moyen d’un bouchon ou d’un bonnet, métallique et vissé, même si le robinet du compteur est scellé en position fermée.

Des robinets de sectionnement sont placés quand l’installation présente un grand développement.

Les tuyauteries sont conçues pour résister aux sollicitations normales transmises par les éléments constructifs de l’immeuble.

3.4.2 Conditions particulières aux colonnes montantes

lorsque les compteurs sont groupés dans un local technique, tes tuyauteries situées entre le local technique et les différents logements doivent former une nappe unique pour chaque ensemble de locaux superposés à desservir.

Les tuyauteries ne peuvent être posées en nappes superposées que si elles restent accessibles.

Lorsqu’une colonne montante dessert plusieurs unités d’occupation (appartement, bureau, etc.), un robinet de sectionnement est prévu pour isoler chaque unité.

Ce robinet peut être celui qui précède le compteur éventuel de l’unité d’occupation.

3.4.3 Compteurs divisionnaires

Les compteurs divisionnaires, placés dans les installations intérieures, sont précédés d’un robinet de sectionnement.

3.5 Montage des tuyauteries

3.5.1 Assemblage
3.5.1.1 Avant leur assemblage, l’installateur vérifie la propreté intérieure des tubes et l’absence de bavure.

3.5.1.2 Les éléments des tuyauteries de l’installation intérieure sont assemblés :

par raccords à filets; seuls les tubes en acier filetables (NBN A 25-103 et EN 10.208-1) peuvent être utilisés;
par soudure avec un métal d’apport dont le température de fusion est au moins 450’C;
par brides, dont le matériau d’étanchéité est conforme au 3.5.2.2;
par raccords mécaniques à sertissage entièrement métalliques dont la bague de sertissage n’est pas fendue; les assemblages par raccord mécanique à sertissage ne sont admis que jusqu’au diamètre extérieur 28 mm et pour les tubes en cuivre.
par raccords trois pièces métalliques (raccord union) à joint conique dont l’étanchéité principale est assurée par un contact métal sur métal constitué par des surfaces coniques ou sphéroconiques (c’est le cas par exemple lors de l’interposition d’un joint torique placé dans un logement fermé après serrage); les raccords trois pièces en fonte malléable répondent aux spécifications de la norme NBN EN 10242.

3.5.1.3 Sauf spécification contraire dans la norme, les filetages des assemblages par raccord à filet des tubes, raccords, robinets et pièces spéciales sont conformes à la norme NBN E 03-101.

Le filetage extérieur est conique et le filetage intérieur cylindrique.
3.5.1.4 Les assemblages à filetage cylindrique long, ainsi que les nipples à filetage cylindrique sont interdits.
3.5.1.5 Les tuyauteries, les organes d’assemblage, les appareils et les compteurs sont montés de telle façon qu’ils ne subissent pas d’effort mécanique permanent nuisible.
3.5.1.6 Dans un assemblage par raccord mécanique par sertissage de tubes en cuivre, la bague de sertissage doit posséder deux épaulements qui empêchent un écrasement excessif du tube en cuivre et permettent à la bague de se positionner correctement dans l’axe du tube en fin de serrage. L’écrou de serrage doit réaliser le soutien du tube en dehors de la bague de sertissage, sur une longueur utile au moins égale à 0,7 fois le diamètre extérieur du tube.

3.5.1.7 Assemblages soudés

Le soudeur doit avoir des connaissances suffisantes concernant le matériel et les techniques de soudage utilisés et avoir reçu une formation pratique des différentes techniques utilisées dans l’assemblage des tuyauteries ⁽¹⁾

⁽¹⁾ La spécification BECETEL « Exigences pour le contrôle des assemblages soudés en acier pour les installations intérieures de distribution de gaz combustible plus léger que l’air distribué par canalisation » peut servir à définir les qualités des soudeurs chargés de réaliser des assemblages soudés sur des installations BP.

3.5.1.7.1 Assemblages soudés de tubes et accessoires en acier

Ceux-ci sont réalisés :

- soit par assemblage bout à bout,
- soit par slip-joint.

Les accessoires et robinets en acier sont exécutés dans un acier reconnu de qualité soudable, approprié au procédé de mise en œuvre et ayant des caractéristiques comparables à celles des tubes en acier.

Seuls des matériaux parfaitement soudables entre eux sont mis en œuvre

Le métal d’apport doit être approprié au procédé de soudage (au gaz, arc électrique,… ), aux matériaux de base et à la méthode de soudage utilisée (montante, descendante,… ).

Le métal d’apport pour le soudage au gaz ou à l’arc répond aux nonnes de la série NBN F 31.

3.5.1.7.2 Assemblages brasés de tubes et accessoires en cuivre ou alliage de cuivre

Les assemblages brasés sont réalisés au moyen de brasure forte.

Le métal d’apport doit être approprié au brasage.

L’accessoire utilisé est du type à emboîtement du tube et est approprié au brasage.

3.5.1.8 On peut déroger à l’obligation d’avoir une étanchéité assurée par un contact métal sur métal lorsque l’assemblage ou l’accessoire est du type résistant à haute température (type RHT – voir chapitre 7 de la norme NBN D 51-004).

3.5 2 Étanchéité

3.5.2.1 pour joints filetés :

Les produits utilisés en vue d’assurer l’étanchéité des assemblages filetés doivent répondre aux exigences des normes NBN EN 751-1, NBN EN 751-2 et NBN EN 751-3.

L’emploi de filasse hygroscopique (par exemple chanvre naturel) est interdit.

3.5.2.2 Pour brides :

Les joints d’étanchéité sont choisis en fonction de l’emplacement de l’installation. À l’intérieur des bâtiments, l’assemblage doit être du type résistant à haute température (type RHT – Voir chapitre 7 de la norme NBN D 51-004).

3.6 Essais et contrôles de l’installation neuve

Avant l’application des enduits et des peintures éventuelles, l’installateur soumet l’installation neuve au contrôle suivant :

les installations intérieures (y compris les compteurs divisionnaires) sont éprouvées à l’aide d’air ou de gaz inerte (p. ex. azote) sous une pression de 100 mbar durant te temps nécessaire au badigeonnage des raccords, soudures, robinets, etc… au moyen d’un produit moussant.

Pour cette épreuve il est formellement interdit d’utiliser des gaz combustibles (tels que les gaz de pétrole liquéfié, butane ou propane) ou de l’oxygène.

L’épreuve est réputée satisfaisante si aucune bulle n’apparaît.

3.7 Purge

Il n’est procédé à la mise en service d’une installation qu’après avoir purgé celle-ci de l’air qu’elle peut contenir.

Cette purge s’exécute soit au moyen d’un tuyau débouchant à l’extérieur du bâtiment, soit par le brûleur, facilement accessible, d’un appareil, en ayant soin de maintenir une flamme d’allumage à proximité de celui-ci et en ventilant le local. Le brûleur doit rester allumé pendant un temps suffisant pour être sûr que l’installation est complètement purgée (risque de poches d’air).

3.8 Extensions, modifications et remplacements

3.8.1 Toute extension de la tuyauterie est considérée comme une partie neuve de l’installation.

Cette partie subit le même contrôle qu’au 3.6.

3.8.2 Le raccordement de la partie neuve à la partie ancienne, de même que tout raccordement d’appareil, est contrôlé lors de la mise sous gaz, à la pression de distribution, en badigeonnant le raccord au moyen d’un produit moussant. Aucune bulle ne peut apparaître.

3.8.3 Lors du remplacement d’un appareil, même sans modification ou extension de l’installation de gaz, les règles concernant les appareils d’utilisation et relatives aux installations neuves sont d’application (en particulier les prescriptions de 4.4 et 4.4.1.1.13).

3.9 Nettoyage

Pour nettoyer l’installation :

le robinet du compteur est fermé,
la sortie du compteur est déconnectée de la tuyauterie et protégée contre toute introduction de corps étrangers,
les appareils sont déconnectés de la tuyauterie,
le nettoyage est fait par soufflage d’air ou de gaz inerte (azote,… ) pour libérer la tuyauterie de toute particule non adhérente,
l’emploi d’oxygène ou de gaz combustible est interdit,
après nettoyage, la sortie du compteur et les appareils sont reconnectés,
les tuyauteries sont ensuite soigneusement purgées et l’étanchéité est vérifiée.

3.10 Identification des tuyauteries

L’éventuelle identification de tuyauteries de gaz est réalisée par l’application de la teinte ocre jaune définie par le norme NBN 69.

3.11 Protection extérieure des tuyauteries

3.11.1

Les tuyauteries sont réalisées au moyen de matériaux résistant à la corrosion, ou protégées contre la corrosion. Cette protection doit présenter les qualités suivantes :

elle doit protéger la tuyauterie d’une manière efficace,
elle ne peut pas avoir d’action nuisible sur les matériaux qui sont en contact avec elle,
elle doit résister à l’action éventuelle des matériaux avec lesquels elle est en contact.

Les tuyauteries emmurées ou en chape sont protégées par un revêtement en matière synthétique conforme à la norme NBN – … ⁽¹⁾. Il doit bien adhérer au métal, être exempt de pore, durable et compatible avec les matériaux avec lesquels il est en contact. Cet enrobage est soit réalisé en usine, soit appliqué lors de la pose de la tuyauterie.

Avant d’appliquer le revêtement, la tuyauterie doit être nettoyée, de manière à éliminer complètement toute trace d’humidité ou de corps étrangers pouvant nuire à l’adhérence et aux propriétés du revêtement.

⁽¹⁾en attendant la publication de la norme, les prescriptions d’agrément de l’UBAtc « Système de protection anticorrosive de canalisations métalliques » peuvent servir à définir les qualités des revêtements.

3.11.2 Tuyauteries en acier

Les tubes galvanisés ne peuvent pas être assemblés par soudage.

Les tuyauteries galvanisées installées dans une ambiance où une condensation importante est à prévoir, sont protégées de plus contre la corrosion par un revêtement conforme aux spécifications de 3.1 1. 1.

Les précautions nécessaires sont prises pour éviter la création de couples galvaniques nuisibles à la liaison entre deux métaux de nature différente.

3.11.3 Tuyauteries en cuivre

Les tuyauteries en cuivre emmurées ou en chape sont toujours enrobées en usine.

Elles sont de plus protégées mécaniquement contre l’écrasement et la perforation accidentelle, par exemple par un ruban en acier de 2 mm d’épaisseur minimum.

3.11.4 Fourreaux

A la partie supérieure de la traversée d’un plancher exposé à l’humidité (eau de nettoyage), la protection des tuyauteries est assurée par les fourreaux présentant une saillie d’au moins 5 cm au-dessus du plancher.

L’espace annulaire est rempli d’une manière suffisamment plastique pour en assurer l’étanchéité.

3.11.5 Traversée des murs

Les ouvertures pratiquées dans les murs extérieurs en vue du passage des tuyauteries sont bouchées d’une manière étanche.

L’emploi du plâtre, de ciment volcanique, de mortier à base de laitier ou de toute autre matière corrosive est interdit.

3.12 Dimensions de tuyauteries et perte de pression admissible

La perte de pression mesurée entre l’orifice de sortie du compteur et chacun des appareils d’utilisation, non compris le robinet d’arrêt, ne peut pas dépasser 1 mbar compte tenu du degré de fonctionnement simultané des appareils et de la dénivellation entre le compteur et les appareils d’utilisation.

Selon que le compteur se trouve à un niveau inférieur ou supérieur par rapport à l’appareil d’utilisation, l’effet de la dénivellation constitue donc un gain ou une perte de pression supplémentaire, à ajouter ou à déduire de la perte de pression admissible totale.

4. ÉVACUATION DES PRODUITS DE LA COMBUSTION ET AERATION DES LOCAUX POURVUS D’APPAREILS A GAZ

4.1 Généralités

Le présent chapitre traite de l’évacuation des produits de la combustion des appareils alimentés en gaz plus léger que l’air, distribué par canalisations, ainsi que de l’aération des locaux pourvus de tels appareils.

Le but de chapitre est essentiellement de définir :

les conditions à réaliser pour assurer une alimentation correcte en air comburant,
la manière dont les produits de combustion doivent être évacués, suivant le type d’appareil utilisé,
les règles à respecter pour le raccordement des appareils aux conduits d’évacuation des produits de la combustion,
la manière de réaliser un conduit autonome lorsqu’il n’existe pas de cheminée disponible.

Il n’appartient pas à la présente norme de préciser les dispositions constructives des cheminées, dont la réalisation incombe au constructeur du bâtiment.

Par ailleurs, lors de l’emploi de conduits collectifs, certaines règles sont à respecter afin d’éviter des perturbations dans l’évacuation des produits de la combustion d’un ou plusieurs des appareils qui y sont raccordés.

Les nouvelles chaufferies sont conformes à la norme NBN B 61-001 lorsque la puissance calorifique utile totale du ou des générateur(s) qui y est (sont) installé(s), est égale ou supérieure à 70 kW.

Lorsque le débit calorifique du ou des générateur(s) qui y est (sont) installé(s) est inférieur à 70 kW, les matériaux utilisés pour les conduits d’évacuation doivent répondre aux exigences de l’article 9.5 de la norme NBN B 61-001.

Les locaux dans lesquels sont installés des appareils étanches (type C) ne doivent pas comporter d’amenée d’air comburant. Il suffit de prévoir une ventilation minimale dans le local pour évacuer la chaleur dégagée par les équipements de chauffe et les odeurs éventuelles.

Toutefois, dans les locaux abritant un ou des appareils étanches dont le débit calorifique total est égal ou supérieur à 70 kW, il y a lieu de prévoir la ventilation suivante :

ventilation haute: section au moins égale au quart de la section totale des conduits

d’évacuation avec un minimum de 200 cm²;

ventilation basse : section au moins égale à la moitié de la section de la ventilation haute avec un minimum de 200 cm².

4.2 Dispositions pour l’immeuble

Les conduits d’évacuation des produits de la combustion incorporés à l’immeuble sont conformes aux prescriptions réglementaires.

4.3 Ventilation des locaux

4.3.1 Amenée d’air

4.3.1.1 Généralités

Dans les locaux où sont installés des appareils à circuit de combustion non étanche, des dispositions sont prises pour assurer le remplacement de l’air absorbé par la combustion.

L’amenée d’air doit être suffisante et permanente. Dans les nouvelles constructions et lors de rénovations importantes d’unités d’habitation, il y a lieu de respecter les principes de ventilation décrits dans la nonne NBN D 50-001. Dans les constructions existantes la norme NBN D 50-001 peut servir de guide sur la manière d’assurer la ventilation des locaux.

Un même orifice ne peut pas servir à la fois d’amenée d’air et d’évacuation d’air pour un même local sauf dans le cas d’un soupirail unique situé en haut de local, pour autant que :

la profondeur du local à partir de la paroi extérieure où se trouve le soupirail ne dépasse pas 5 m,
la section libre du soupirail est au moins 5 fois celle calculée au 4.3.1.5.

4.3.1.2 Air comburant

Une combustion complète, libérant une quantité de chaleur de 4,186 MJ (1 000 kcal) nécessite environ 1 m³ d’air.

Tableau 3 – Valeurs indicatives pour les quantités d’air comburant nécessaires

Type d’appareil	Débit d’air comburant (l/s. kW)
B1*	1
B2*	0,5
feu ouvert	4

4.3.1.3 Locaux dans lesquelles un orifice d’arrivée d’air doit être prévu

Le volume d’air à introduire dans les locaux est fonction :

du nombre total d’appareils et de leur consommation;
de l’utilisation simultanée des appareils;
de la destination et du volume des locaux.

Un orifice d’arrivée d’air extérieur est prévu dans chaque local où est installé un appareil à circuit de combustion non étanche. Cet orifice d’arrivée d’air peut être une ouverture de transfert si par au maximum une deuxième ouverture de transfert, le local est mis en communication avec un local prévu d’un orifice d’arrivée d’air directement de l’extérieur.

4.3.1.4 Emplacement des orifices d’amenée d’air

Les orifices d’amenée d’air doivent déboucher à la partie inférieure du local; ils ne peuvent pas être obturés. Ils sont disposés de manière à éviter toute gène pour les occupants.

Toutefois, lorsque l’évacuation des produits de combustion se fait par un conduit d’évacuation, les orifices d’amenée d’air peuvent déboucher à la partie supérieure du local.

4.3.1.5 Section des orifices d’amenée d’air

La section nette de ces orifices est calculée comme ci-après.

Elle ne peut être inférieure à 150 cm².

Tableau 4 – Section des orifices d’arrivée d’air

Type d’appareil	Section ( cm² / kW )
–	direct de l’extérieur	par 1 orifice de transfert	par 2 orifices de transfert
B1 *	6	8	10
B2*	3	4	5
feu ouvert	20	28	35
A*	13	18	23

Pour le calcul de la section d’amenée d’air, il n’est pas tenu compte des cuisinières et des réchauds domestiques.

4.3.2 Evacuation de l’air des locaux

lorsque dans la présente norme un dispositif d’évacuation de l’air est demandé dans un local, il doit répondre aux exigences suivantes :

4.3.2.1 lorsque l’évacuation de l’air du local est assurée par un orifice, celui-ci se trouve à la partie supérieure du local, aussi haut que possible, et débouche directement à l’air libre; cet orifice est toujours situé plus haut que le niveau de sortie des produits de combustion d’appareils qui ne seraient pas raccordés à un conduit d’évacuation des produits de combustion.

4.3.2.2 lorsque l’évacuation est assurée par un conduit de ventilation haute, le départ de ce conduit est toujours situé à la partie supérieure du local, aussi haut que possible et en tout cas au-dessus du niveau de sortie des produits de combustion provenant d’appareils qui ne seraient pas raccordés à un conduit d’évacuation des produits de combustion.

Le parcours du conduit est aussi vertical et rectiligne que possible.

Le débouché du conduit ne peut se trouver dans une zone en surpression statique nuisible et répond aux spécifications de la norme NBN D 50-001.

Les matériaux utilisés pour le conduit résistent aux effets thermiques, mécaniques et chimiques auxquels ils sont exposés.

4.3.2.3 La ventilation haute, qui doit satisfaire aux dispositions de 4.3.2.2, peut être assurée par un conduit d’évacuation des produits de la combustion à condition :

qu’il n’y soit raccordé que des appareils gaz équipés de brûleurs atmosphériques munis d’un coupe-tirage antirefouleur,
et lorsque ce conduit a été conçu pour ce mode d’utilisation.

Si dans le même local est installé un appareil gaz non raccordé à un conduit d’évacuation des produits de combustion, le bord inférieur du coupe-tirage antirefouleur doit être situé plus haut que le niveau de sortie des produits de combustion de l’appareil non raccordé.

4.3.2.4 La ventilation haute peut également être assurée par le conduit d’évacuation lorsque le conduit est muni d’un orifice débouchant le plus près possible du plafond et à condition:

qu’il n’y soit raccordé que des appareils équipés de brûleurs atmosphériques munis d’un coupe-tirage antirefouleur dont la puissance totale est inférieure à 70 kW par local,

et :

soit le conduit d’évacuation est individuel,
soit les appareils sont raccordés à un tronçon vertical individuel incorporé au conduit d’évacuation collectif, ce tronçon ayant une hauteur minimale de 2,5 m et l’orifice de ventilation débouchant dans le même tronçon de raccordement vertical individuel.

4.3.2.5 lorsque l’évacuation de l’air du local est assurée par une ventilation mécanique (par exemple par la hotte de cuisine), les dispositions sont prises afin d’empêcher que la dépression créée dans le local ne perturbe le fonctionnement correct d’un appareil (ou des appareils) installés dans ce local; ceci peut se réaliser par exemple :

en majorant la section de l’orifice d’arrivée d’air frais, en calculant cette section sur base du débit à assurer;
en rendant impossible le fonctionnement simultané de la ventilation mécanique et de l’appareil ou des appareils; toutefois lorsque la ventilation du local est assurée de manière continue par des moyens mécaniques, il n’est pas autorisé de subordonner le fonctionnement de l’appareil (des appareils) au fonctionnement de l’extraction mécanique.

4.4 Evacuation des produits de combustion

Tous les appareils sont raccordés à un conduit d’évacuation des produits de combustion.

Cependant, ce raccordement n’est pas obligatoire pour :

les appareils à circuit étanche où l’évacuation des produits de combustion se fait directement à l’air libre;
les cuisinières, réchauds, réfrigérateurs et certains petits appareils artisanaux (par ex. brûleurs bunsen);
les chauffe-eau du type AAS installés en vue d’un usage intermittent (p.ex. ne dépassant pas 10 min. toutes les demi-heures en usage continu ou intermittent); ce type de chauffe-eau ne peut pas être utilisé pour alimenter une douche, une baignoire, une baignoire sabot ou une utilisation équivalente, même installé dans une salle de bains, salle de douche ou cabinet de toilette;
les machines à laver et les sèche-linge domestiques du type A_AS;
les autres appareils artisanaux à fonctionnement intermittent conformément aux conditions d’emploi et d’installation.

L’évacuation des produits de combustion des appareils repris sous 2 à 5 ci-avant est régie par les règles édictées sous 4.4.3.

4.4.1 Evacuation des produits de combustion par tirage naturel des appareils du type B

4.4.1.1 Généralités

4.4.1.1.1 Règles générales

Chaque appareil est raccordé à un conduit d’évacuation intégré individuel.

1) Toutefois il peut être fait usage d’un conduit d’évacuation autonome individuel (voir 4.4.1.3) :

si l’appareil est installé dans une chaufferie en toiture,

- si les dispositions locales ne permettent pas de disposer d’un conduit d’évacuation intégré individuel.

Remarques explicatives :

Un ensemble composé de plusieurs générateurs peut être assimilé à un générateur unique pour autant que les conditions ci-après soient remplies simultanément :

a) les différents générateurs font partie d’un ensemble spécialement conçu pour fonctionner comme une seule unité,

b) ‘ensemble est équipé d’origine en usine

- - soit d’un collecteur des produits de combustion spécialement conçu par le fabricant pour assurer dansn’importe quelle condition (utilisation totale ou partielle de la puissance installée) une évacuation correcte des produits de combustion, la combustion des générateurs restant en toute circonstance optimale;
  - soit d’une évacuation unique assurant les mêmes fonctions;

c) le bon fonctionnement de l’ensemble générateurs/collecteur a été contrôlé préalablement en laboratoire et fait l’objet d’un certificat délivré par ce laboratoire (voir norme NBN…. en préparation)₍₁₎ ;

d) la puissance minimale de démarrage à froid est au moins égale à 25% de la puissance calorifique utile to de l’ensemble des générateurs.

· Un générateur à gaz et un générateur utilisant un autre combustible peuvent être raccordés au même conduit d’évacuation collectif polyvalent si leur fonctionnement simultané est rendu impossible.

₍₁₎en attendant la publication de la norme belge, le cahier des charges de l’Association Royale des Gaziers Belges (ARGB) « Exigences pour les ensembles composés de chaudières montées en batterie et fonctionnant en cascade » pe servir à définir les critères en matière d’évacuation des produits de combustion.

2) Les appareils du type B_1*, installés dans un local d’habitation ou dans un autre local d’habitation (grenier, cave, garage,… ) doivent être du type B_1*AS, B_1*BS ou B_1*CS. Seuls les appareils installés soit en plein air soit dans un local séparé de l’habitation et pourvu d’une ventilation appropriée directement vers l’extérieur peuvent être du type B_1*.

Les appareils des types B_14BS, B₂₂ et B₂₃ peuvent être raccordés à un conduit individuel, pour autant que :

- - le raccordement entre l’appareil et le conduit individuel est du type étanche (voir 4.4.2.1),
  - le conduit individuel est du type étanche (voir 4.4.2.1).

Si tel n’est pas le cas, il y a lieu de prévoir un tubage étanche de la sortie de l’appareil jusqu’au débouché extérieur.

Il est interdit de raccorder des appareils des type B14BS, B22 et B23 à un conduit d’évacuation collectif.

3) Un appareil du type C₄₂ (OU C₄₃) peut être utilisé comme un appareil du type B22 (ou B23) moyennant les prescriptions suivantes :

- - l’appareil du type C₄₂ (OU C₄₃) doit être du type avec corps de chauffe complètement entouré par l’air comburant,
  - le conduit de raccordement de l’appareil au conduit d’évacuation doit être livré par le fabricant avec l’appareil et doit être du type étanche (voir 4.4.2. 1),
  - l’appareil doit être raccordé à un conduit d’évacuation individuel étanche (sinon il y a lieu de tuber la cheminée sur toute la longueur, de l’appareil au débouché).

4.4.1.1.2 Exception à la règle générale

Cas des locaux n’abritant que des appareils équipés de brûleurs atmosphériques dont la puissance calorifique utile totale est inférieure à 70 kW par local.

Si les dispositions locales ne permettent pas de raccorder chaque appareil à un conduit d’évacuation individuel, il peut être fait usage d’un conduit d’évacuation collectif, à condition de respecter les prescriptions de 4.4.1.6.

4.4.1.1.3 Section

La section doit être telle que le tirage s’amorce normalement quel que soit le régime de fonctionnement de l’appareil raccordé.

4.4.1.1.4 Étanchéité

L’étanchéité doit être telle qu’aucun dégagement des produits de combustion ne puisse se produire dans les locaux traversés.

4.4.1.1.5 Parcours

Le parcours suivi se rapproche autant que possible de la verticale à partir de la sortie de l’appareil. Les changements brusques de direction et de section doivent être évités.

4.4.1.1.6 Débouché

Le débouché du conduit d’évacuation des produits de combustion ne peut pas se trouver dans une zone en surpression statique nuisible.

4.4.1.1.7 Isolation

Les matériaux utilisés et l’isolation apportée sont tels qu’un refroidissement exagéré ne soit pas à craindre.

Dans les constructions neuves, il n’est pas admis d’utiliser des produits isolants susceptibles de subir un tassement, par exemple des produits en vrac.

Le conduit doit, de préférence, ne pas comporter de parois extérieures.

4.4.1.1.8 Vacuité du conduit

Avant le raccordement d’un appareil, le conduit d’évacuation doit être propre et en bon état de fonctionnement.

Si un conduit a été utilisé précédemment pour d’autres combustibles, il doit être ramoné.

4.4.1.1.9 Raccordement

La base de tout parcours vertical comporte un collecteur des dépôts des produits de combustion avec un tampon de nettoyage.

4.4.1.1.10 Matériaux

Les matériaux utilisés sont non combustibles et présentent toutes garanties de résistance mécanique à une température de 250°C, et résistent à l’action chimique des produits de combustion.

Pour les appareils conçus et réalisés de telle manière que la température des produits de combustion ne puisse pas dépasser 90°C, il peut être fait usage d’autres matériaux, à condition que le conduit reste visible sur toute sa longueur et qu’il porte l’indication permanente de la température maximale autorisée.

4.4.1.1.11 Choix des appareils

Les appareils de production d’eau chaude instantanée de tout type, dont la puissance est inférieure ou égale à 10,46 kW (150 kcal/min.) ne peuvent alimenter, ni servir à l’alimentation, d’une baignoire, une baignoire sabot ou toute utilisation équivalente.

4.4.1.1.12 Implantation

Une chaudière de chauffage central alimentée en gaz naturel ne peut être installée ni dans une chambre à coucher, ni dans un local d’habitation de moins de 8 ml.

4.4.1.1.13 Chauffe-eau raccordé à un conduit d’évacuation

Les chauffe-eau (max. 8,7 kW) raccordés à un conduit d’évacuation, doivent être équipés d’un dispositif destiné à empêcher le fonctionnement prolongé en atmosphère viciée identique à celui imposé pour le chauffe-eau du type AAS; indiqués par BIIAS-

4.4.1.1.14 Aspirateur statique

Le débouché de la cheminée peut comporter un aspirateur statique. Celui-ci ne peut toutefois pas comporter des parties réglables ou mobiles.

4.4.1.2 Conduit de raccordement des appareils type B

4.4.1.2.1 Assemblage

Le conduit de raccordement est de construction homogène. Si celui-ci est un tuyau en tôle métallique agrafé, soudé par points ou rivé, le joint longitudinal n’est pas placé à la génératrice inférieure du raccordement.

4.4.1.2.2 Emboîtement

L’extrémité évasée des tuyaux à emboîtement est toujours dirigée vers le haut.

4.4.1.2.3 Matériaux

Les matériaux utilisés pour le conduit de raccordement résistent aux effets thermiques, mécaniques et chimiques auxquels ils sont exposés.

4.4.1.2.4 Protection

Si les matériaux environnants l’exigent, une protection efficace contre le risque d’incendie est réalisée.

4.4.1.2.5 Pente

Le conduit de raccordement a une pente légèrement montante de l’appareil vers le conduit d’évacuation.

Si le conduit de raccordement a une longueur inférieure à 0,50 m, il peut être horizontal.

4.4.1.2.6 Mise en œuvre

L’exécution du raccordement est telle qu’il offre le minimum de résistance au passage des produits de combustion; les changements de direction sont à éviter.

En cas d’impossibilité, les changements de direction sont réalisés au moyen de courbes.

Le conduit de raccordement ne fait pas saillie dans le conduit d’évacuation.

Le conduit de raccordement de l’appareil est réalisé de façon qu’aucun dépôt ne puisse l’obstruer.

Le conduit de raccordement ne peut pas comporter un dispositif coupe-tirage autre que celui qui est prévu d’origine sur l’appareil.

Pour des appareils avec un débit calorifique égal ou inférieure à 70 kW, équipés d’une buse d’évacuation verticale, le raccordement doit répondre aux exigences suivantes :

- - à partir de la buse d’évacuation, il faut d’abord un tronçon vertical d’au moins 0,50 m;
  - après ce tronçon, le raccordement peut être effectué directement au conduit d’évacuation avec un coude de 90°; lorsque ce coude ne peut être raccordé directement au conduit d’évacuation et qu’un tronçon horizontal supplémentaire est nécessaire, la longueur de ce tronçon ne peut dépasser un quart de la hauteur effective de tirage du conduit d’évacuation, avec un maximum de 2 m (un coude supplémentaire dans le tronçon horizontal est compté comme une partie horizontale de 0,50 m).

4.4.1.2.7 Isolation thermique

Le conduit est protégé contre tout refroidissement excessif.

4.4.1.2.8 Section

La section du conduit de raccordement est au moins équivalente à celle de la sortie de l’appareil.

Elle est régulière et constante. En cas de tirage naturel, elle ne peut pas être modifiée par un dispositif fixe ou mobile.

4.4.1.2.9 Clapet stabilisateur de tirage

Le clapet stabilisateur de tirage par admission d’air dans le raccordement n’est toléré que si l’appareil est muni d’un brûleur du type à air soufflé; dans ce cas le clapet est installé dans le même local que l’appareil.

4.4.1.3 Conduit d’évacuation autonome

4.4.1.3.1 Principe

Les principes énoncés au paragraphe 4.4.1.1 sont d’application pour les conduits d’évacuation autonomes.

4.4.1.3.2 Fixation

Les conduits d’évacuation autonomes réalisés en éléments emboîtés ne présentent pas de stabilité; on l’assure par des supports adéquats.

4.4.1.3.3 Emboîtement

L’emboîtement des différentes tuyauteries est réalisé proprement; elles ne peuvent se déboîter spontanément. On veille à avoir l’emboîture des tuyaux toujours tournée vers le haut.

Si des tuyaux agrafés, soudés par points ou rivés sont utilisés, le joint longitudinal n’est jamais placé à la partie inférieure du tuyau.

4.4.1.3.4 Prescriptions

Les prescriptions de 4.4.1.2.3, 4.4.1.2.4, 4.4.1.2.6 et 4.4.1.2.7 sont d’application.

4.4.1.4 Tubage

Avant de procéder au tubage, il y a lieu de ramoner le conduit d’évacuation.

Le matériau utilisé pour le tubage doit résister aux sollicitations mécaniques, thermiques et chimiques auxquelles il peut être soumis normalement.

La section nette du tubage est telle que l’évacuation correcte des produits de combustion soit garantie.

Ce type de conduit d’évacuation ne présente pas de stabilité; on l’assure par des supports adéquats.

4.4.1.5 Conduit d’évacuation intégré des produits de combustion

Le conduit d’évacuation intégré fait partie de la construction du bâtiment.

4.4.1.6 Raccordement de plusieurs appareils du type B11BS à un conduit d’évacuation collectif.

Seuls les appareils type B11Bs peuvent être raccordés à un conduit d’évacuation collectif.

4.4.1.6.1 Les appareils sont placés au même niveau du bâtiment

Plusieurs appareils situés au même niveau du bâtiment peuvent être raccordés à un conduit d’évacuation collectif pour autant qu’ils soient placés dans le même local.

Le raccordement est réalisé :

- - soit directement : la différence de hauteur entre les centres des raccordements doit alors être égale ou supérieure à deux fois la valeur du plus grand diamètre, avec un minimum de 0,50 m;
  - soit par l’intermédiaire d’un raccordement collecteur

Le raccordement est réalisé de manière à respecter chacune des conditions suivantes :

1. 1. le fonctionnement de l’un des appareils ne peut gêner celui des autres;
  2. si tous les appareils sont mis simultanément en fonctionnement, aucune perturbation de tirage ne peut apparaître au niveau d’un quelconque de ceux-ci;
  3. lorsqu’un ou plusieurs appareils sont à l’arrêt, aucun refoulement des produits de combustion ne peut se produire au niveau de leur coupe-tirage antirefouleur par suite du fonctionnement de ceux qui sont en service.

4.4.1.6.2 Les appareils sont situés a des niveaux différents du bâtiment

plusieurs appareils situés à des niveaux différents du bâtiment peuvent être raccordés à un conduit d’évacuation collectif, lorsque le raccordement est réalisé de manière à respecter chacune des conditions suivantes :

1. 1. le fonctionnement de l’un des appareils ne peut gêner celui des autres;
  2. si tous les appareils sont mis simultanément en fonctionnement, aucune perturbation de tirage ne peut apparaître au niveau d’un quelconque de ceux-ci;
  3. lorsqu’un ou plusieurs appareils sont à l’arrêt, aucun refoulement des produits de combustion ne peut se produire au niveau de leur coupe-tirage antirefouleur par suite du fonctionnement de ceux qui sont en service.

De plus, l’une des conditions suivantes doit être remplie :

1. 1. le raccordement au conduit d’évacuation est direct; dans ce cas, le nombre des appareils est limité à trois et la différence de niveau entre l’axe de raccordement de l’appareil le plus haut et le débouché du conduit d’évacuation est d’au moins 4 m;
  2. le raccordement est réalisé au moyen d’un tronçon de raccordement vertical (incorporé ou non au conduit), d’une hauteur minimale de 2,50 m pour chaque appareil, et la distance verticale entre l’axe de la sortie de l’appareil situé au niveau le plus élevé et le débouché du conduit d’évacuation est d’au moins 4 m; dans ce cas, le nombre d’appareils raccordés au conduit d’évacuation collectif est limité à cinq;
  3. le raccordement est réalisé dans des locaux qui ne servent pas d’habitation, qui ne sont jamais en dépression et qui de plus :

1. - ont un volume de plus de 100 ml, ou
  - sont fortement ventilés, ou
  - sont plus petits mais en communication directe et sans obstacle avec d’autres locaux fortement ventilés;

dans ce cas, le nombre d’appareils raccordés au conduit collectif n’est pas limité.

4.4.1.7 Evacuation de l’eau par le conduit d’évacuation

Si l’appareil est un appareil à condensation, le conduit d’évacuation est pourvu d’un tuyau en matière résistant aux corrosions, raccordé à la cavité se trouvant sous l’orifice de nettoyage. Ce tuyau comporte un coupe-odeur et son écoulement est visible.

4.4.2 Evacuation mécanique des produits de combustion des appareils du type B

4.4.2.1 Système individuel

lorsque l’évacuation des produits de combustion est réalisée au moyen d’un dispositif à tirage mécanique externe à l’appareil, le fonctionnement de l’appareil doit être subordonné à ce tirage mécanique. Les appareils munis d’un dispositif de contrôle d’évacuation (type B11BS ou Blics) répondent à cette exigence. Dans ce cas, il est admis d’incorporer un diaphragme dans le raccordement d’évacuation des produits de combustion.

Le tirage mécanique ne peut perturber le bon fonctionnement des autres conduits éventuels (évacuation et ventilation).

La section du conduit d’évacuation doit être telle que le conduit soit en dépression sur toute sa longueur.

Si dans des circonstances locales particulières, il n’est pas possible d’assurer la dépression du conduit, le conduit d’évacuation doit être du type étanche, c’est-à-dire pouvant garantir un débit de fuite d’air inférieur à 0,3 M³ /h lors d’un essai sous une pression de 150 Pa (p.ex. conduit agrée GASTEC).

4.4.2.2 Système collectif

a)Si l’immeuble est équipé d’une ventilation mécanique contrôlée (VMC), les appareils d’utilisation peuvent être raccordés directement à la VMC si les conditions ci-après sont remplies :

la VMC a été conçue (sections, débits, pressions, arrivée d’air)(‘) pour évacuer également les produits de combustion des appareils d’utilisation raccordés (VMCgaz) (2); dans ce cas le raccordement des appareils au conduit d’évacuation collectif peut être direct, le nombre maximum d’appareils pouvant être raccordés au même conduit d’évacuation collectif dépendant du calcul;
si dans des circonstances locales particulières, il n’est pas possible d’assurer la dépression du conduit, le conduit d’évacuation doit être du type étanche c’est-à-dire pouvant garantir un débit de fuite d’air inférieur à 0,3 M³ /h par raccordement, lors d’un essai sous une pression de 150 PA;
les appareils doivent être du type B11CS,c’est-à-dire comportant d’origine les dispositifs de sécurité nécessaires pour être raccordés à une VMC-gaz (appareils version VMCgaz);
lorsqu’il y a un risque de refoulement en cas d’arrêt de l’extraction (par exemple par tirage thermique dans le conduit vertical) ou du fait d’une extraction défectueuse et insuffisante, l’installation VMC-gaz doit comporter un dispositif de sécurité collective (DSC) qui :

détecte l’arrêt de l’extracteur ou une extraction insuffisante, et
provoque dans ce cas, la mise à l’arrêt de tous les appareils d’utilisation raccordés, par l’intermédiaire d’un relais électrique placé au niveau de chaque appareil;

les matériaux du conduit d’évacuation des systèmes VMC-gaz doivent répondre aux mêmes exigences que les conduits d’évacuation des produits de combustion.

b) Lorsque le conduit d’évacuation collectif de l’immeuble est équipé d’un extracteur mécanique destiné à évacuer les produits de combustion, les appareils d’utilisation peuvent être raccordés au conduit d’évacuation collectif, condition de respecter les mêmes clauses de sécurité que celles citées au point c) ci-dessus pour le système VMC-gaz, le débit d’extraction étant calculé pour évacuer uniquement les produits de combustion des appareils d’utilisations raccordés.

₍₁₎ voir N13N D 50-001.

₍₂₎ Les notes d’information technique du CSTC – NIT 106 et 109 « Code de bonne pratique -ventilation mécanique contrôlée », peuvent servir pour le calcul des installations VMC-gaz

4.4.3 Evacuation des produits de combustion des appareils non reliés à un conduit d’évacuation

4.4.3.1 Les mêmes dispositions que celles qui sont citées sous 4.3.2 sont applicables.

4.4.3.2 Un orifice ou un conduit de ventilation haute est prévu dans les locaux d’un volume égal ou inférieur à 12 m³ si un chauffe-eau de type AAS y est installé (voir § 4.4 point 3).

La section de cet orifice est calculée comme indiqué sous 4.4.3.3.

4.4.3.3 La section nette des orifices ou conduits est au minimum de 13 CM² par 1 kW de débit calorifique total des appareils, avec un minimum de 150 cm².

Pour le calcul du débit calorifique total, il n’est pas tenu compte des cuisinières et des réchauds domestiques.

4.4.3.4 L’évacuation des produits de combustion peut être assurée :

soit par un orifice (voir 4.3.2.1),
soit par un conduit de ventilation haute (voir 4.3.2.2, 4.3.2.3 et 4.3.2.4).

ce dispositif d’évacuation doit répondre aux exigences de 4.3.2.

4.4.4 Evacuation des produits de combustion des appareils à combustion étanche du type C

4.4.4.1 Généralités

Les appareils du type C sont livrés par le fabricant avec leurs conduits d’amenée d’air comburant et d’évacuation des produits de combustion, et leur terminal et constituent un ensemble fonctionnellement indissociables. Ils doivent être installés conformément aux instructions du fabricant contenues dans la notice technique d’installation.
L’emplacement du débouché du terminal est choisi de telle sorte que les produits de combustion puissent se disperser librement dans l’atmosphère sans entrer en contact avec une paroi ou un obstacle et sans qu’ils ne pénètrent à l’intérieur par un ouvrant (fenêtre, porte,… ) ou un orifice de ventilation.
Seuls les appareils du type C8 peuvent être raccordés à un conduit d’évacuation intégré (cheminée).

4.4.4.2 Système individuel

a) Appareils type C1* et C5*

Un espace suffisant est aménagé devant et à proximité du débouché du terminal; les distances minimales entre le débouché et un ouvrant dans une paroi (porte, fenêtre, prise d’air) sont au moins égales aux valeurs mentionnées dans le tableau ci-après :

Débit calorifique	Distance minimale
Q kW	à l’horizontale m	à la verticale m
< 40	0,4_⁽¹⁾	1,0 _⁽¹⁾
40 < Q < 70	0,6	1,2
> 70	0,1 . Q^1/2	0,2 . Q^1/2

₍₁₎ Remarque : si le terminal est situé près d’une fenêtre faisant partie du local dans lequel est installé un appareil destiné uniquement à chauffer ce local, les distances horizontale et verticale peuvent être ramenées à 0,20 m.

La distance minimale entre les débouchés de deux terminaux est au moins égale à l’addition des distances déterminées pour chaque appareil dans le tableau ci-dessus.

Les appareils dont les conduits d’amenée d’air et/ou d’évacuation des produits de combustion sont horizontaux, ont ces conduits à peu près perpendiculaires à la paroi qu’ils traversent.

Lorsque le débouché du terminal s’effectue à moins de 2,20 m au-dessus du sol et dans un endroit accessible, il y a lieu de prévoir autour du dispositif de sortie, un système de protection adéquat afin d’éviter des brûlures.

L’installation d’appareils type C₅₁ est interdite.

b) Appareils type C_3*

Le raccordement de l’appareil aux conduits d’amenée d’air comburant et d’évacuation des produits de combustion verticaux et au terminal, est réalisé conformément aux instructions du fabricant de l’appareil et uniquement avec du matériel prescrit par ce dernier.

4.4.4.3 Système commun

a) Appareils type C_2*

Conditions d’installations à l’étude ^₍₁₎.

(1) Les appareils type C2* ne sont actuellement pas commercialisés en Belgique, leur installation exigeant un conduit d’évacuation particulier, qui également n’est pas d’usage en Belgique.

b) Appareils C_4*

Seuls des appareils type C₄₂ et C₄₃, d’un débit calorifique maximal de 35 kW et spécialement prévus à cet effet, peuvent être raccordés à un système commun vertical débouchant en toiture.

Ce système commun pour appareils étanches doit notamment^₍₂₎.

(2) Le système commun pour appareils étanches des type C42 et C43 doit être agréé en Belgique (UBatg ou Technigaz) ou dans un pays de l’Union Européenne.

être spécialement conçu pour ce type d’application;
posséder deux conduits séparés;
être réalisé en matériaux non combustibles présentant toutes les garanties de résistance mécanique à une température de 250°C et résistant à l’action chimique des produits de combustion;
être installé conformément aux instructions du fabricant du système commun;
être conçu pour un nombre maximal d’appareils, nombre qu’il est interdit de dépasser lors de l’installation des appareils;
être étanche (par exemple avec joint d’étanchéité approprié de façon à garantir un débit de fuite d’air inférieur à 3,0 M³/h par raccordement et sur une longueur correspondant à 2 étages);
assurer en toutes circonstances l’amenée d’air frais et l’évacuation des produits de	combustion, sans que le fonctionnement de l’un ou plusieurs des appareils puissent gêner celui des autres;
posséder un terminal, qui rend le fonctionnement du système insensible à If orientation et à la force du vent;
être conçu pour pouvoir être surveillé.

De plus ce conduit commun doit posséder :

un marquage indiquant de façon visible en position d’installation quels types d’appareils peuvent y être raccordés et leur débit calorifique maximal;
une notice d’installation reprenant ces mêmes renseignements, ainsi que les caractéristiques du conduit de raccordement au conduit vertical (entre le conduit commun et l’appareil). Il est notamment précisé si l’appareil doit posséder des conduits de raccordement concentriques ou séparés, quels sont leurs diamètres et s’il est admis de raccorder ou non un ou des appareils à condensation.

L’installateur doit s’assurer que seuls des appareils spécialement adaptés et conçus pour être montés sur ce système de conduits communs (type et caractéristiques de l’appareil, appareils à condensation ou non, diamètre des conduits d’amenée d’air et d’évacuation des produits de combustion, conduits de raccordement concentrique ou séparés, nombre total d’appareils admis à être raccordé,… ) soient installés.

L’installation d’appareils type C₄₁ est interdite.

c) Autres appareils type C

L’installation des appareils du type C, autres que ceux cités ci-dessus, est interdite en Belgique.

4.4.4.4 Implantation

Les appareils du type C peuvent être installés dans tous les types de locaux et quelle qu’en soit le volume, sans nécessiter un apport d’air comburant complémentaire dans le local.

5. PLACEMENT, RACCORDEMENT ET ENTRETIEN DES APPAREILS D’UTILISATION

5.1 Locaux

Les locaux dans lesquels les appareils sont placés doivent répondre aux prescriptions du chapitre 4.

5.2 Placement des appareils d’utilisation

Le placement de l’appareil comprend :

le raccordement à l’installation intérieure et
le raccordement au conduit d’évacuation des produits de combustion lorsque celui-ci est exigé.

L’installateur doit se conformer aux notices d’installation et d’emploi obligatoirement fournies par le constructeur de l’appareil, conformément aux normes belges relatives aux appareils

5.3 Raccordement des appareils aux installations intérieures

Avant de le raccorder, l’installateur s’assure que l’appareil est porteur du marquage CE pour la Belgique et qu’il est approprié :

au gaz distribué et à la pression correspondante, c’est-à-dire qu’il s’agit d’un appareil appartenant à la catégorie I2F+, 12E(S)13, 12E(R)B, 112E+3+ OU I12E+3P;
au conduit de raccordement.

5.4 Robinet d’arrêt de gaz

Chaque appareil est immédiatement précédé d’un robinet d’arrêt, à raccord situé en aval, facilement accessible et manouvrable, monté sur la tuyauterie et permettant de déconnecter l’appareil.

Lors du placement, le robinet doit rester en position ouverte jusqu’après montage et des précautions sont prises pour éviter l’introduction d’impuretés qui, en adhérant à la graisse, rayent les parties mobiles du robinet. Pour éviter toute déformation du robinet, l’installateur utilise une clé plate adaptée à la partie polygonale se trouvant du côté du tube à visser.

5.5 Diamètre nominal des robinets d’arrêt de gaz

Le tableau 3 reprend, à titre indicatif, en fonction du débit horaire, le diamètre nominal du robinet d’arrêt de gaz.

Tableau 3

Appareils	débit m³/h	Diamètre nominal du robinet
réchaud	0,5	1/2
cuisinière	1,2 à 1,7	1/2
Four	0,5	1/2
Radiateur et appareil de chauffage	0,5 à 2	1/2
Chauffe-eau jusqu’à 10,46 kW (150 kcal/min ou 6 l/min.*)	1,5	1/2
Chauffe-bain et générateur jusqu’à 24 kW (325 kcal/min. ou 13 l/min.*)	3,5	1/2 ou 3/4
Chauffe-bain et générateur jusqu’à 28kW (400 kcal/min. ou 16 l/min.*)	4	3/4 ou 1
Chauffe-bain et générateur jusqu’à45 kW (650 kcal/min. ou 26l/min.*)	7	3/4 ou 1
Générateur jusqu’à 70 kW	10	1 ou 5/4
Appareil de production d’eau chaude à accumulation	0,5 à 2	1/2
*) Ancienne désignation usuelle des appareils instantanés de production d’eau chaude (chauffe-eau et chauffe-bain) donnant le débit d’eau chaude par minute pour une élévation de température de 25°C

5.6 Tuyauteries de raccordement aux installations intérieures

Le raccordement des appareils en aval du robinet d’arrêt est fait :

soit au moyen de matériaux métalliques conformes au 3. 1. 1;
soit au moyen d’un flexible métallique résistant à haute température (type RHT – voir chapitre 7 de la norme NBN D 51-004), conforme à la NBN… (en préparation ⁽¹⁾) ce flexible métallique est placé de telle sorte qu’il ne subisse ni écrasement, ni traction, ni rayon de courbure inférieur à celui stipulé par le fabricant.

(1) en attendant la publication de la norme, le cahier des charges de l’Association Royale des Gaziers Belges (ARGB) « Cahier des charges pour les flexibles métalliques pour les installations situées à l’intérieur des bâtiments et alimentés en gaz combustible plus léger que l’air distribué par canalisations pour une pression nominale PN 0,2 » peut servir à définir les qualités des flexibles métalliques.

Toutefois, pour les appareils domestiques non fixes par destination, tels que réchauds et cuisinières, le raccordement peut se faire au moyen d’un tuyau flexible à embouts mécaniques répondant aux prescriptions de la norme NBN D 04-002.

Le montage de ce flexible dans l’installation intérieure est réalisé comme suit :

un robinet d’arrêt spécial « cuisinière » est monté à l’extrémité rigide de l’installation intérieure, en amont du flexible; le côté du robinet destiné à être raccordé à l’embout à écrou libre du flexible doit être muni d’un filetage de tuyauterie extérieur cylindrique ISO 228/1 – G 1/2 A (NBN 586) avec portée de joint plat d’une largeur minimale de 2,5 mm;
l’embout fixe du tuyau flexible est monté sans joint sur le raccord d’entrée de l’appareil; l’étanchéité est réalisée dans le filetage au moyen d’un produit d’étanchéité, comme défini en 3.5.2. 1;
l’embout à écrou libre du tuyau flexible est monté avec joint plat d’étanchéité du côté de l’installation intérieure, sur la partie à filetage extérieur cylindrique du robinet d’arrêt.

Des appareils mobiles tels que les brûleurs bunsen, et analogues, ne comportant pas de robinet d’arrêt d’appareil, peuvent également être raccordés au moyen d’un flexible à condition qu’il existe un robinet d’arrêt en amont de celui-ci et que ce flexible ne reste jamais sous pression lorsque l’appareil est à l’arrêt.

5.7 Mise en service

La première mise en service de chaque appareil comporte :

la vérification de l’étanchéité du raccordement de l’appareil par badigeonnage, à la pression de fonctionnement;
la vérification du fonctionnement de l’appareil;
l’explication du fonctionnement et la remise de la notice d’emploi et d’entretien à l’usager.

5.8 Entretien

Les appareils, les conduits d’évacuation des produits de combustion et les ventilations doivent être vérifiés régulièrement et, si nécessaire, entretenus.

La périodicité de cet entretien est fonction de l’emploi fréquent ou non de l’appareil et de son environnement.

6. BRANCHEMENT

6.1 Partie extérieure du branchement

Les branchements sont établis conformément aux dispositions de l’Arrêté Royal du 28 juin 1971, déterminant les mesures de sécurité à prendre lors de l’établissement et de l’exploitation des installations de distribution de gaz par canalisations.

Les branchements comportent un dispositif extérieur au bâtiment permettant d’interrompre la fourniture du gaz dans les cas suivants :

branchement de diamètre nominal 80 mm et plus;
bâtiments fréquentés par beaucoup de personnes (écoles, homes de vieillards, hôpitaux, grands magasins, ou similaires);
la pression dans le branchement est supérieure à 500 mbar.

6.2 Traversée du mur extérieur

Le maître de l’ouvrage prévoit, à l’endroit convenu avec le distributeur de gaz, une ouverture dans le mur pour la traversée du branchement.

Cette ouverture est exclusivement réservée à la canalisation de gaz, et doit être soigneusement obturée après placement du branchement.

6.3 Partie intérieure du branchement

6.3.1 Elle doit être aussi courte que possible et toujours accessible.

Pour les immeubles à logements multiples, le branchement peut être prolongé par un collecteur auquel sont raccordés les compteurs.

6.3.2 La pression de service dans la partie du branchement intérieure au bâtiment est limitée à 5 bar.

6.4 Compteur

6.4.1 Les compteurs sont installés dans un endroit sec, aéré et aisément accessible.

6.4.2 Tout compteur est précédé d’un robinet d’arrêt installé par le distributeur.

6.4.3 Le placement est faite de manière telle que la lecture de l’index soit aisée.

6.5 Raccordement de l’installation intérieure au compteur

Le raccordement est fait de manière telle que la tuyauterie n’exerce pas d’effort susceptible de détériorer le compteur.

6.6 La pression dans la partie du branchement intérieure du bâtiment est inférieure ou égale à 100 mbar

La partie intérieure du branchement ou les installations intérieures comportent éventuellement un (des) régulateur(s) de pression pour ramener la pression de distribution à la pression de service des appareils d’utilisation.

6.7 La pression dans la partie intérieure du branchement du bâtiment dépasse 100 mbar

6.7.1 Généralités

lorsque la pression dans la partie du branchement intérieure du bâtiment est supérieure à 100 mbar un régulateur de pression pourvu d’un dispositif de sécurité est placé.

Le dispositif de sécurité limite la pression dans l’installation intérieure à la pression maximale de service admissible. Les conduits d’échappement des soupapes éventuelles débouchent à l’extérieur ou à un endroit où le gaz se dissipe sans danger.

La respiration des membranes peut se faire dans le local pour autant qu’il soit ventilé d’une façon efficace et permanente comme indiqué au 6.7.3 ci-après.

Un dispositif obturateur précède le régulateur de pression et remplace éventuellement le robinet d’arrêt du compteur.

6.7.2 Régulateur de pression d’un débit maximal de 25 m³/h

L’emplacement du régulateur de pression répond aux exigences établies pour le placement du compteur.

6.7.3 Régulateur de pression d’un débit compris entre 25 m³/h et 100 m³/h

6.7.3.1 Généralités

Le régulateur de pression est installé dans un local – éventuellement constitué par une armoire exclusivement réservé aux installations de détente et de comptage.

6.7.3.2 Ventilation

Le local est ventilé de façon efficace et permanente.

Cette ventilation est à établir pour chaque cas particulier en fonction de l’emplacement du local et de l’environnement.

À titre indicatif, les dispositions suivantes peuvent convenir :

Solution 1 :

La ventilation est obtenue par au moins deux orifices communiquant avec l’extérieur.

L’un de ces orifices est situé dans le bas du local. La distance entre son bord supérieur et le sol n’excède pas 50 cm.

L’autre orifice est près du plafond du local. La distance entre son bord supérieur et le plafond n’excède pas 10 cm.

La section libre totale des orifices d’amenée d’air frais et celles des orifices d’évacuation d’air vicié est, pour chacun des orifices, d’au moins 0,2 % de là surface horizontale limitée par les parois du local, avec un minimum de 100 cm²l.

Solution 2 :

La ventilation est obtenue par un seul orifice dans le haut du local (dans le plafond ou dans une paroi vertical), communiquant directement avec l’extérieur, et ayant une section d’au moins 1 % de la surface horizontale limitée par les parois du local avec un minimum de 500 cm² et d’une hauteur minimale de 30 cm.

La distance entre le bord supérieur de l’orifice et le plafond n’excède pas 10 cm.

Solution 3 :

Si le local comporte au moins deux parois extérieures la ventilation est obtenu par plusieurs orifices dont au moins un par paroi, écartés le plus possible, communiquant avec l’extérieur et situés près du plafond, la distance entre le bord supérieur des orifices et le plafond n’excèdent pas 10 cm.

La section de ces orifices est déterminée suivant la solution 1.

Dans les solutions 1 et 2, la communication des orifices avec l’extérieur peut être assurée par des conduits.

6.7.3.3 Appareillage électrique

L’appareillage électrique répond au degré de protection IPX3 (appareil protégé contre la chute d’eau en pluie) suivant la norme NBN C 20-001. Les câbles sont du type VFVB ou équivalent.

L’interrupteur est omnipolaire et se trouve à l’extérieur du local.

6.7.4 Régulateur de pression d’un débit dépassant 100 m³/h

Le régulateur de pression est installé dans un local conforme aux prescriptions de la norme NBN D 51-001.

Le comptage de gaz est admis dans ce local.

6.8 Mise en service d’installation neuves

Essai préalable à la mise en service d’installations neuves.

À l’ouverture du compteur, le distributeur de gaz s’assure que les installations intérieures de gaz sont étanches à la pression de distribution.

L’installation est considérée comme étanche si, après avoir vérifié sur place que le compteur enregistre, aucun débit n’est constaté après une durée d’observation de 10 min.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Déflecteurs de lumière naturelle

By Julian A. Henderson – Own work, CC BY-SA 3.0, https://commons.wikimedia.org/w/index.php?curid=19588365

Les stores réfléchissants

Les stores réfléchissants actuels sont utilisés dans le double but d’ombrager un espace du rayonnement solaire direct et de rediriger la lumière naturelle vers le fond du local.

Ces stores peuvent être fixes ou mobiles. Les stores réfléchissants peuvent être considérés comme un développement compact d’un light shelf. Cependant, les lamelles ombragent la fenêtre moins complètement et redirigent moins efficacement la lumière vers le fond de la pièce qu’un light shelf.

Il existe des stores réfléchissants dont l’inclinaison des lames peut être variable en fonction de leur emplacement dans la fenêtre : la partie supérieure de la fenêtre redirige la lumière vers le plafond, alors que la zone inférieure produit un ombrage du même type que les stores vénitiens conventionnels.

Le schéma ci-contre accentue le principe. Cette configuration a pour but de laisser pénétrer la lumière naturelle à l’intérieur du local, même lorsque les occupants ferment complètement les stores.

Les vitrages directionnels

Les vitrages directionnels redirigent très efficacement les rayons solaires directs vers le fond d’une pièce. Ils peuvent aussi être employés pour rediriger la lumière zénithale vers le bas d’un atrium ou vers une salle en sous-sol. Cependant, sous ciel gris, le niveau lumineux en fond de local est inférieur à celui d’un double vitrage classique. Les panneaux directionnels sont utilisés en configurations fixes et mobiles.

Les vitrages prismatiques peuvent soit rediriger la lumière naturelle plus profondément dans le bâtiment soit exclure la lumière d’un espace. Bien qu’ils soient habituellement transparents, ils obscurcissent la vue vers l’extérieur. Il vaut donc mieux les utiliser pour la partie supérieure d’une fenêtre afin de ne pas couper la vue des occupants vers l’extérieur.

La lumière naturelle peut également être déviée par des éléments acryliques concaves disposés verticalement à l’intérieur d’un double vitrage. Ce vitrage doit être positionné au-dessus de l’angle de vision. Dans nos régions, la meilleure orientation pour ce type de vitrage est le sud.

Les laser-cut panels

Le laser-cut panel est un système de redirectionnement de la lumière produit par des coupures réalisées par un laser dans un matériau acrylique. Ces panneaux assurent une bonne visibilité vers l’extérieur. Placés verticalement, ils induisent une déflexion de la lumière provenant des angles d’incidence élevés (> 30°) alors qu’ils transmettent la lumière à de faibles incidences. Placés horizontalement, ils agissent en tant que protection solaire. Ils peuvent être employés comme système fixe ou mobile. Pour éviter certains risques d’éblouissement, il faut qu’ils soient situés au-dessus du niveau visuel. Le laser-cut panel coûte encore très cher.

Les systèmes holographiques

Les systèmes holographiques ne sont encore qu’au début de leur développement. Le procédé holographique consiste en une couche de matériau diffractant qui est choisie pour rediriger la lumière selon un angle spécifique, en fonction de l’angle d’incidence de la lumière. Il s’agit d’un système pratique en rénovation puisqu’il suffit d’ajouter un film à une fenêtre classique. Ils peuvent également être employés pour obtenir un effet décoratif coloré.

Les déflecteurs diffusants dans des ouvertures zénithales

Pour améliorer l’effet produit par l’ajout d’une ouverture zénithale, il est utile de concevoir un système de déflecteurs blancs diffusants au niveau du plafond. Si ces déflecteurs sont verticaux, l’éclairement lumineux dans l’espace est amélioré. Des déflecteurs inclinés diminuent le niveau d’éclairement maximum mais, par contre, uniformisent l’éclairage. Les deux figures ci-dessous montrent un exemple de déflecteurs verticaux conçus pour une orientation est-ouest d’un lanterneau et un exemple de déflecteurs inclinés conçus pour une dent de scie orientée vers le sud.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Valoriser la fraîcheur de l’environnement [Climatisation]

Valoriser la fraicheur de l’air extérieur

Le potentiel lié à la fraicheur extérieure

L’isolation des bâtiments élargit la période de refroidissement en mi-saison et en été. Ce besoin peut être pour une bonne part résolu en valorisant l’air extérieur lorsqu’il est plus frais que la consigne intérieure.

En moyenne, la température extérieure à Uccle est 98 % du temps inférieur à 24°C et ne dépasse 27° que 40 heures par an. En outre, en été, dans notre pays, la température nocturne minimale est inférieure de plus de 8°C à la température maximum diurne, et cette température extérieure nocturne est toujours inférieure aux plages de confort. Il existe donc un pouvoir rafraîchissant naturel important de l’air extérieur, sans traitement et donc sans coût énergétique autre que son transport.

Les profils de températures moyennes à Uccle montrent que la température extérieure est généralement inférieure à la température de confort.

Ce pouvoir rafraîchissant est cependant limité par deux facteurs : la faible capacité frigorifique de l’air extérieur et la quantité d’air pouvant être valorisée, qui est limitée par l’encombrement des gaines de ventilation, la taille des ouvertures en façade, le risque de générer un courant air.

Ainsi, imaginons un local à 26°C avec une charge thermique (élevée) de 60 W/m² (ordinateur, éclairage, occupants, ensoleillement, …) ou 20 W/m³ (si la hauteur sous plafond est de 3 m). La température de l’air extérieur est de 20°C. Calculons le débit nécessaire pour évacuer la chaleur d’un m³ du local :

débit = 20 [W/m³] / (0,34 [W/(m³/h).K] x 6 [K]) = 9,8 [renouv./h]

où,

0,34 W/m³.K est le pouvoir calorifique de l’air et 6 K est la différence de température entre l’intérieur et l’extérieur

Il faudrait donc un taux de renouvellement horaire de 9,8 : chaque heure, l’air du local serait renouvelé 10 fois ! en dehors de la difficulté technique, cela génère un climat peu confortable…

En pratique, la fraîcheur de l’air extérieur peut être valorisée de trois façons : par une ventilation intensive naturelle (free cooling naturel), par l’intégration d’air frais dans le système de conditionnement d’air (free cooling mécanique), et par le refroidissement direct des boucles d’eau froide (free chilling).

En savoir plus sur le climat belge ?

L’exploitation de l’air extérieur par ventilation naturelle (free cooling naturel)

La ventilation intensive estivale (ou free cooling naturel), vise le refroidissement passif du bâtiment par l’ouverture de sa façade. L’objectif est soit de compenser en journée les charges internes et solaires, soit de « décharger » et refroidir pendant la nuit la masse du bâtiment, afin que cette masse puisse limiter la montée en température le lendemain.

La ventilation intensive est efficace en journée si l’air extérieur n’excède pas la température intérieure, mais n’est pas non plus trop froid, pour éviter la sensation de courant d’air, ce qui limite son usage en mi-saison. De plus, il restera toujours les 40 heures, soit de 5 à 10 journées de travail par an, où la ventilation ne ferait qu’empirer les choses puisque la température extérieure est supérieure à la température intérieure. Le refroidissement par ventilation de jour peut donc être une solution en mi-saison, mais a ses limites en été.

Le refroidissement par ventilation de nuit par contre conserve son efficacité toute l’année, sauf canicule extrême. Malgré tout, pour qu’un free cooling permette de se passer de climatisation en journée, il faut assurer durant la nuit, un taux de renouvellement d’air nettement plus important que le taux de ventilation hygiénique : au minimum 4 [vol/h] par rapport à 1 [vol/h].

Au-delà de l’économie d’énergie qui en résulte, c’est une certaine qualité de vie qui est recherchée : absence de système sophistiqué de climatisation, … et plaisir de pouvoir ouvrir sa fenêtre et d’entrer plus en contact avec l’environnement extérieur.

En savoir plus sur la ventilation intensive d’été ?

L’intégration de l’air frais dans le système de conditionnement d’air (free cooling mécanique)

La climatisation est parfois nécessaire (charges thermiques élevées, consignes intérieures strictes de température et d’humidité, …).

On sera alors attentif au fait que le système installé n’exclue pas le refroidissement naturel : dès que la température extérieure descend, elle doit pouvoir supplanter la climatisation mécanique. Idéalement, celle-ci ne devrait plus servir que dans les périodes de canicule.

Tout particulièrement, dans les locaux refroidis toute l’année (locaux intérieurs, locaux enterrés, …) et dans les locaux à forte occupation de personnes (salles de conférence, locaux de réunion, …), il est dommage de faire fonctionner la climatisation en hiver et en mi-saison. On privilégiera les systèmes « tout air » à débit variable.

Durant les nuits d’été, le bâtiment peut facilement être refroidi par le balayage de l’air extérieur (l’installation fonctionne alors en « tout air neuf »). Et en mi-saison, l’air extérieur assure seul le refroidissement par mélange avec l’air recyclé.

Bien sûr, la consommation du ventilateur ne doit pas dépasser celle de la machine frigorifique ! La perte de charge du réseau de ventilation (pulsion, extraction et recyclage) doit rester faible. Il faut prévoir la place pour de larges conduits.

En savoir plus sur le choix du mode de gestion du débit d’air neuf ?

L’utilisation de l’air frais comme source froide d’une installation de refroidissement (free chilling)

Aussi curieux que cela puisse paraître, de nombreuses machines frigorifiques fonctionnent en hiver. Pour assurer le refroidissement de la salle informatique, pour refroidir le cœur du bâtiment surchauffé par les équipements, …

La première réaction est d’imaginer de scinder la production de froid : une petite machine couvre les besoins permanents de la salle informatique, par exemple. Et la grosse machine est mise à l’arrêt en hiver, tout en pouvant jouer le rôle de groupe de sécurité en cas de défaillance de la première.

La deuxième réaction est d’analyser si le circuit d’eau glacée ne pourrait pas être refroidi directement par l’air extérieur, en by-passant la machine frigorifique. Si le fonctionnement est continu tout l’hiver, cela en vaut sûrement la peine (c’est le cas pour un groupe qui refroidirait des locaux de consultations situés en sous-sol d’un hôpital, par exemple).

Lorsque la température extérieure descend sous les 8 à 10°C, on peut fabriquer de l’eau glacée sans utiliser le groupe frigorifique. L’eau peut-être directement refroidie par l’air extérieur. La machine frigorifique est alors mise à l’arrêt.

L’économie d’énergie est évidente ! La rentabilité du projet est d’autant plus élevée que les besoins de refroidissement sont importants en hiver et que l’installation s’y prête.

Toutes sortes de configurations sont possibles en intercalant dans la boucle d’eau glacée soit un aérorefroidisseur (en parallèle ou en série avec le groupe frigorifique) soit une tour de refroidissement (ouverte ou fermée) ou encore un échangeur à plaque couplé avec une tour de refroidissement.

Aérorefroidisseur monté en série avec un évaporateur

En savoir plus sur la mise en place d’un free-chilling ?

Valoriser la fraicheur du sol

Le sol présente un potentiel important pour rafraichir les bâtiments. Sa température est, en été, moins élevée et surtout plus stable que celle de l’air extérieur. Une masse de sable, d’argile ou de roche présente en outre une capacité calorifique importante.

La température moyenne mensuelle est amortie et déphasée par rapport aux températures extérieures. Le sol présente donc un potentiel de rafraichissement particulièrement intéressant au printemps et en été, lorsque la température extérieure est plus élevée.

Les propriétés thermiques du sol dépendent des propriétés de ses constituants et de leurs proportions. Quelques ordres de grandeur :

nature des constituants	Conductivité thermique (W/m°c)	Capacité calorifique volumique Cp(Wh/m3°c)	Diffusivité thermique (m2/h
constituants minéraux	2,92	534	0,0054
constituants organiques	0,25	697	0,00036
eau	0,59	1 163	0,00050
air	0,025	0,34	0,0756

Frédéric Chabert « Habitat enterré » (1980).

La conductivité thermique des sols varie de 1 à 5 selon qu’il est sec ou saturé. La capacité thermique moyenne des sols varie elle de 1 à 3.

L’exploitation de la fraicheur du sol se fait en y organisant un échange de chaleur par le passage contrôlé d’air ou d’eau. Lorsqu’il s’agit d’un échangeur air-sol, on parle de puits canadiens ou provençaux. Lorsqu’il s’agit d’un échangeur eau-sol, on parle de geocooling, une appellation qui, strictement, devrait également recouvrir les puits canadiens.

Parmi les diverses solutions d’échangeur eau-sol, notons l’exploitation du sol sous la dalle de fondation (attention à la puissance qui peut rester alors faible…),

ou dans les pieux de fondation :

Des échangeurs de type forage vertical, indépendants de la structure du bâtiment, sont également possibles.

Une autre possibilité est d’utiliser l’eau des nappes phréatiques souterraine au moyen, en la pompant pour la conduire vers un échangeur de chaleur eau-eau, mais cette technique peut générer des problèmes de nature hydraulique dans le sol (déséquilibres des nappes phréatiques, pollutions).

Un des grands intérêts des techniques de geocooling est que le niveau de température concerné (de 5 à 15°C) est intéressant tant :

Pour le refroidissement direct : un échange de chaleur, par l’intermédiaire de boucles d’eau, entre le bâtiment est le sol), en vue d’alimenter un système de refroidissement par dalle ou par plafond froid.
Pour le refroidissement indirect : valoriser le sol comme source froide de la machine frigorifique, quel que soit le système de distribution et d’émission dans le bâtiment.
Que pour le chauffage par pompes à chaleur. En pratique, on n’envisagera pas de valorisation thermique du sol uniquement pour le refroidissement estival. L’investissement en pompages ou forage ne se fera que si le sol peut être valorisé au maximum de son potentiel, c’est-à-dire tant en refroidissement l’été qu’en chauffage l’hiver. Le géocooling est donc intimement lié à la géothermie.

Pour en savoir plus :

Concevoir	Choisir une production de froid « alternative » : geocooling
Concevoir	Choisir un système rayonnant sur boucle d’eau froide : plafond froid et dalle active.
Concevoir	Le choix de la source de chaleur du chauffage par pompe à chaleur.

Le géocooling.

Valoriser la physique de l’air humide

Le contenu énergétique de l’air est lié à la fois à sa température et à son humidité. En effet, la présence de vapeur d’eau dans l’air représente une forme d’énergie latente, égale à la quantité d’énergie nécessaire pour vaporiser ou condenser cette eau. La somme de l’énergie sensible (liée à la température) et de l’énergie latente (liée à l’humidité) est appelée enthalpie. Cette quantité d’énergie est importante, puisque la chaleur de vaporisation d’un litre d’eau est de 2 257 kJ/kg (à la pression atmosphérique et à 100 °C). Soit 5,4 fois plus que pour chauffer le litre d’eau de 0 à 100 °C ! Elle est cependant limitée par la quantité maximale de vapeur que l’air peut contenir, qui dépend de sa température.

Le diagramme psychrométrique est l’outil indispensable pour visualiser et mesurer ces quantités d’énergie. L’enthalpie est représentée sur l’axe diagonal à gauche du diagramme. On constate que le niveau d’enthalpie est équivalent pour un air à 30 °C et 30 % d’humidité relative et pour un air à 17 °C et 100 % d’humidité relative. Autrement dit, si l’on arrive à créer des transferts entre l’énergie sensible et l’énergie latente d’une masse d’air, on devrait être en mesure de créer de l’air froid (et humide) au départ d’air chaud (et sec). Et cela sans grande consommation d’énergie, puisque l’enthalpie de l’air serait conservée.

Comment réaliser ce petit miracle ? Simplement en humidifiant l’air.
En pratique, deux types d’applications ont été développées pour valoriser ce principe physique.
Le premier dispositif se trouve dans l’architecture vernaculaire de nombreuses cultures, mais fut particulièrement développé par les Perses. Ils combinaient des tours à vent (« bagdir ») avec locaux servant de glacières (« yakh-chal ») souvent reliées à un canal souterrain (« qanat »). Par cet ensemble de dispositifs, ils étaient capables de conserver des aliments et rafraîchir des bâtiments dans un climat particulièrement chaud. Marco-Polo, lors de son premier voyage en orient, se serait vu offrir des glaces en plein été !

Plus récemment, l’idée de refroidir de l’air par humidification a été appliquée dans des groupes de traitement d’air. On parle alors de refroidissement adiabatique. Une différence majeure avec la solution imaginée par les Persans : ici c’est l’air extrait du bâtiment que l’on refroidit par humidification. Un échangeur de chaleur air-air permet ensuite de rafraîchir l’air neuf au contact de l’air extrait. Nos ambiances sont déjà suffisamment humides en été que pour éviter d’y pulser un air saturé !

Pour en savoir plus :

Théories	Les grandeurs hygrométriques.
Concevoir	Choisir une production de froid « alternative » : refroidissement adiabatique et climatisation solaire.

Valoriser le soleil

Paradoxalement, la chaleur du soleil peut être utilisée pour rafraichir un bâtiment… pour autant que l’on dispose de l’équipement adéquat.

Généralement, produire du froid implique l’usage d’une machine frigorifique. Celle-ci se compose de deux échangeurs de chaleur (condenseur et évaporateur), d’un détendeur et d’un compresseur électrique. Pas de place pour l’énergie solaire là-dedans, si ce n’est au travers de capteurs photovoltaïques.

Mais il existe un autre type de machine frigorifique, dit « à ab/adsorption« . Là, l’échange thermique est basé à la fois sur la vaporisation d’un réfrigérant (de l’eau) et sur la capacité de certaines substances à absorber la vapeur d’eau pour la restituer à un niveau de pression différent lorsqu’ils sont échauffés. Le cycle de cette matière absorbant joue le rôle du compresseur dans une machine frigorifique traditionnelle, tout en demandant une alimentation en chaleur plutôt qu’en électricité. Or, qui dit soleil dit chaleur ! La combinaison de capteurs solaires thermiques et d’une machine frigorifique à ab/adsorption constitue ce que l’on appelle une « climatisation solaire », une idée séduisante si les besoins de froid du bâtiment sont liés aux gains solaires.
Pour en savoir plus :

Choisir une production de froid « alternative » : refroidissement adiabatique et climatisation solaire.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Zones intérieures (local aveugle, salle de réunion)

Principe

Les particularités des locaux intérieurs sont

de ne pas avoir de parois en contact avec l’extérieur et donc pas de déperditions en hiver, pas plus que d’apports solaires en été,
d’être en permanence en demande de refroidissement puisque les occupants et les équipements internes (dont l’éclairage) génèrent une chaleur qui ne peut s’échapper naturellement : sans intervention, la température ne ferait qu’augmenter …
d’être, dans le cas d’un local de réunion, en demande d’un traitement thermique uniquement lorsqu’il y a présence des occupants (90 % de la demande est créée par les occupants et l’éclairage).

La solution traditionnelle, souvent appliquée lorsqu’il s’agit d’un local isolé, consiste à placer un climatiseur dans le local. Mais cette solution ne peut être généralisée pour un ensemble de locaux « aveugles » puisqu’il n’y a pas un accès facile vers l’extérieur pour l’évacuation de la charge thermique (difficile de placer les condenseurs en façade).

Une solution plus centralisée est nécessaire.

On pense alors au placement de ventilo-convecteurs sur une boucle d’eau glacée, avec production de froid et condenseur en toiture. Mais deux aberrations énergétiques sont présentes :

Durant tout l’hiver, on va refroidir artificiellement le cœur du bâtiment, sans profiter de l’air froid extérieur.
On va évacuer la chaleur à l’extérieur alors que les locaux en façade ont besoin de chauffage …

Deux solutions apparaissent alors

La solution « tout air » qui se fonde principalement sur l’idée que l’air extérieur froid peut répondre aux besoins de refroidissement une grande majorité du temps.
La solution « fluide réfrigérant variable » qui se base sur l’idée que la chaleur extraite des locaux centraux peut être récupérée dans les locaux périphériques.

La solution « tout air »

Partons de plusieurs constats pour élaborer une réponse adaptée :

Un réseau d’air hygiénique est nécessaire pour apporter de l’air neuf aux occupants :

Un apport de 30 m³/h par personne est requis. Si une personne occupe 10 m², elle vit dans 30 m³ d’air (hauteur sous plafond de 3 m). Lui apporter de l’air hygiénique entraîne donc un renouvellement d’air du local de 1 volume par heure. Autrement dit, si les locaux font X m³, le débit d’air neuf nécessaire sera de X m³/h.

La solution la plus simple consisterait à placer un réseau d’extraction mécanique dans les locaux, laissant l’air entrer naturellement sous les portes (ou par des grilles dans les portes), via les couloirs. C’est économique à l’investissement, mais peu efficace en pratique, car le débit réel sera fonction de l’étanchéité globale du bâtiment…

Un réseau d’air pulsé paraît impératif pour atteindre une bonne qualité d’air intérieur.

Refroidir les locaux par de l’air froid suppose un débit d’air nettement plus élevé que celui de l’air hygiénique.

En effet, l’air ne peut être soufflé avec un écart de température par rapport à l’ambiance supérieur à 10°C (si l’ambiance est de 24°C, la pulsion sera de 14°C minimum).

Dans ces conditions chaque m³ d’air apporte 3,4 W de refroidissement. Or une personne et son éclairage génèrent 20 W/m² de chaleur, soit 6,7 W/m³ (si hauteur sous plafond de 3 m). Il faudra donc :

6,7 [W/m³_local] / 3,4 [W/m³_air] = 2 [m³_air/m³_local],

soit un renouvellement horaire minimal de 2 volumes par heure.

Et bien souvent, de nombreux équipements bureautiques dégagent une chaleur nettement plus importante encore. Si bien que le taux de brassage de l’ambiance par de l’air froid est en général situé entre 4 et 6. Autrement dit, si les locaux font X m³, le débit d’air froid nécessaire sera de 4X … à … 6X m³/h.

En Belgique, la température extérieure est 98 % du temps inférieure à 24°C.

Il existe donc un pouvoir rafraîchissant naturel important de l’air extérieur, sans traitement et donc sans coût énergétique autre que son transport. Logiquement, on pense dès lors à mettre en œuvre un système « tout air », c’est-à-dire une installation où le rafraîchissement est transporté par l’air, installation qui serait apte à transporter cet air froid « gratuit ».

Le free cooling de nuit peut décharger les parois de la chaleur accumulée en journée.

L’air extérieur de nuit est, lui, toujours rafraîchissant, en été comme en hiver (même en période de canicule, la température de nuit avoisine les 15°C). Mais cet air n’est efficace que pour autant que son débit soit suffisamment élevé : un taux de renouvellement d’air minimum de 4 volumes/heure est nécessaire. Ici encore, l’intérêt de mettre en place une installation « tout air » est manifeste.

Seul bémol à cette proposition, le free-cooling nocturne utilise l’inertie du bâtiment comme « réservoir tampon » : en fin de nuit d’été, le bâtiment est déchargé de sa chaleur en l’amenant à une température de 22°C, et en fin de journée on laisse flotter la température jusqu’à 26°C, par exemple. Dans ce cas, le free-cooling peut effectivement procurer des économies au système de climatisation. Ceci entraîne une fluctuation des températures intérieures qu’il faut être prêt à accepter.

En Belgique, la température extérieure est 65 % du temps inférieure à 14°C, soit inférieure à la température de pulsion.

On souhaite profiter du froid extérieur, mais il est impossible d’injecter de l’air à 0°C dans les locaux ! Il y a nécessité de préchauffer l’air pulsé. Or on travaille avec des débits d’air élevés (4 à 6 renouvellements horaires). Le coût du pré-chauffage de l’air risque d’anéantir les économies réalisées sur le refroidissement !

Deux solutions se présentent alors

Soit on recycle partiellement l’air extrait : c’est la chaleur des locaux eux-mêmes qui préchauffent « gratuitement » l’air neuf, par mélange. Par exemple, les 4 renouvellements horaires sont constitués de 3/4 d’air recyclé et de 1/4 d’air neuf.
Inconvénient : l’air de tous les locaux est repris, mélangé et redistribué dans les différents locaux, ce qui peut poser problème…
Soit on place un échangeur de chaleur sur l’air extrait : puisqu’il s’agit seulement d’un préchauffage de l’air, un échangeur à plaques ou un double échangeur à eau glycolée peut transférer la chaleur de l’extraction vers la pulsion, sans mélange entre l’air neuf et l’air vicié, en atteignant les puissances requises.

Chaque local nécessite une régulation spécifique

L’enclenchement d’un photocopieur, la tenue d’une réunion, … crée des besoins variables entre les différents locaux. Une régulation individualisée doit être proposée.

De plus, le coût du transport de l’air n’est pas négligeable dans une installation « tout air ». Il est donc intéressant de ne pulser que les débits nécessaires : pulser la moitié du débit nominal génère le huitième de la consommation électrique du ventilateur.

Ces deux constats étant faits, le conditionnement d’air à Volume d’Air Variable (VAV) apparaît comme la solution la plus adéquate. Le thermostat de chaque local agit sur le clapet modulant l’arrivée d’air. Une sonde de pression placée dans la gaine commande la vitesse des ventilateurs de pulsion et d’extraction.

Le cas particulier des bureaux paysagers

La particularité des grandes plates-formes de bureaux paysagers, c’est d’avoir dans le même local à la fois une zone centrale (où la chaleur est excédentaire) et des zones en façades (où les parois froides génèrent de l’inconfort). Dans ce cas, on prévoit simultanément la pulsion d’air frais en zone centrale et l’apport de chaleur par des radiateurs en allège des fenêtres. La régulation de ces deux flux contradictoires doit être soignée afin qu’il n’y ait pas destruction d’énergie : une plage neutre doit être réservée entre chauffage et refroidissement (par exemple, les vannes thermostatiques de radiateurs sont réglées sur 21°C et l’ouverture du débit d’air froid ne commence qu’à 23°C). Entre 21 et 23°C, le corps humain est situé dans sa plage de confort optimale.

Les inconvénients d’une telle solution

L’investissement à consentir au départ est loin d’être négligeable :

les conduits sont volumineux et encombrants, donc coûteux en argent et en espace,
la régulation est plus élaborée, et donc coûteuse et pas toujours facile à la mise au point et à la maintenance.

Il sera donc utile de chiffrer le budget énergétique d’une telle solution et de parler en terme de coût global sur 15 ans. Notamment pour comparer cette solution à la traditionnelle boucle d’eau glacée sur laquelle sont greffés les ventilo-convecteurs.

C’est le rôle du bureau d’études, car la situation est spécifique à chaque projet.

Études de cas

Un exemple d’une telle démarche a été réalisé pour le cas de 4 locaux de consultation à l’hôpital de Chimay.

La solution « fluide réfrigérant variable »

L’approche se construit sur les éléments suivants :

1. Nouvelles possibilités technologiques des compresseurs

On connaît le fabuleux « rendement » thermodynamique d’une machine frigorifique récente : pour faire 3 kWh de froid, il suffit de 1 kWh électrique au compresseur. Il en résulte alors 4 kWh de chaleur rejetés au condenseur. Si ces 4 kWh sont récupérés dans des locaux demandeurs de chaleur, le bilan théorique s’impose de lui-même : avec 1 kWh au compresseur, on réalise 7 kWh utiles : 3 de refroidissement et 4 de chauffage !

Si dans le bâtiment, en parallèle avec la demande de refroidissement du cœur du bâtiment, il y a une demande de chauffage des locaux périphériques, la solution thermodynamique est alléchante !

Mais la difficulté, c’est qu’en été tous les locaux sont demandeurs de froid. L’échangeur du local en façade doit alors passer du mode « condenseur » à un fonctionnement en « évaporateur ».

On a bien essayé la solution de placer des pompes à chaleur réversibles sur une boucle d’eau commune à tous les locaux, mais sans trouver la souplesse de la solution actuelle de la climatisation à « fluide réfrigérant variable » qui supprime tout vecteur intermédiaire.

Ici, dans le cas idéal où il y aurait égalité entre la demande de froid et la demande de chaud, toute la chaleur évacuée dans les locaux à refroidir est transférée vers les locaux à chauffer :

Installation en équilibre.

2. Séparation des fonctions

À l’usage, la séparation des fonctions « apport d’air neuf » et « apport de chaud ou de froid » présente des avantages de facilité de régulation et de qualité hygiénique.

3. Pas de fluide intermédiaire

C’est le fluide frigorifique qui circule entre les échangeurs et le compresseur. En quelque sorte, c’est l’ensemble du bâtiment qui travaille « en détente directe et en condensation directe ».

4. Une régulation très fine en fonction de la demande

Rien n’est plus souple que du fluide frigorigène pour s’adapter aux besoins. Chaque échangeur est autonome dans la régulation de son local.

De plus, la régulation en place est étudiée pour limiter au maximum toute consommation d’énergie excessive.

Par exemple : une boucle d’eau glacée au régime 7°-12° va condenser inutilement la vapeur d’eau présente dans le local. Avec un système « fluide réfrigérant variable », l’humidité du local est mesurée en permanence et la température de l’évaporateur sera réglée « au plus haut » en fonction des besoins de froid du local, évitant ainsi toute condensation inutile.

5. Inconvénients

L’apport d’air neuf hygiénique n’est pas résolu. De plus, il n’existe pas de production d’eau chaude par une chaudière pour alimenter les batteries de chauffe d’un éventuel groupe central de traitement de l’air hygiénique. L’apport d’air neuf va demander une installation spécifique dont on devra soigneusement étudier la régulation pour que de l’énergie ne soit pas « cassée » : il ne faudrait pas simultanément préchauffer l’air neuf à 20°C et refroidir le local !
La technique est encore relativement neuve dans nos régions (malgré une large expérience au Japon)…
Il faut franchir le problème lié à la circulation du fluide frigorigène dans les locaux, malgré l’étanchéité des installations actuelles et la non-toxicité des fluides utilisés. Comment retrouver une fuite si les conduits circulent dans tous les faux plafonds ? L’évolution va dans le sens d’un confinement des équipements utilisant le fluide frigorigène et d’un transport du froid par de l’eau ou de l’air dans le bâtiment. Il semble que la technique du DRV soit d’ailleurs interdite au Luxembourg, pour des raisons environnementales.
La technologie est assez sophistiquée, bourrée d’électronique, et seul le fabricant peut réellement intervenir sur l’installation… Certains craindront alors le coût des contrats de maintenance, d’autres diront que nos voitures ont suivi la même évolution… sans que cela nous pose trop de problèmes. Des logiciels d’auto-diagnostic permettent la gestion automatique.
Si l’ensemble de l’installation travaille en mode « froid », le rendement du compresseur n’atteint pas celui d’une grosse machine frigorifique à vis, par exemple…

A nouveau, un bilan énergétique détaillé et annuel est nécessaire, mais il faut avouer que dans cette technique nouvelle, les bureaux d’études sont relativement dépourvus d’outils fiables d’évaluation… et les fabricants ne nous proposent aucun rapport d’évaluation neutre.

Au minimum, on essayera d’établir un planning des périodes de chauffe et de refroidissement des différents locaux pour visualiser les recouvrements. Si une récupération de la chaleur des locaux intérieurs est prévisible une bonne partie de l’année (salle informatique au centre du bâtiment, par exemple), le DRV se justifie.

Conclusions

Un local « intérieur » est en permanence demandeur de rafraîchissement.

Une simple ventilation ne suffit pas.

La solution traditionnelle par ventilos-convecteurs sur boucle d’eau glacée ne permet pas d’utiliser l’air frais extérieur présent les 3/4 du temps dans nos régions. Si elle est cependant adoptée, on sera attentif à prévoir une possibilité de refroidissement direct de l’eau glacée par free-chilling.

Deux solutions sont possibles :

1° Une installation « tout air » à débit variable (VAV)

elle permet d’utiliser l’air neuf extérieur, de jour comme de nuit,
elle va limiter le défaut des installations « tout air » : la forte consommation des ventilateurs,

mais,

elle demande de préchauffer l’air extérieur en hiver, soit via un recyclage partiel de l’air repris (d’où problème de mélange de l’air des différents locaux), soit via un récupérateur de chaleur sur l’air extrait.

Pour aller plus loin dans la conception d’une installation VAV.

2° Une installation à « fluide réfrigérant variable » avec récupération de chaleur

en hiver, elle permet de récupérer la chaleur extraite des locaux à refroidir pour les donner aux locaux en demande de chaleur,
elle garantit la performance énergétique d’une technologie de pointe (compresseur, régulation, …),

mais,

la technique sous-entend la présence d’un réseau de fluide dans les locaux.