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Comprendre la sensation de froid liée à la production

Sous-dimensionnement du générateur de chaleur

Cela est excessivement rare mais ça arrive !

En effet, il faut savoir que la plupart des installations de chauffage existantes sont surdimensionnées, même fortement surdimensionnées.

Évaluer

On peut vérifier le dimensionnement d’une chaudière en calculant le temps de fonctionnement annuel du brûleur et en comparant ce chiffre à un temps estimé correct en fonction du type de bâtiment. Cette estimation ne peut se faire qu’en connaissant la puissance du brûleur et la consommation annuelle de combustible. Pour approfondir cette méthode d’évaluation.

Encrassement de la chaudière

L’encrassement d’une chaudière diminue l’échange de chaleur entre les fumées et l’eau. Les fumées sont donc évacuées plus chaudes vers la cheminée (1 mm de suie dans la chaudière équivaut à une augmentation de 50°C de la température des fumées). Il en résulte :

une perte de rendement,
une perte de puissance de la chaudière.

En principe, l’encrassement étant un phénomène dynamique, l’inconfort qui y serait lié doit s’amplifier en attendant l’entretien des installations.

L’encrassement excessif des installations peut avoir comme cause :

des démarrages de brûleur trop fréquents liés à un surdimensionnement de l’installation ou un différentiel de régulateur trop faible,

l’encrassement de la chaufferie, le brûleur aspirant son air dans celle-ci. Nous avons, par exemple, rencontrés des brûleurs dont l’amenée d’air est partiellement obturée par les pluches issues de la buanderie voisine,

un manque de ventilation de la chaufferie, entraînant une mauvaise combustion,

un mauvais réglage de la combustion.

Évaluer	Pour en savoir plus sur les causes de démarrage trop fréquents du brûleur
Évaluer	Pour en savoir plus sur les causes d’une mauvaise combustion
Réglementations	Pour en savoir plus sur les exigences de ventilation des chaufferies

Cas particulier de la pompe à chaleur

Un défaut de puissance

Une pompe à chaleur sur l’air extérieur présente l’important défaut de produire d’autant moins de chaleur qu’il ne fait froid à l’extérieur… Or c’est précisément à ce moment que le bâtiment demande une forte puissance de chauffe.

Si cela apparaît fréquemment en période de très grands froids, ce problème ne peut se résoudre que par l’adjonction d’un appoint, appoint électrique direct (donc coûteux à l’exploitation) ou appoint thermique par une chaudière (en mode monovalent ou bivalent).

Concevoir

Pour en savoir plus sur la conception de l’appoint de la pompe à chaleure

Le problème du dégivrage

Si le froid apparaît plutôt pour des températures extérieures avoisinant les 5°C, on soupçonnera le phénomène de dégivrage :

le fluide frigorigène présente une température en dessous de 0°C
la vapeur d’eau contenue dans l’air ambiant condense et puis prend en glace, obstruant alors l’échangeur
le cycle est temporairement inversé pour faire fondre la glace
de l’air froid est pulsé dans les locaux.

À noter que ce phénomène est moins crucial en période de gel car l’air est plus sec et la glace apparaît sous forme de cristaux qui s’envolent avec l’air pulsé.

Si l’appareil est modulaire, une solution peut consister à décaler les périodes de dégivrage des différents modules de la PAC.

Améliorer

Pour en savoir plus sur l’amélioration du fonctionnement de la pompe à chaleur

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un préparateur instantané à plaques

Choix de la source de chaleur

Le préparateur instantané a pour qualité essentielle d’assurer de l’eau chaude sanitaire en quantité voulue à n’importe quel moment de la journée.

Source de la chaleur

Un préparateur électrique est très difficilement réalisable, vu l’importance de la puissance nécessaire (un préparateur 12 litres/minute requiert une puissance de 24 kW, soit une ligne de 100 A environ !). Pour s’en convaincre, il suffit de penser au percolateur à café. Avec 1 kW de puissance, il arrive tout juste à réaliser un fin filet d’eau bouillante… C’est parfait pour conserver l’arôme du café… mais c’est inimaginable pour assurer les douches en parallèle après le match de foot ! Et puis, ce serait en courant de jour…

Clairement, l’échangeur instantané s’associe à une chaudière à fuel ou gaz.

Préparateur instantané « pur »

Le chauffage de l’eau se fait dans un échangeur à plaques très compact. Une boucle d’eau chaude sanitaire sera presque automatiquement associée au projet pour lisser les variations de la température de l’eau.

La régulation de cette température se fait via le réglage d’une vanne trois voies au primaire. Cette vanne doit être très « nerveuse » pour réagir rapidement à des variations de la demande. Une régulation PID est nécessaire.

Schéma principe de l'échangeur à plaques.

Ce type de préparation génère un faible encombrement et une faible charge au sol.

Par contre, elle oblige à un maintien en température de la chaudière à haute température. Ce n’est pas heureux en été et cela va à l’encontre de l’évolution actuelle vers une régulation à température glissante (une chaudière « à la température juste nécessaire »). À ce titre, un ballon accumulateur est quand à lui chauffé une ou deux fois dans la journée et la température de la chaudière redescend le reste du temps.

Pour plus de détails, voir dans les critères de choix du mode de préparation d’eau chaude.

On voit donc qu’un préparateur instantané pur ne se justifie que pour rencontrer des besoins importants et assez continus (piscine par exemple).

Puissance

La production instantanée demande généralement une puissance de générateur très importante. Pour dimensionner cette installation, cliquez ici !

Dans le cas d’une production d’ECS combinée au chauffage, il sera peut être nécessaire de surdimensionner la chaudière uniquement pour l’ECS. Ce qui serait une mauvaise utilisation de l’investissement consenti. On préférera compléter l’installation par un ballon d’appoint : c’est le semi-instantané.

Rendement de distribution

Lors du calcul de la puissance d’installation, on admet que, pendant la durée du prélèvement maximal, le rendement de distribution est égal à 1 (pas de mise en température du volume mort, les déperditions étant faibles par rapport à l’énergie fournie).

Préparateur semi-instantané

Pour améliorer la stabilité de la température d’eau chaude, il est possible d’augmenter le volant tampon de la boucle en mettant un réel ballon en série. Deux schémas sont possibles :

Soit l’échangeur est inclus dans le ballon :

Soit le ballon est placé en appoint et se met en service dès que la température de 60 °C par exemple n’est plus atteinte au départ de la boucle. La vanne s’ouvre et le circulateur se met en fonction. Son débit horaire est égal à 4 fois la capacité du ballon.

Cette capacité permet, en cas de soutirage important, d’assister le préparateur instantané par le préchauffage « préventif » d’une réserve.
Dans le même esprit, le schéma ci-dessous nous paraît plus simple et donc probablement meilleur :

Ce type d’installation est capable d’assurer avec souplesse la fourniture de besoins assez variables.

Plus le réservoir sera important, plus la puissance de chauffe pourra être réduite. Une régle de bonne pratique montre qu’avec une capacité tampon (en litres) de 5 x Puissance exprimée en kW, on peut diminuer de moitié la puissance par rapport à la puissance instantanée.

Exemple. En logement collectif, le débit de pointe de soutirage d’eau chaude est pris à 50 litres pour 10 minutes par appartement. Un coefficient de simultanéité prend en compte le fait que tous les appartements ne sont pas en demande en même temps :

Nbre de logements	10	20	39	50	75	100	200
Coeff simultanéité	0,50	0,40	0,36	0,31	0,29	0,27	0,24

Pour un parc de 50 logements, en production instantanée, on installera : 50 logements x 50 litres x 1,16 Wh/l.K x (60 – 10) K x 0,31 / [(1/6) h x 1 000] = 270 kW. Mais si un ballon de 600 litres est associé, la puissance installée sera réduite à 135 KW.

D’une manière générale, il existe une infinité de combinaisons « puissance de chauffe – volume de stockage », répartie sur une courbe d’égale satisfaction des besoins.

Calculs

Pour déterminer la courbe « puissance-volume » qui répond à un profil de besoin d’eau chaude particulier, cliquez ici !

Détails d’installation

La gestion des fluctuations de température

C’est un des inconvénients de ce type de système : il faut une réponse immédiate et à juste température. Un temps de réponse de l’ordre d’une dizaine de secondes est parfois requis.

Un régulateur progressif est nécessaire : le mode PI est nécessaire pour les échangeurs de faible capacité, comme les échangeurs à plaques. Une régulation fine (PID) est parfois à prévoir pour le réglage de la vanne 3 voies. La constante de temps de la sonde doit être réduite et la vitesse du moteur élevée. Les constructeurs de ces échangeurs spécifient les caractéristiques que doivent présenter les régulateurs.

Et malgré tout, on reste limité par le temps de réponse des éléments mécaniques de l’installation qui rend les fluctuations inévitables. Il est déconseillé d’utiliser ce type de système dans un bâtiment ayant un profil de puisage discontinu.

La sonde de température sera dédoublée par une sonde de sécurité qui interrompt impérativement l’alimentation du primaire en cas de dépassement d’un seuil de température.

Le raccordement sur une chaudière à condensation

On sera attentif à sélectionner un modèle sur base d’un retour à la plus basse température possible, par exemple au régime (donc surdimensionner un peu la surface de l’échangeur).

Mais il semble qu’avec un préparateur instantané, la condensation reste difficile. La production d’eau chaude sanitaire, surtout depuis les mesures anti-légionelles, semble un frein aux techniques de chauffage basse température d’aujourd’hui. Ne faudrait-il pas de plus en plus privilégier des productions indépendantes ? Dans ce cas, le chauffage instantané est mal placé suite à la puissance qu’il demande…

La résistance à la corrosion

La température élevée au niveau des surfaces d’échange conduit à la formation rapide de tartre.

Lorsque l’on sait que le dépôt calcaire est exponentiellement lié à la température de chauffage de l’eau, cet inconvénient limité par l’action de la vanne trois voies qui évite que la température au primaire de l’échangeur soit en permanence à la valeur maximale.

Ce système est cependant mal adapté à un réseau d’eau dure. Il est alors recommandé d’effectuer un traitement anti-tartre par injection de phosphates ou adoucisseur d’eau.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Consommation d’électricité et de combustible en cuisine collective

Appareils électriques

Appareils

Puissance
kW

Temps d’utilisation
h/j

Degré d’utilisation
%

Lave-vaisselle
Bain-marie
Plaque de cuisson
Rôtissoire
Boiler
Four à convection (1)
Friteuse
Coupe-légumes
Chambre froide
Armoire réfrigérateur
Vitrine réfrigérante
Marmite
Percolateur
Tapis roulant
Chauffe-assiettes (2)
Micro-ondes
Mixer
Refroidisseur de crème
Chariots chauffants (3)
Cuit-vapeur
Grille-pain
Destructeur alimentaire
Chambre congélation
Congélateur armoire
Congélateur bahut
Bouilloire
Appareil chauffant
Lampe chauffante
Cuisson
Plaque
Mijoteur
Chauffe plats
Four

3
2
3
1

6
2,5
0,2
0,8
0,1

8
2

4,2
8
0,7

1,0
0,8
0,8
0,3
1,5

2,5

à
à
à
à

à
à
à
à
à
–

–
–
–

–
–
–
–

–

87
4
9
15

38
75
2
2,6
0.4
1.5
40
10
0,2
1,6
2
0,6
2
6
24
1,8
1,1
3,7
2,0
2,0
6,4
6
1,6

4,5

1
3,5

8
1
0,1
0,1

0,5

0,4

2,5
1
0,3

–
–

1
–
–
–
–

–

–
–
–

–

9
4,5
3,5

24
1,5
0,9
0,4
24
24
24
1
2
2
2,5
1
0,3
2,5
3,5
2,5
1,4
2
24
24
24
2
4,5
4

0,4
0,4

0,4

15 – 40 (4)
60 – 100
40 – 80
40 – 80
10
40 – 60
60 – 70
100
40 – 60
40
60
60
50
100
60 – 90
40 – 60
100
100
50 – 70
30 – 100
100
100
60 – 70
60
60
10
100
100

60 – 70
60 – 70
80 – 90
70

⁽¹⁾Four à air pulsé.
⁽²⁾Pile où les assiettes de service sont réchauffées.
⁽³⁾ Chariots où les aliments refroidis sont rapidement portés à température.
⁽⁴⁾ 15 % à remplir d’eau chaude, 40 % à remplir d’eau froide.

Source : Novem – 1993.

Lave-vaisselle : puissance en kW

Capacité

Avec approvision.
en eau froide

Avec approvision.
en eau chaude

144 assiettes/h
900 assiettes/h
1900 ass./h (avec zone sèche)
3000 ass./h (avec zone sèche)

5
13

2
10

Source : Rendisk/Novem 1993.

Appareils au gaz

Appareil

Puissance
kW

Temps d’utilisa.
h/j

Degré d’utilisat.
%

Rendement
%

Plaque cuisson
Plaque gd modèle
Four convection
Friteuse
Marmite
Four à rayonn.
Fours :
Normal
Puissant
Chauffe-plats

3
1
6
2,5
8
5

4,1
6,1
3

–
–
–
–
–
–

9
15
38
75
40
15

0,1
1

0,4
0,4
0,4

–
–

3,5
5
1,5
0,9
2,5
1

30 – 50
30 – 50
70
60 – 70
60
60 – 70

60 – 70
60 – 70
80 – 90

50
50
70 – 80
50 – 60
70 – 80
70 – 80

50
50
50

Source : Novem – 1993.

Exemples d’utilisation de ces tableaux

Friteuse

Données

Une friteuse électrique ayant une puissance de 3 kW.
La friteuse est utilisée 2 jours par semaine, 52 semaines par an.
Le temps d’utilisation par jour n’est pas connu.

Question

Quelle est la consommation électrique annuelle ?

Calcul

Puissance	P = 3 kW
Temps d’utilisation	t = 0,5 h/j (tableau appareils électriques) 2 j/semaine et 52 semaines/an
Degré d’utilisation	b = 0,65 (partie du tableau appareils électriques)
E = P x t x b = 3 x 0,5 x 2 x 52 x 0,65 = 101 kWh/a

Plaque de cuisson

Données

Une plaque de cuisson au gaz ayant une puissance nominale de 7 kW.
La plaque est utilisée chaque jour.
Le temps d’utilisation par jour n’est pas connu.

Question

Quelle est la consommation énergétique annuelle ?

Calcul

Puissance	P = 7 kW
Temps d’utilisation	t = 3 h/j (tableau appareils au gaz) 365 j/an
Degré d’utilisation	b = 0,4 (partie du tableau appareils au gaz)
Rendement estimé	? = 0,5 (partiel)
PCS gaz naturel	H_s = 9,77 kWh/m³

Q_v.gaz = P x t x b/H_s x ? = 7 x 3 x 365 x 0,4/9,77 x 0,5 = 156,9 m³/a

Un brûleur de cuisinière puissant

Données

Un brûleur puissant de cuisinière au gaz,
la contribution nominale n’est pas connue,
le brûleur est utilisé 280 jours par an,
le temps d’utilisation par jour n’est pas connu.

Question

Quelle est la consommation énergétique annuelle ?

Calcul

Puissance	P = 6,1 kW (tableau appareils au gaz)
Temps d’utilisation	t = 0,4 h/j (tableau appareils au gaz) 280 j/an
Degré d’utilisation	b = 0,65 (partie du tableau appareils au gaz)
Rendement	? = 0,5

Q_v.gaz = P x t x b/H_s = 6,1 x 0,4 x 280 x 0 65/9,77 x 0,5 = 22,73 m³/a

Découvrez cet exemple de réduction des consommations énergétiques dans la cuisine de l’ULB-Solbosch.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer le confort acoustique

Valeurs recommandées

Quel est le confort acoustique à atteindre dans les locaux ?

Le confort acoustique est généralement déterminé à partir du niveau NR (Noise Rating) atteint dans le local.

NR 20	Conditions excellentes d’écoute.
NR 25	Très bonnes conditions d’écoute.
NR 20 – 30	Condition de séjour, de repos, de sommeil.
NR 30 – 35	Bonnes conditions d’écoute.
NR 35 – 40	Conditions d’écoute normales, commerces.
NR 40 – 45	Conditions d’écoute modérées.
NR 45 – 55	Conditions de travail acceptables avec un minimum de compréhension de la parole.
NR 50 – 70	Atelier.

Quel est le niveau de bruit maximum imposé par la législation ?

Article 58.5 du RGPT

À propos des installations de ventilations artificielles ou de climatisation des locaux de travail fermés, il est précisé que « ces installations doivent être conçues de manière à éviter qu’ils ne produisent du bruit ou des vibrations qui soient une source de gêne ou d’inconfort pour les travailleurs« . Les ventilateurs d’un évaporateur dans une ambiance à basse température tels que les ateliers de boucherie peuvent devenir vite des sources de nuisance sonore.

La réglementation belge ne prévoit des mesures particulières (surveillance médicale, moyens de protection,…) que lorsque le niveau d’exposition personnelle dépasse une pression acoustique de 85 dB(A), circonstances rencontrées dans les ambiances industrielles comme les locaux techniques des compresseurs par exemple.

Ce seuil est ramené à 80 dB(A) dans le projet de directive européenne.

Les installations de ventilation et de climatisation et de froid alimentaire ne sont donc pas concernées. Pour plus d’informations à ce sujet, on consultera la brochure Bruit – Stratégie d’évaluation et de prévention des risques du Ministère fédéral de l’Emploi et du Travail.

AR 16 janvier 2006 (Ministère Fédéral de l’Emploi et du Travail)

L’article 6 de cet Arrêté Royal (PDF) relatif à la Protection de la santé et de la sécurité des travailleurs contre les risques liés au bruit sur le lieu de travail (M.B. 15.2.2006), définit les valeurs limites d’exposition et les valeurs d’exposition déclenchant l’action par rapport au niveau d’exposition quotidienne au bruit et à la pression acoustique de crête sont fixées à :

valeurs limites d’exposition :
L_{EX, 8h} = 87 dB(A) et Pcrête = 200 Pa respectivement (140 dB(C) par rapport à 20 μPa);
valeurs d’exposition supérieures délenchant l’action :
L_{EX, 8h} = 85 dB(A) et P_crête = 140 Pa respectivement (137 dB(C) par rapport à 20 μPa);
valeurs d’exposition inférieures délenchant l’action :
L_{EX, 8h} = 80 dB(A) et P_crête = 112 Pa respectivement (135 dB(C) par rapport à 20 μPa).

Sans rentrer dans les détails, ses valeurs limites sont rarement rencontrées dans le secteur commercial. Néanmoins, on sera attentif au niveau de bruit qui pourrait être présent à proximité des compresseurs frigorifiques.

Norme NBN EN 13779

La norme européenne NBN EN 13779 (Les systèmes de ventilation pour les bâtiments – critères de conception de l’ambiance intérieure) propose une plage de confort acoustique avec une valeur par défaut (en général la valeur médiane), sur base de niveaux de pression acoustique à respecter dans les locaux :

Type de bâtiment	Type de local	Niveau de pression acoustique en dB(A)
Type de bâtiment	Type de local	Plage type	Valeur par défaut
Résidentiel	salle de séjour	25-40	32
Résidentiel	chambre	20-35	26
Établissements dédiés aux enfants	écoles maternelles, crèches	30-45	40
Lieux publics	auditoriums	30-35	33
	bibliothèques	28-35	30
	cinémas	30-35	33
	tribunaux	30-40	35
	musées	28-35	30
Lieux commerciaux	magasins de détail	35-50	40
	grands magasins	40-50	45
	supermarchés	40-50	45
	grandes salles d’ordinateurs	40-60	50
	petites salles d’ordinateurs	40-50	45
Hôpitaux	couloirs	35-45	40
	salles d’opération	30-48	40
	salles de consultation	25-35	30
	chambre de nuit	20-35	30
	chambre de jour	25-40	30
Hôtels	accueil	35-45	40
	salles de réception	35-45	40
	chambres (pendant la nuit)	25-35	30
	chambres (pendant le jour)	30-40	35
Bureaux	petits bureaux	30-40	35
	salles de conférence	30-40	35
	bureaux paysagés	35-45	40
	bureaux compartimentés (cabines)	35-45	40
Restauration	cafétéria	35-50	40
	restaurants	35-50	45
	cuisines	40-60	55
Écoles	salles de classe	30-40	35
	couloirs	35-50	40
	gymnases	35-45	40
	salle des professeurs	30-40	35
Sport	stades couverts	35-50	45
Sport	piscines	40-50	45
Général	toilettes	40-50	45
Général	vestiaires	40-50	45

Comment évaluer sa situation ?

Distinguer le type de bruit

Au départ, il est important de bien distinguer le type de bruit qui pose problème en fonction du mode de propagation : bruit aérien ou bruit solidien.

Bruit aérien.

Bruit solidien.

Bruit aérien créé par l’écoulement turbulent de l’air

Essentiellement,

le frottement de l’air sur les pales des ventilateurs (ventilateurs d’évaporateur et de condenseur),
le passage à trop grande vitesse de l’air de climatisation dans les conduites par exemple;
…

Ce bruit (plutôt dans les aigus) se transmet aux locaux par l’air du réseau de distribution. Si c’est une bouche que l’on soupçonne de produire du bruit, on peut la démonter et examiner si le bruit subsiste.

Améliorer

Pour insérer un silencieux dans le réseau d’air, placer des bouches avec absorbeur acoustique, diminuer la vitesse de rotation du ventilateur, …

Bruit solidien (ou bruit d’impact) créé par les vibrations

On distingue,

les vibrations des ventilateurs des évaporateurs,
les vibrations du compresseur du groupe frigorifique associé qui ne serait pas monté sur plots antivibratiles,
les vibrations des ventilateurs du condenseur ou de la tour de refroidissement,
…

Ce bruit (plutôt dans les graves) se transmet aux locaux par la structure du bâtiment (planchers de béton,…), par les parois de séparation des locaux techniques, par la structure de la gaine de climatisation elle-même.

Améliorer

Pour insérer des plots antivibratiles entre l’équipement et son support, insérer des manchettes acoustiques, …

Bruit en provenance de l’extérieur

Il est possible également que l’origine du bruit soit extérieure au bâtiment (bruit routier, par exemple). On sera alors très attentif à l’étanchéité de l’enveloppe.

Étanchéité de l’enveloppe

On pense, avec raison, que la fenêtre est le point faible de la façade. Mais généralement, ce n’est pas la vitre qui est le point le plus critique, mais les ouvertures entre les battants (absence de joints souples) et au droit de la fixation du dormant (mauvais resserrage). Le remplacement d’un simple vitrage par un nouveau châssis double vitrage améliore fortement l’isolement acoustique aux bruits extérieurs, non pas tellement par le doublement de la vitre, mais bien par l’amélioration de l’étanchéité à l’air. Pour rendre le vitrage lui-même plus isolant, il faut installer un double vitrage dont les épaisseurs des 2 vitres sont différentes.

Bruits liés à la ventilation et la climatisation

On sera attentif également à l’existence de grilles de ventilation naturelle pouvant créer un pont acoustique avec l’extérieur. Un traitement particulier est généralement décidé lorsque le bruit moyen en façade L_eq dépasse 70 dB(A).

Concevoir	Installer un système de ventilation double flux.
Améliorer	Placer des grilles d’entrée d’air avec absorbeur acoustique.
Concevoir	Diminuer la vitesse de rotation du ventilateur du condenseur.

Relevé au sonomètre du niveau sonore global

Pour évaluer quantitativement la gêne acoustique, il y a lieu de procéder à une mesure du niveau de bruit à l’aide d’un sonomètre.

Les résultats seront pondérés par un filtre « A »afin de s’adapter à la sensibilité de l’oreille humaine.

Un appareil de classe 3 est suffisant pour une évaluation des problèmes en interne. Notons que la NBN S 01-401 définit les conditions générales à observer au cours des mesures pour les bruits extérieurs et pour les bruits intérieurs (distance du sonomètre par rapport au sol, au mur, au fenêtre, dans les locaux de séjour et de repos, les écoles, les bureaux, les salles diverses, …).

Si l’on souhaite vérifier la qualité d’isolement apportée par une paroi au passage des bruits aériens, un acousticien peut générer un bruit d’un côté de la paroi, et enregistrer le spectre sonore de l’autre côté. La différence représente l’affaiblissement acoustique de la paroi. Il est alors possible de comparer cette valeur à celle requise par la NBN S 01-401.

Améliorer

Procéder à un doublage acoustique de la cloison.

Si l’on souhaite vérifier la qualité d’isolement apportée par un plancher au passage des bruits solidiens, un acousticien peut générer un bruit (une masse d’un poids donné qui tombe d’une hauteur donnée), d’impact normalisé et enregistrer le spectre sonore de l’autre côté. A nouveau l’affaiblissement de la paroi s’en déduira et sera comparé à la valeur requise par la norme.

Améliorer

Insérer un matériau résilient (plots antivibratiles, chape flottante,…).

Analyse du spectre de fréquence

Un bruit est un mélange d’une multitude de sons de fréquences différentes. Comme la lumière qui est un mélange de plusieurs couleurs. Le relevé du spectre sonore par un spécialiste peut lui permettre de retrouver l’équipement qui est à l’origine du bruit.

Vérifications rapides sur l’installation

Vérifier la présence de manchettes souples entre le caisson de ventilation et les gaines de distribution. Celles-ci doivent être suffisamment souples pour ne pas transmettre les vibrations du ventilateur, mais pas trop lâches pour ne pas obstruer le passage de l’air.

Vérifier la présence de plots antivibratiles sous le caisson de ventilation.

Vérifier la présence d’un silencieux entre le ventilateur et le réseau de distribution.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réglage du débit des ventilateurs

Principe

Pour rappel (Règles de similitude), le débit d’un ventilateur varie proportionnellement à la variation de sa vitesse, la pression proportionnellement au carré de sa vitesse et la puissance proportionnellement au cube de sa vitesse.
Ainsi, il existe plusieurs techniques de régulation du débit :

Régulation par étranglement

Il s’agit là du système le plus simple et le moins onéreux pour faire varier un débit. Grâce à un registre (appelé registre de laminage) placé dans un conduit d’air, on peut augmenter ou diminuer la perte de charge de l’installation. Le positionnement du registre peut se faire tant manuellement qu’automatiquement au moyen d’un servomoteur.

Régulateur automatique de débit.

Par exemple, si le registre se ferme, le point de fonctionnement de l’installation va passer de 1 à 2 par suite du laminage, ce qui va conduire à une modification de la courbe caractéristique du circuit (elle se redresse). Pour les ventilateurs à courbe caractéristique fort pentue, on constate qu’une augmentation de perte de charge relativement importante va entraîner une diminution de débit comparativement faible, ce débit-volume passant de q₁ à q₂. Pour avoir un réglage significatif, le clapet d’étranglement devra souvent fonctionner proche de la fermeture, avec les risques de bruit important que cela comporte. Le rectangle hachuré compris entre de p₂ et p₃est considéré comme la perte du système de réglage par rapport au réglage optimum représenté par le point de fonctionnement 3.

Le ventilateur à aubes recourbées vers l’avant, ayant une courbe caractéristique plus plate, est mieux adapté à une régulation par étranglement que le ventilateur à aubes recourbées vers l’arrière, pour lequel la puissance absorbée ne diminue que peu à cause de l’augmentation de pression statique.

Dans le cas de ventilateurs hélicoïdes, ce type de régulation peut devenir problématique lorsque le point de fonctionnement se déplace encore plus vers la gauche, car on peut atteindre facilement la zone de fonctionnement instable.

Si, pour un ventilateur, on choisit une régulation par étranglement, il faut alors veiller à ce que le point de fonctionnement le plus fréquent se trouve dans la zone de rendement optimal. Dans tous les cas, il faut choisir le débit maximal si possible à droite de la plage de rendement optimale. On reste ainsi dans le voisinage de ce dernier, lorsque la courbe caractéristique du circuit se déplace vers la gauche.

Réglage par by-pass

Le by-pass consiste à court-circuiter une partie du débit de ventilation via un conduit de dérivation, pour diminuer le débit alimentant les locaux.

Lorsque le registre de by-pass s’ouvre, le débit dans le réseau principal chute de q₁ à q₂. Le débit passant dans le by-pass est égal à (q₃ – q₂). Le rectangle hachuré compris entre (q₃ – q₂) est considéré comme la perte de ce système de réglage.

Régulation par aubage mobile de prérotation

Un aubage mobile de prérotation (appelé aussi distributeur, ventelles, aubes directrices) est un dispositif muni d’ailettes orientables au moyen d’un servomoteur. Il permet d’incliner les filets de fluide gazeux avant leur entrée dans la roue.

Aubage de prérotation sur l’ouïe d’aspiration.

Si le sens de prérotation de la veine de fluide est le même que le sens de rotation de la roue, on peut réduire le débit par rapport au débit nominal. Pour les ventilateurs hélicoïdes, on peut aussi opposer les deux sens de rotation. Dans ce cas, il y a augmentation du débit par rapport au débit nominal. Ce dernier réglage ne fonctionne pas pour les ventilateurs centrifuges.

La régulation par ventelles ne convient que pour des ventilateurs centrifuges à aubes recourbées vers l’arrière ou des ventilateurs hélicoïdes. Dans le cas de ventilateurs centrifuges à aubes recourbées vers l’avant, le mouvement rotatoire influencerait beaucoup trop l’écoulement tridimensionnel dans la roue, ce qui entraînerait une trop forte diminution du rendement.

Il existe différents types d’aubages mobiles de prérotation : intégré en amont du pavillon d’aspiration ou directement monté dans ce dernier.

Ventilateur centrifuge avec aubage de prérotation axial.

Ventilateur centrifuge à double ouïe d’aspiration avec aubage de prérotation radial.

A chaque angle de prérotation correspond une nouvelle courbe caractéristique du ventilateur qui va se situer en dessous de la courbe caractéristique correspondant à un aubage entièrement ouvert.

Si son angle de positionnement est nul, l’aubage de prérotation est réputé ouvert. S’il est égal à 90°, il est réputé fermé. Des mesures ont montré qu’entre les courbes caractéristiques d’un ventilateur sans aubage de prérotation et avec aubage incorporé en position d’ouverture maximale la différence était si faible qu’on pouvait facilement la négliger dans la pratique.

Un aubage de prérotation permet d’obtenir n’importe quelle courbe de réglage. Toutefois, et afin de conserver une caractéristique de réglage aussi sensible que possible, la courbe de réglage désirée doit pouvoir être obtenue avec un angle de calage de l’aubage ne dépassant pas 80°. En fonction du point de détermination de la courbe de réglage, cette position est obtenue pour un débit se situant entre 50 et 60 % du débit maximal. Notons en outre que lorsque la prérotation initiale est trop importante, l’entrée dans la roue ne peut plus se faire sans à-coups, si bien que les pertes deviennent encore plus importantes et qu’il faut alors compter sur une diminution du rendement. C’est pour cela que l’utilisation la plus rentable d’un aubage de prérotation se situe, à vitesse de rotation constante, entre 60 % et 100 % du débit nominal.

Pour obtenir un plus grande plage de réglage, on peut combiner des aubages de prérotation et des moteurs à deux vitesses. Pour des raisons de sensibilité de la régulation, on veillera à ce que le passage sur la plus petite vitesse de rotation s’effectue avant que l’angle de calage de l’aubage de prérotation n’atteigne 80°.

Réglage de la vitesse de rotation du ventilateur par variation de vitesse du moteur

La vitesse de rotation (n) d’un moteur asynchrone dépend de la fréquence du réseau (f), du nombre de paires de pôles du moteur (P) et du glissement (s) :

n [tr/min] = f [Hz ] x 60 x (1-s [-]) / P [-]

La régulation de la vitesse de rotation se fait en pratique en modifiant un de ces 3 paramètres.

Modification du nombre de paires de pôles

Il existe trois manières de modifier le nombre de paires de pôles d’un moteur asynchrone à cage d’écureuil. Le stator peut être équipé :

avec deux bobinages séparés ou plus ;
avec un bobinage à nombre de pôles commutable ;
avec une combinaison des deux solutions ci-dessus.

Nombre de paires de pôles	Vitesse synchrone à 50 Hz [tr/min]
1	3 000
2	1 500
3	1 000
4	750
1 + 2	3 000 / 1 500
2 + 3	1 500 / 1 000
3 + 4	1 000 / 750
2 + 3 + 4	1 500 / 1 000 / 750
3 + 4 + 5	1 000 / 750 / 600

Théoriquement, les combinaisons de vitesse de rotation sont illimitées. Cependant, pour des raisons de place, on voit rarement un nombre de paires de pôles supérieur à 4 (8 pôles) en combinaison avec d’autres bobinages. Autrement, les moteurs deviendraient trop gros pour une puissance donnée. Pour cette raison, il faudrait plus souvent envisager d’utiliser deux moteurs différents, directement reliés aux deux extrémités de l’arbre du ventilateur.

Bobinages séparés
Les moteurs à bobinages séparés sont plus gros à puissance égale. Par exemple, les moteurs à deux bobinages séparés utilisés en technique de ventilation peuvent délivrer à la grande vitesse, en première approximation, le 80 % de la puissance que pourrait délivrer un moteur de même taille à un seul bobinage, tournant au même régime. Le rendement d’un moteur à plusieurs bobinages, fonctionnant à la grande vitesse, est toujours un peu plus faible que le rendement d’un moteur à un seul bobinage délivrant la même puissance et tournant à la même vitesse. De plus, avec plusieurs bobinages, la vitesse la plus élevée a le meilleur rendement. Pour les autres vitesses, le rendement est plus faible, il diminue avec l’augmentation du nombre de pôles. Commutation entre deux séries de pôles : petite vitesse et grande vitesse.
Pôles commutables
Il existe plusieurs possibilités de rendre un bobinage commutable et obtenir ainsi une meilleure utilisation de la taille du moteur. Par souci de simplicité du système de commutation, on utilise en pratique soit le couplage Lindstrôm-Dahlander ou le couplage à modulation d’amplitude de pôle (PAM). Le couplage Dahlander permet un rapport de nombre de paires de pôles de 1 : 2. Le couplage PAM autorise d’autres possibilités et permet une meilleure utilisation de la taille du moteur. Commutation des raccordements des moteurs Dahlander : raccordement en série (petite vitesse), raccordement en parallèle (grande vitesse).

Commutateurs de vitesse pour moteur à pôles séparés ou moteur Dalhander.

Modification du glissement

Pour augmenter le glissement d’un moteur, il faut augmenter l’écart entre le champ magnétique tournant et la vitesse de rotation du moteur. Le principe de base, commun à tous ces systèmes est de faire chuter la tension, la fréquence et le nombre de pôles restants identiques.

Pour cela, on utilise des transformateurs (appelés auto-transformateurs) commandés par servomoteur ou des systèmes de hachage par triacs/thyristors (appelés régulateurs de vitesse électroniques).

Variateurs de tension manuel et automatique.

La grande majorité de ces systèmes équipent seulement de petits ventilateurs. Ils permettent un réglage de 0 à 100 %.

Attention, il faut cependant que le moteur soit au départ conçu pour fonctionner à tension variable. En effet sur les moteurs standards, la baisse de tension a pour conséquence une augmentation de l’intensité inadmissible pour le moteur.

Le système de réglage par hachage de phase crée des harmoniques qui non seulement perturbent le fonctionnement du moteur, mais polluent le réseau de distribution. Le réglage par transformateur ne crée par contre pas d’harmonique.

Le prix est le principal avantage de ces systèmes de régulation.

Les systèmes par transformateurs permettent une adaptation du régime par paliers, alors que les systèmes à hachage de phase autorisent un réglage progressif continu. Il faut toutefois prendre garde à ne pas démarrer sur un petit régime au risque de détruire le moteur.

Les performances énergétiques de ces systèmes ne sont pas bonnes, quoique quand même préférables à par exemple une régulation par étranglement ou by-pass.

Convertisseurs de fréquence

La régulation de vitesse la plus favorable du point de vue consommation d’énergie est celle obtenue avec un convertisseur de fréquence.

Gamme de convertisseurs de fréquence.

Les convertisseurs de fréquence comportent généralement les éléments suivants

Un redresseur transformant la tension alternative 50 Hz du réseau en tension continue.
Un onduleur transformant la tension continue fournie par le redresseur en une tension alternative (mono- ou triphasée) de fréquence réglable alimentant le ou les moteurs. Cette tension n’est pas une vraie sinusoïde : la sinusoïde est « reconstituée » par des trains d’impulsions de longueur modulée et de hauteur fixe.
L’amplitude de la tension est par ailleurs également réglable. C’est ce qui permet d’ajuster le cos φ pour les faibles charges et d’optimaliser les caractéristiques de démarrage en fonction du couple demandé.

Un régulateur permettant de piloter le convertisseur au moyen d’un signal de consigne variable. Ceci permet de faire dépendre la vitesse de n’importe quelle loi choisie en fonction de l’application. Par exemple :
- vitesse fonction d’une différence de pression;
- vitesse fonction d’une température;
- vitesse fonction d’une différence de température.

Mis à part le réglage de la vitesse, le convertisseur de fréquence présente les avantages suivants :

Grande fiabilité.
Permet le contrôle du démarrage du moteur (couple et intensité de courant). De ce fait, les contacteurs de démarrage étoile-triangle et leur commande ne sont pas nécessaires (économie de matériel, de place dans le tableau et de main-d’œuvre, dans le cas d’installations nouvelles).
Permet de fixer des limites hautes et basses de vitesse, pour définir une plage de réglage.
La vitesse nominale correspondant aux 50 Hz du réseau peut être dépassée.
Le cos φ est bon (environ 0,9). Une compensation n’est donc pas nécessaire.
Permet d’éviter des entraînements intermédiaires (poulies- courroies).
Offre la possibilité d’utiliser un convertisseur de puissance plus faible que la puissance nominale du moteur (adaptation à la puissance nécessaire dans les conditions réelles d’utilisation).
Peut régler la vitesse de plusieurs moteurs.
Accroît la longévité des roulements.
Permet de résoudre les problèmes de bruits dus à la mise en résonance de certaines parties de l’installation en ne modifiant que légèrement la vitesse de rotation.

Les inconvénients peuvent être (plus ou moins importants selon les marques) :

création d’harmoniques et d’interférences radio. Ceux-ci peuvent être gênants pour :
- Le réseau où ils engendrent des perturbations, nuisibles en particulier pour l’informatique. L’adjonction d’un filtre peut être nécessaire (coût supplémentaire).
- Les moteurs, car ils provoquent une augmentation des pertes par effet Joule, donc une élévation de température pouvant nécessiter une diminution de la puissance ou l’adjonction d’un ventilateur supplémentaire à vitesse fixe, surtout aux basses vitesses (< à 30 % du régime nominal). Ce « déclassement », de l’ordre de 10 %, peut être ramené à 5 % par l’utilisation de filtre antiharmonique.

En principe, le marquage CE garantit l’absence de ce type de problème et le respect de la directive européenne EMC. Cependant, la conformité des appareils portant ce marquage n’est pas vérifiée par un organisme tiers mais apposé par le fabricant.

Le rendement du convertisseur n’est pas de 100 % ; il est moindre à faible charge (0,75 à 20 Hz, par exemple) qu’à la puissance nominale où il peut dépasser 0,95. En outre lorsque le ventilateur est arrêté, il vaut la peine de mettre également hors service le convertisseur, de manière à supprimer les pertes de veille qui deviennent non négligeables lorsqu’on considère la consommation annuelle.

Sollicitation plus importante des isolants du moteur à cause des ondes de tension à flanc raide et à fréquence élevée, servant à générer la sinusoïde.

Lors d’une demande de prix et pour les comparaisons du matériel proposé par les différents fournisseurs, il faut être attentif aux possibilités de réglage et de signalisation offertes ainsi qu’au degré des inconvénients. En particulier, si le montage d’un filtre d’harmoniques est nécessaire, il peut renchérir sensiblement l’équipement.

Il existe 2 principaux types de convertisseurs de fréquence : le convertisseur à circuit intermédiaire piloté en fonction d’un courant et le convertisseur à circuit intermédiaire piloté en fonction d’une tension.

Pour autant que la puissance ne dépasse pas 500 kW, les deux systèmes sont d’un coût d’investissement à peu près identique.

Par contre, du point de vue rendement, celui d’un convertisseur à circuit intermédiaire tension est meilleur dans une plage de réglage allant de 100 % à 60 % de la vitesse de rotation nominale, alors qu’un convertisseur à circuit intermédiaire intensité est plus intéressant pour la plage de réglage allant de 60 % à 30 % de la vitesse de rotation nominale.

Variation de l’angle de calage des aubes des ventilateurs hélicoïdes

Si l’on excepte les petits ventilateurs régulés par transformateur, le système de régulation consistant à agir sur l’angle de calage des aubes de la roue constitue le moyen le plus courant de régulation d’un ventilateur hélicoïde.

La modication de positionnement des aubes peut se faire soit manuellement à l’arrêt (réglage à la mise en route), soit mécaniquement en cours de marche grâce à un servomoteur approprié. Toutefois, lorsqu’on parle de régulation par variation de l’angle de calage, on sous-entend presque toujours le positionnement automatique des aubes, opération qui s’effectue généralement au moyen de systèmes de type pneumatique.

À chaque angle de calage des aubes de la roue correspond, à vitesse de rotation constante, une nouvelle courbe caractéristique de ventilateur.

Toute diminution de l’angle de calage a pour conséquence de faire chuter le gain total de pression et, par conséquent, le débit. Mais contrairement à ce qui se passe avec un système de régulation par aubage de prérotation, le rendement varie peu sur une très large plage de mesure.

Il en résulte que, rapporté à la puissance nécessaire sur l’arbre du ventilateur, la puissance absorbée est très favorable.

Un autre avantage du système à aubage de prérotation provient de ce qu’il est tout à fait possible de faire varier le débit-volume entre 100 % et 0 %. Lorsque l’on désire maintenir un débit constant, ce mode de réglage ne pose aucun problème.

Il n’y a en fait que si on veut maintenir une pression constante qu’il faut prendre des précautions pour éviter la limite de pompage. Pour cela, il existe divers équipements de contrôle permettant d’éviter tout débordement dans la zone de pompage. Si le point de fonctionnement venait à se rapprocher de la zone critique, il y aurait immédiatement correction de l’angle de calage des aubes de telle façon que ce point de fonctionnement revienne vers la zone stable.

Quant à l’entretien, il est des plus réduits puisqu’il se résume à assurer une lubrification par bague de graissage.

Comparaison

Critères de comparaison

Les critères de choix d’un système de réglage sont en autres :

la plage de réglage,
l’économie d’énergie,
le bruit.

Plage de réglage

Plage de réglage des différents systèmes de régulation des ventilateurs
		Plage possible	Plage recommandée
Ventilateurs centrifuges et hélicoïdes	Etranglement	100 à 70 %	100 à 90 %
	By-pass	100 à 0 %	100 à 80 %
	Prérotation	100 à 40 %	100 à 60 %
	Boîte de vitesse	100 à 10 %	100 à 20 %
	Vitesse du moteur	100 à 20 %	100 à 20 %
Ventilateurs hélicoïdes	Calage des aubes	100 à 0 %	100 à 0 %

Tous les modes de réglage ne conviennent pas en fonction de la courbe de réglage choisie. En effet, lorsque le point de fonctionnement se déplace fortement vers la gauche, on risque de tomber dans la zone de fonctionnement instable du ventilateur, provoquant ainsi des bruits nuisant au confort.

Ce sera le cas par exemple :

Lorsque l’on désire maintenir une pression constante à la sortie du ventilateur par exemple par variation de vitesse.
Lorsque l’on régule par étranglement un ventilateur hélicoïde.
Lorsque l’on fait varier les débits par variation de vitesse et que l’on désire maintenir une pression constante dans un local (cas des salles blanches). Dans ce cas, seul la variation de l’angle de calage des aubes et les aubages de prérotation peuvent convenir sur une grande plage de réglage du débit.

Réglage par variation de vitesse dans les installations à pression externe constante.

Réglage par aubage de prérotation dans les installations à pression externe constante.

Efficacité énergétique

Pour obtenir un même débit, la puissance absorbée par le moteur peut être tout à fait différente en fonction du système de réglage choisi.

Ces courbes ont été établies pour des ventilateurs centrifuges à aubes arrières. Elles ne sont donc qu’indicatives pour les autres ventilateurs. La variation de l’angle de calage des aubes des ventilateurs hélicoïdes a été intégrée au graphe à titre de comparaison.

La régulation par registre de laminage ne conduit pas à des économies d’énergie importantes. Étant donné son faible coût d’investissement, elle peut cependant être utilisée pour de très faibles diminutions de débit et dans le cas de ventilateurs à aubes recourbées vers l’avant. Notons cependant que pour des petits ventilateurs, la régulation par étranglement peut, dans certains cas, être énergétiquement meilleure que la régulation de la vitesse de rotation (la différence peut être de 15 %), car les pertes de celle-ci pour des petits moteurs et de petits écarts par rapport au débit nominal, peuvent être plus grandes.

Une régulation par by-pass n’a pas sa place dans le cadre d’une utilisation rationnelle de l’énergie électrique, parce que si ce système permet de diminuer le débit dans le réseau de gaines, celui du ventilateur augmente entraînant, avec lui une augmentation de la puissance absorbée et de la consommation. L’augmentation de puissance absorbée peut être très conséquente et surcharge même dans certains cas le moteur.

La régulation par aubage mobile de prérotation permet une diminution importante de la puissance absorbée. Cependant, plus le débit diminue par rapport au débit nominal, plus le rendement du ventilateur diminue. Cette diminution est raisonnable pour les petites variations de débit. Pour des plus grandes plages de réglage la régulation par variation de vitesse est donc préférable.

La solution de réglage la plus élégante pour un ventilateur est celle par régulation de la vitesse de rotation. En effet, lorsque le réglage du débit doit suivre la courbe caractéristique du circuit de distribution, la variation de vitesse du ventilateur permet au ventilateur de toujours travailler à son meilleur rendement. Par contre, lorsque la pression doit rester constante, l’économie d’énergie est moins intéressante.

Sauf pour les très faibles variations de débit, c’est la solution du convertisseur de fréquence qui est énergétiquement le plus efficace. Les solutions par transformateurs ou modification du nombre de pôles présente de plus mauvais rendements (quoique meilleurs que le laminage et le by-pass).

Les progrès actuels et futurs dans le domaine de la régulation des moteurs donnent les meilleures chances d’avenir au ventilateur avec réglage de la vitesse de rotation.

Pour les ventilateurs hélicoïdes, la variation de l’angle de calage des aubes présente de très bon rendements. On peut dire que, du point de vue puissance absorbée, une régulation par variation de l’angle de calage des aubes se situe entre une régulation par aubage de prérotation et une régulation du moteur.

Classification des modes de réglage (dans l’ordre décroissant)
Économie d’énergie		Investissement
1	calage des aubes	1	variation de vitesse
2	variation de vitesse	2	calage des aubes
3	aubage de prérotation	3	aubage de prérotation
4	registre	4	registre

Bruit

Les registres d’étranglement posent clairement des problèmes de bruit et ne doivent donc être utilisés que pour de faibles réduction de débit. Cet inconvénient s’ajoute à la mauvaise efficacité énergétique du système.

Les aubages de prérotation, énergétiquement efficaces, peuvent aussi poser des problèmes de bruit.

Le comportement acoustique d’un système de régulation de ventilateur hélicoïde par variation de l’angle de calage des aubes est excellent et se rapproche de celui d’un système de régulation de la vitesse d’un moteur.

La diminution de la vitesse du ventilateur est quant à elle très favorable à la diminution de la puissance sonore.

Notons que le bruit du groupe moto-ventilateur ne peut être réduit à une valeur inférieure à celle du bruit du seul moteur utilisé.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Débit d’air variable

Débit d'air variable

Principe de fonctionnement

Pourquoi une variation du débit ?

Situons-nous en été. Comment répondre aux variations de charge d’un local ? Que se passe-t-il lorsque le soleil perce enfin l’épaisse couche nuageuse et fait monter la température ?

Un système de conditionnement d’air « classique » délivre un air plus froid (de 20°, l’air passe à 16°C, par exemple). Le débit d’air pulsé reste le même, mais la température diminue. On parle alors de « système à débit d’air constant ».

Une alternative consiste à garder la température constante tout l’été (16°C par exemple) mais à augmenter le débit d’air pulsé. On parle de « système à Débit d’Air Variable ». DAV disent les Français, VAV disent les anglophones (que l’on traduit en Volume d’Air Variable).

Dans un système « tout air-VAV », le débit d’air varie donc entre le minimum hygiénique pour les occupants et le maximum nécessaire pour reprendre toutes les charges du local (soleil, bureautique, personnes,…).

En pratique, le débit varie entre 30 et 100 % du débit nominal. La variation de débit est faite en agissant :

soit sur un volet motorisé,
soit directement sur les bouches de soufflage (conçues pour le débit variable).

Qui dit variation de débit, dit perturbation de la pression du réseau…

Si les bouches se ferment, la pression de gaine va augmenter. Toute la distribution de l’air en sera perturbée. Dès lors, on modulera la vitesse des ventilateurs pour maintenir une pression de gaine constante. Et par la même occasion, la consommation des ventilateurs en sera diminuée (voir aussi « la gestion de la ventilation à la demande« ).

Si la température est constante (16° par exemple), comment chauffer en hiver ?

Si l’installation doit aussi chauffer les locaux en hiver, le problème se complique !

On rencontre alors les variantes :

– monogaine
- – avec chauffage par radiateurs indépendants
- – avec chauffage par batterie terminale
– double gaine (une d’air froid et une d’air chaud)

Quel intérêt majeur par rapport aux systèmes à débit constant ?

Lorsque l’on sait que le coût du transport de l’air représente de 20 à 40 % du coût d’exploitation, le débit d’air variable se justifie certainement.

Encore faut-il que la réduction du débit d’air dans les locaux entraîne effectivement la réduction de la consommation du(es) ventilateur(s) ! Ainsi, certains systèmes créent un by-pass dans le faux plafond : lorsque le débit pulsé diminue, l’air non utilisé est renvoyé en centrale…

Une installation VAV est particulièrement bien placée pour une utilisation optimale des énergies gratuites :

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

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

Remarque : pour diminuer les sections de gaine, il est possible de distribuer l’air sous haute pression, à des vitesses variant entre 5 et 15 m/s.

Domaine d’application

Dans sa version simple (modulation du débit sans visée thermique si ce n’est pas le free cooling), une installation VAV peut s’appliquer à un grand nombre de situation : il s’agit ni plus ni moins d’un réseau de ventilation mécanique avec une capacité de moduler les débits local (ou groupe de local) par local. L’encombrement est limité puisque basé sur le débit hygiénique éventuellement légèrement majoré (+50 à +100%). Seul l’investissement dans les clapets de réglage et le système de gestion et d’optimisation est un frein.

Si par contre le VAV est la base d’un système de climatisation tout air, on rencontre les limites propre à cette approche du refroidissement : les gaines sont dimensionnées pour pouvoir refroidir tout le bâtiment avec de l’air. Un tel système de climatisation par l’air est encombrant et coûteux. Il ne justifie que lorsqu’une alimentation en air hygiénique importante est nécessaire, donc une présence nombreuse d’occupants. Si de plus cette présence est variable dans le temps, si les charges thermiques sont variables, il sera opportun de pouvoir moduler le débit : c’est l’objet du VAV.

On rencontre tout particulièrement cette application thermique du VAV dans les grands bureaux paysagers, ou dans les larges plateformes avec locaux de réunion, salles de conférences au centre du bâtiment : un apport d’air neuf est nécessaire en permanence. De plus, le refroidissement du centre du bâtiment est nécessaire toute l’année. Du free cooling est alors possible et permet d’éviter d’enclencher les groupes frigorifiques en hiver, voire en mi-saison. Les coûts d’exploitation en seront fortement réduits.

A la limite, c’est le concepteur qui devra organiser la fonction des locaux pour créer des zones thermiquement homogènes.

Les installations VAV « à bypass » (l’air non utilisé est renvoyé en centrale) sont à rejeter puisque le traitement de l’air reste total. On peut juste l’admettre dans le cas d’une grande zone à débit d’air constant (une grande usine) à côté de laquelle sont situés quelques locaux (les bureaux à coté de l’usine). Dans ce cas, un VAV à bypass sur l’alimentation des bureaux est compréhensible.

Différentes variantes technologiques

On distingue différentes variantes technologiques :

Les systèmes VAV mono gaine sans réchauffage terminal

On ne pulse que de l’air froid en été (entre 12 et 18°C) et de l’air chaud en hiver (entre 25 et 40°C). L’air est préparé en centrale et chaque local régule le débit d’air juste nécessaire en fonction de la température souhaitée, avec un débit minimum ajusté au débit d’air hygiénique.

Le plus simple est d’avoir une consigne fixe pour chaque saison et le passage d’une consigne à l’autre est réalisé par un thermostat extérieur : il y a basculement pour une température extérieure de +15°C, par exemple.

Les systèmes VAV mono gaine avec réchauffage terminal

L’idée est de prévoir un circuit d’air froid pour tous les locaux, à débit variable, complété par des batteries de chauffe pour les locaux périphériques.

Trois principes sont possibles :

> 1° soit l’apport de chaleur est réalisé par des corps de chauffe traditionnels (radiateurs, convecteurs).

Généralement, ces corps de chauffe sont placés en périphérie du bâtiment, le long des façades, pour vaincre les déperditions par les parois. Le système VAV assure la ventilation hygiénique toute l’année, refroidit le cœur du bâtiment en hiver et refroidit tout le bâtiment en été.

> 2° soit les batteries de chauffe sont placées en série sur la gaine d’air.

Une régulation spécifique est nécessaire :

Par exemple, si la sonde d’ambiance détecte une température inférieure à 21°C, la vanne de chaud est ouverte à 100 % et le débit d’air est réduit au seuil minimal hygiénique. Lorsque la température intérieure approche de 23°, la vanne chaud se ferme progressivement. Lorsque la température dépasse 23°, la vanne chaud est fermée et le débit d’air frais augmente progressivement jusqu’à atteindre le débit maximal à 24°C. Ici encore, l’insertion d’une zone neutre entre chaud et froid sera énergétiquement préférable.

En pratique, la batterie de chauffe est souvent intégrée dans la boîte de détente. Elle est alimentée en eau chaude, ou remplacée par une résistance électrique.

> 3° soit les batteries sont placées en parallèle par rapport au local :

La régulation est complétée par l’enclenchement du ventilateur d’air recyclé lorsque le chauffage est enclenché :

Chaque batterie chaude voit son débit modulé en fonction du thermostat d’ambiance de la zone qu’elle alimente.

Avantages

Lors de la conception, un grand avantage du système à débit d’air variable est de pouvoir diminuer les dimensions de la centrale de traitement.Comparons les systèmes :
- Avec un système à débit d’air constant, chaque zone sera dimensionnée avec un débit d’air permettant de répondre à la charge frigorifique extrême; dans le caisson de traitement d’air central, on devra traiter (en permanence !) le total des débits maximaux de toutes les zones !
- Par contre, avec le système VAV, on va tenir compte du fait que le soleil tourne autour du bâtiment et que la charge maximale de la zone Ouest survient lorsque la zone Est est à faible demande; la centrale de préparation sera dimensionnée sur base du cumul instantané possible entre toutes les zones,… ce qui est déjà nettement plus raisonnable !
Il en résulte une économie du coût d’investissement (par rapport à un système à débit constant de même puissance).
L’avantage énergétique suit directement : pourquoi pulser en permanence le débit maximal dans chaque zone ? Tout particulièrement en mi-saison, pourquoi pulser un maximum d’air à une température « neutre » (20°C) alors les besoins sont nuls (la température ambiante est dans la zone neutre) ? La force du VAV est de réduire la vitesse du ventilateur à ce moment et de ne pulser que le débit d’air hygiénique. La consommation du ventilateur (proportionnelle au cube du débit d’air pulsé) est fortement réduite.Il en résulte une économie du coût d’exploitation (par rapport à un système à débit constant de même puissance). Le chiffre de 20 % d’économie thermique et électrique (ventilateur) est couramment cité, entre un VAV simple (sans réchauffage terminal) et un système unizone à débit constant.

L’avantage acoustique lui est lié encore : la grande vitesse (et donc les niveaux sonores les plus élevés) est réservée aux charges extrêmes. Ce qui est particulièrement apprécié par les occupants.

Par rapport aux installations de type « air-eau » (ventilo-convecteurs,…), le VAV permet également de réaliser du free cooling des bâtiments en hiver et en mi-saison : l’air extérieur vient directement refroidir le bâtiment, sans participation du groupe frigorifique.

Inconvénients

Le réglage d’un débit d’air est moins aisé que le réglage d’une température. Il semble que sur le terrain la mise au point d’une installation VAV donne parfois quelques cheveux blancs ! Tout particulièrement, le réglage des registres d’air neuf paraît délicat.

Le coût d’installation reste élevé, au moins par rapport à une installation de ventilos-convecteurs.

L’encombrement n’est pas négligeable, comme pour toutes les installations « tout air ». Les gaines dans chaque zone sont dimensionnées pour transporter le débit maximum, correspondant à la charge extrême de l’été…

L’air extérieur gratuit de l’hiver doit être préchauffé dès que sa température devient inférieure à la température de pulsion. Et ce chauffage finit par coûter fort cher. Un recyclage de l’air extrait permet de supprimer ce budget mais n’est pas toujours souhaité pour des raisons hygiéniques. Un récupérateur de chaleur lui est préféré, mais il suppose d’en faire l’investissement.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la motivation des collaborateurs

Ils ne font pas ce que je leur demande !… Pourquoi ?

Des collaborateurs ne feront pas ce que vous leur demandez parce que :

la tâche leur apparaît sans intérêt, ils ne savent pas très bien pourquoi on leur demande une tâche, ce que vous leur demandez leur apparaît impossible à réaliser par manque de temps par exemple … (voir « Ils sont si peu motivés. Pourquoi ?« );

d’autres objectifs leur paraissent plus importants (voir « Tout est bloqué. Pourquoi ?« );

ils ont développé un « pouvoir stratégique » tel qu’ils peuvent se permettre de ne pas faire ce qu’on leur demande (voir « Tout est bloqué. Pourquoi ?« );

vous n’avez pas auprès d’eux une crédibilité suffisante pour qu’ils fassent ce que vous leur demandez;

dans votre équipe, il ne règne pas une très bonne ambiance, le manque d’écoute est manifeste, la communication est mauvaise, il y a des tensions;

le travail en équipe est rare, les personnes se concertent peu pour leur travail;

les personnes n’ont pas été associées à la décision et ce que vous leur demandez leur apparaît comme « venant des hautes sphères » et beaucoup trop éloigné de la réalité quotidienne.

L’un ou l’autre de ces éléments font partie de votre quotidien ou peut-être même tous ensemble… Vous avez alors de grandes chances de ne pas vous faire entendre.

Plus les personnes sont associées tôt et en groupe aux décisions, plus la mise en œuvre de la décision est aisée.

C’est la règle à retenir. Elle est fort simple mais son application pose beaucoup de problèmes : la gestion participative fait rarement partie de la culture de nos organisations, le phénomène de manipulation est très souvent craint dans la gestion participative et de plus, elle est parfois mise en œuvre si maladroitement que beaucoup de personnes n’ont, jusqu’à présent, exploré que ses effets négatifs. Enfin, la gestion participative démotive aussi certaines personnes qui trouvent ce processus trop long par rapport aux bénéfices qu’elles pensent en retirer.

Gérer	Pour agir et gérer les conflits.
Gérer	Pour agir et déjouer les blocages institutionnels

Ils ne sont pas d’accord avec moi !… Pourquoi ?

Pour explorer cette question, il est utile de se rappeler qu’en matière de communication humaine, « LA CARTE N’EST PAS LE TERRITOIRE »

Pour expliquer cette phrase, nous allons prendre une image. Le territoire de la Belgique peut être REPRÉSENTÉ par beaucoup de cartes différentes : carte des routes, carte des cours d’eau, carte IGN, carte du relief… Toutes les cartes sont justes : la même réalité est représentée de plusieurs façons différentes sans qu’on puisse dire qu’une des cartes est meilleure qu’une autre EN SOI. Toutefois, chacune d’entre elles est plus appropriée pour atteindre un objectif particulier : se déplacer en voiture, en bateau, se balader dans la nature …

La communication humaine fonctionne à peu près de la même façon. Quand nous expliquons notre manière de voir les choses à quelqu’un, nous utilisons notre carte du monde qui nous permet (croyons-nous) d’atteindre un objectif. Notre interlocuteur n’a pas nécessairement la même carte et pas non plus le même objectif, il ne comprendra peut-être pas très bien ce que nous lui voulons. Il nous trouvera certainement très « illogique », voire même borné ! C’est un peu comme si on utilisait une carte IGN de la région de Chastres pour aller de Anvers à Arlon !

Si vous voulez comprendre la logique de quelqu’un d’autre, il faut avant tout se dire que cette logique en est une, même si ce n’est pas la vôtre et même si vous la condamnez.

Votre jugement de valeur ne retire pas le caractère logique au raisonnement ou au comportement de l’autre, même si votre propre raisonnement est également logique.

Gérer	Pour agir, faire entendre son avis et convaincre la hiérarchie.
Gérer	Pour agir en aidant au changement des comportements.

Ils disent qu’on a toujours fait ainsi !… Pourquoi ?

Nos comportements sont habituels, cela veut dire qu’ils se déroulent souvent automatiquement sans que nous ayons besoin de réfléchir (sauf quand nous les apprenons). Et nos habitudes sont résistantes au changement.

Exemple

manger avec des couverts est une (bonne !) habitude pour un adulte. Pour un enfant de deux ans, c’est un exploit et il lui faut toute une période d’adaptation pour apprendre à le faire. Une fois que l’habitude est prise de manger avec des couverts, on a bien de la peine souvent à manger avec les doigts dans ces pays où la bonne habitude est de manger dans le même plat avec tout le monde ! Et pourtant, d’un certain point de vue, c’est tellement plus simple de manger avec ses doigts.

Nos habitudes sont donc :
apprises :

les habitudes ne font pas partie de notre patrimoine génétique ! C’est une habitude de venir travailler en chemisier en hiver, mais ce n’est pas irréversible !

persistantes :

une fois installée, une habitude nous simplifie la vie, c’est en tous cas l’objectif que nous poursuivons en l’acquérant : quand nous faisons quelque chose par habitude, nous n’avons plus besoin de nous encombrer l’esprit avec l’élaboration de nouvelles procédures ou de nouveaux apprentissages. Parce qu’elles ont pour fonction de nous simplifier la vie, les habitudes sont résistantes aux changements.

générales :

une fois prise, l’habitude a tendance à se généraliser et à justifier notre point de vue. Quand on a eu trop chaud dans les bureaux pendant des années, on supporte mal les variations de température et on invoque l’habitude de la chaleur constante pour garantir sa santé et la qualité de son travail.

En fait, rien n’est plus efficace qu’une habitude ! Mais les gens ne montrent pas plus de mauvaise volonté pour l’URE que pour d’autres changements qui leur sont demandés. Ils sont enfermés dans ces habitudes qui ne changeront que si on leur laisse le temps d’en apprendre d’autres et si une information appropriée, bien organisée et crédible circule à propos de ce qu’il est important de changer, pourquoi il faut le faire et comment on peut y parvenir.

Gérer	Pour agir et gérer les conflits.
Gérer	Pour agir et organiser une campagne de sensibilisation.

Il est si difficile de collaborer entre services !… Pourquoi ?

On peut répondre à cette question de deux manières différentes et parfois complémentaires.

Il est clair que le « service économie d’énergie » et le « service travaux » peuvent avoir des points communs et bien des objectifs convergents. Il est évident aussi qu’ils sont effectivement interdépendants. Il est évident enfin que c’est plus efficace quand les deux se mettent à collaborer.
Mais quand deux services, à l’intérieur d’une même organisation, poursuivent des buts d’ordre différent (buts de mission et buts de système, voir « Tout est bloqué. Pourquoi ?« ), ils sont parfois en conflit.
Dans chaque institution, vous avez aussi un « esprit maison ». C’est ce qu’on appelle souvent « la culture de l’institution ». Ce concept de culture d’entreprise désigne le système de valeurs, de normes, des modes de penser, l’ensemble des règles que l’on observe sans trop pouvoir les dire. Plus ou moins partagé par les membres, il sous-tend les manières d’organiser le travail, d’envisager les collaborations, le rôle de la hiérarchie, de l’institution …

Comme la culture d’un peuple, la culture d’une institution est très résistante aux changements. Elle évolue très lentement, en fonction des circonstances extérieures et de l’évolution des mentalités à l’intérieur. Mais il faut aussi un acteur au moins qui porte ces changements. Les changements rapides ou importants surviennent le plus souvent après des bouleversements de l’organisation (reprise, fusion, décentralisation, réorientation …).

La prise en compte de cet aspect de la culture est cruciale pour réussir un projet URE.

Par exemple, beaucoup de projets généreux ou rentables n’ont pu dépasser le stade de la conception parce qu’ils ne prenaient pas en considération les lenteurs et pesanteurs des valeurs qui imprègnent toute organisation.

C’est souvent le manque d’interaction entre les personnes de différents services qui accentue les conflits. Dans ce cas, on confond souvent problème et personne et les deux obstacles évoqués ci-dessous paraissent insurmontables.

Gérer

Pour agir et déjouer les blocages institutionnels.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité du chauffage électrique

Évaluer l'efficacité du chauffage électrique

Des résistances électriques d’appoints, parfois intégrés dans une bouche de pulsion d’air ou dans une unité terminale, peuvent générer des consommations très élevées.

Évaluer le confort

Surchauffe ?

Si l’installation de chauffage actuelle entraîne des surchauffes dans les locaux, on peut penser que ce soit du à l’usage d’accumulateurs statiques. Ils se chargent durant la nuit et se déchargent statiquement pendant toute la journée. Pour assurer une température suffisante en fin de journée, on a alors tendance à charger trop fort les appareils la nuit.

L’impact énergétique n’est cependant pas négligeable. Dans un local dont la température de consigne est de 20°C :

un degré de trop = 7 .. 8 % de surconsommation !

Tout au contraire, les accumulateurs dynamiques présentent une isolation plus forte de leur paroi et une décharge organisée par un ventilateur, uniquement lorsque le thermostat et la programmation le commandent. Il faut donc évaluer l’économie réalisable et la comparer au coût de remplacement des appareils.

Si les appareils en place sont déjà des accumulateurs dynamiques, c’est le paramétrage du régulateur de charge qui doit être revu.

Améliorer

Pour la modification des paramètres de réglage de la charge.

Fluctuation de température ?

Cette fois, c’est probablement parce que le thermostat est du type « tout ou rien ». On le remplacera avantageusement par un régulateur électronique équipé d’un différentiel très faible et travaillant par régulation proportionnelle (= il commence à diminuer l’intensité du chauffage à partir du moment où la température d’ambiance se rapproche de la consigne). Il faut également vérifier la position du thermostat qui n’est peut-être pas fidèle des besoins réels du local.

Concevoir

Pour plus d’informations sur les thermostats électroniques et leur emplacement.

Manque de chaleur ?

Deux possibilités :

Les paramètres de fonctionnement du régulateur de charge doivent être revus,
À défaut, il s’agirait d’un manque de puissance installée.

Avant de le remplacer par un appareil plus puissant (donc consommant plus), on étudiera les possibilités de réduction des déperditions. Un remplacement de vitrages par exemple. Le confort en sera amélioré.

Concevoir

Pour plus d’informations sur les paramètres de fonctionnement des régulateurs de charge.

Évaluer l’efficacité énergétique

Il faut distinguer l’efficacité à la production (en centrale) et l’efficacité à l’utilisation (dans le bâtiment).

Une mauvaise efficacité à la production

Si l’on regarde les choses globalement, suite à son bilan écologique défavorable, l’électricité ne devrait pas être utilisée pour le chauffage des locaux. Au Danemark, le chauffage électrique est interdit depuis 1985 ! 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.

Passer par une centrale électrique pour faire de la chaleur, c’est vraiment utiliser un très mauvais vecteur intermédiaire. En comparaison, passer par de l’eau chaude est proportionnellement beaucoup plus efficace. On pourrait donc réserver la production d’électricité à des missions plus nobles (télécommunication, bureautique, éclairage, moteurs, …).

Une excellente efficacité à l’utilisation … directe

Cependant, l’efficacité énergétique de l’appareil électrique à l’utilisation est très proche des 100 %. Du moins s’il s’agit d’un appareil de chauffage direct.

Une efficacité très relative à l’utilisation par accumulation

Si la chaleur est stockée la nuit dans des accumulateurs électriques, le rendement à l’utilisation s’écroule : si les besoins sont faibles ou nuls en journée (présence de soleil, apports des occupants, …), une partie de la chaleur stockée la nuit sera malgré tout utilisée en journée.

Même dans un accumulateur dynamique, s’il n’y a pas de demande en journée, la décharge du noyau sera de 50 % environ en fin de journée, pratiquement en pure perte (surchauffe en présence de soleil, par exemple). C’est la haute température du noyau (plusieurs centaines de degrés) et la faiblesse de l’isolation qui en sont responsables.

Voici les résultats d’une analyse comparative faite dans le secteur domestique (immeuble d’appartements) dans le cadre du projet « connaissance des émissions de CO₂ » – septembre 2001. L’étude consistait à comparer différents systèmes de chauffage sur un même bâtiment (niveau K55), par simulation informatique.

	x	Rendement global de l’installation (toutes pertes comprises)	Polluant CO2 [kg/an]	Polluant NOx [kg/an]	Énergie primaire f=2,7 (*)[kWh/an]	Énergie primaire f=1,8 (*)[kWh/an]
Mazout	chaudière HR	78 %	1 474	0,7	5 628	5 578
Gaz naturel	chaudière HR	77 %	1 122	0,9	5 724	5 675
	chaudière modulante	83 %	1 035	0,3	5 276	5 235
	chauffage urbain	58 %	1 457	1,5	7 428	7 364
Électricité	direct	93 %	1 611	2,1	13 198	8 798
Électricité	mixte (accu+direct)	86 %	1 690	2,2	14 272	9 515
Pompe à chaleur	eau/eau	216 %	731	0,9	5 686	3 791

(*) f = 2,7 est basé sur le rendement moyen des centrales électriques,
(*) f = 1,8 est basé sur le rendement des meilleures centrales (TGV Turbine-Gaz-Vapeur).

Comment évaluer la performance de son appareil ?

Idéalement, l’accumulateur ne doit délivrer de la chaleur que lorsqu’il y a une demande dans le local. Il devrait, de plus, être froid en fin de journée.

Pour vérifier l’efficacité énergétique d’un accumulateur, il faut analyser s’il dispose :

d’une forte isolation des parois,
d’une régulation de charge en fonction de la température extérieure,
d’une décharge dynamique (ventilateur qui extrait la chaleur lorsque le thermostat est en demande,
d’un programmateur horaire, journalier et hebdomadaire,

et qu’il est réglé pour ne charger que l’énergie juste nécessaire le lendemain.

À l’opposé, on trouvera l’accumulateur statique

dont le niveau de charge est manuel (bouton à 3 positions), tenant peu compte des évolutions climatiques,
dont la chaleur s’écoulera tout au long de la journée, sans contrôle.

Le chauffage par le sol fait partie des accumulateurs statiques. Il lui est impossible d’éviter le chauffage du local, même si le soleil brille et qu’une réunion s’y produit. Avec la chaleur, bonjour l’ambiance !

Pour agir :

Améliorer	Pour modifier les paramètres de réglage de la charge.
Améliorer	Pour évaluer la rentabilité du remplacement du chauffage électrique par un chauffage au gaz ou au fuel.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le combustible : bois, gaz et fuel

Lors de la conception une nouvelle installation où du remplacement de chaudières, trois combustibles sont généralement mis en balance : le bois, le fuel et le gaz naturel. Différents arguments peuvent faire pencher le décideur vers l’une ou l’autre de ces solutions. En voici la synthèse :

L’efficacité énergétique

Si l’on devait classer les chaudières en fonction de leur efficacité énergétique, on obtiendrait le résultat suivant :

les chaudières à condensation au gaz ou au fioul,
les chaudières traditionnelles gaz ou fuel à brûleur pulsé, chaudières gaz à brûleur à prémélange modulant et les chaudières bois-énergie,
les chaudières gaz atmosphériques.

Les technologies des chaudières gaz à condensation permettent d’atteindre des rendements normalisés de 110 % du PCI. Les chaudières au mazout à condensation permettent d’atteindre un rendement de 106 % du PCI. Ces deux valeurs correspondent à 99 % du PCSet sont donc équivalentes. Si l’on considère que le rendement actuel normalisé des chaudières basse température oscille entre 93 et 96 %, qu’il s’agisse de fuel, de gaz ou de bois. Le gain réalisé en optant pour le gaz à condensation tourne autour des 15 %, une économie non négligeable.

Concevoir

Pour en savoir plus sur le choix d’une chaudière, cliquez ici !

L’impact environnemental

Chez l’utilisateur final et à technologie égale, la combustion du gaz produit 25 % de CO2 en moins que la combustion du fuel (pour une consommation énergétique équivalente). A lui seul, cet argument permet de recommander le gaz par rapport au mazout dans le cadre d’une politique de réduction de l’émission des gaz à effet de serre.

En ce qui concerne la biomasse, sa combustion a un impact neutre sur l’émission de CO₂. On peut s’en rendre compte en considérant le cycle de carbone. Néanmoins, cet argument n’est vrai que si le bois est issu d’une forêt gérée de manière durable ou si la biomasse est de type « agrocombustible » (pour en savoir plus, consultez notre page « bois-énergie »). Dans l’affirmative, on voit l’énorme potentiel que représente la biomasse pour réduire les émissions de CO₂. Même en considérant le cycle complet du bois, c’est-à-dire l’extraction, le conditionnement ainsi que le transport en plus de la combustion, on voit que l’émission de CO₂ pour une même production d’énergie est nettement inférieure aux autres vecteurs énergétiques.

Mais le CO2 n’est pas le seul impact à considérer. Si l’on regarde d’autres émissions, on constate que le gaz est le combustible le moins polluant chez l’utilisateur : émission de CO2, de SO2, de suies et de NOx moins élevée. Suivant le type d’émission auquel on s’intéresse, le mazout et le bois sont plus ou moins polluants. En termes d’émission de NOx, les deux vecteurs énergétiques se valent. En fait, le bois émet moins de SO₂ mais plus de particules fines (poussières).

Globalement, il faut noter une tendance progressive à exclure les combustions fossiles dans certains territoires. Pointons quelques exemples : l’Energieagenda des Pays-bas prévoit la déconnexion du réseau gaz de 170 000 maisons par an à partir de 2017, pour une disparition totale du chauffage gaz en 2050 ; le Pacte énergétique belge approuvé par le Fédéral et les trois Régions stipule l’interdiction de vente de chaudières mazout à partir de 2035 ; enfin, la Norvège interdit l’utilisation du fuel pour le chauffage dès 2020, pour tous les bâtiments.

L’investissement

On peut comparer les différents postes à financer pour les trois combustibles :

Poste de raccordement au gaz, citernes à mazout, … au-delà du prix existe la question d’encombrement.

Gaz	Fuel	Bois
Chaudière et brûleur.
Raccordement à la cheminée.
Tuyauterie d’alimentation du brûleur, filtre à gaz, robinet d’isolement.	Tuyauterie d’alimentation du brûleur, filtre à fuel, pompe à fuel.	Système de transport vers la chaudière.
Raccordement au réseau gaz (dont le coût est négociable).	Cuve à fuel (enterrée, en cave ou extérieure).	Pièce de stockage et système d’extraction.
Équipements de protection : détection des fuites de gaz, vannes électromagnétiques.		Clapet coupe-feu pour isoler la chaudière.
Si chaudière à condensation, évacuation des condensats.	Si chaudière à condensation, évacuation des condensats.	Décendrage et si chaudière à condensation, évacuation des condensats.

Le coût des chaudières gaz et mazout est semblable, quel que soit le système choisi. La différence de coût est en tout cas minime par rapport au coût global de l’installation. Les technologies à condensation sont plus chères que les chaudières traditionnelles, mais leur surcoût est rentabilisé par les économies d’énergie réalisées.
Les installations au bois sont significativement plus chères que leurs homologues gaz et fuel. Cette différence est essentiellement due au prix de la chaudière, d’une part, et au coût de l’installation de stockage et de transport (du stockage vers la chaudière). Dans certains cas, il faut même construire un nouveau bâtiment pour pouvoir réaliser ce stockage de combustible. En conclusion, l’investissement pour une installation au bois dépend fortement du contexte, mais de manière générale, on peut dire que l’on est dans un ordre de grandeur supérieur par rapport au gaz et au mazout.

Le volume de stockage

Le pouvoir calorifique des combustibles par unité de volume est fort différent. Pour obtenir le même contenu énergétique, le volume de combustible correspondant sera aussi différent. Par conséquent, cela aura une influence sur le volume de stockage et sur la fréquence d’approvisionnement. On peut retenir les ordres de grandeur suivants pour obtenir un contenu énergétique :

Un mètre cube de mazout équivaut approximativement à 3 *map de pellets, à 6 stères de bois et 12 map de plaquettes.

*map : Mètre cube Apparent de Plaquettes.

En conclusion, la viabilité d’un projet basé sur le bois-énergie dépend aussi du potentiel du site pour réaliser une installation de stockage : si la place est disponible ou si une pièce peut être réaménagée en zone de stockage. On voit que l’approche avec des plaquettes demande le plus de place.

Le coût du combustible

Les coûts de fourniture en combustible sont variables sur base saisonnière (augmentation de la demande en hiver) et en fonction de phénomènes globaux (géopolitiques notamment, qui influent sur le cours du pétrole). Sur le long terme, l’Observatoire des prix de l’APERE (http://www.apere.org/fr/observatoire-prix) permet d’identifier deux tendances :

Le fuel et le gaz ont des évolutions parallèles, mais décalées dans le temps. Le prix du mazout est plus volatil et son évolution précède celle du gaz : lorsque le mazout est plus cher, le prix du gaz a tendance à monter, et vice-versa. Ces dernières années, l’écart ne dépasse pas 1.5c€ par kWh (tarif particulier).
Le prix du bois est moins élevé que celui du fuel et de gaz, mais très sensible à sa forme : le prix des pellets est proche de celui des énergies fossiles, tandis que les plaquettes sont sensiblement moins chères (de l’ordre de 3 c€/kWh), soit presque moitié moins.

L’approvisionnement et le suivi des consommations

Le fuel ainsi que le bois sont disponibles sur tout le territoire, ce qui n’est actuellement pas le cas pour le gaz naturel.

Réseau de distribution du gaz naturel en Belgique (source : Tractebel).

Le gaz permet de ne pas se soucier de l’approvisionnement. De plus, par sa facturation mensuelle, en fonction d’un compteur volumétrique, le suivi régulier des consommations et la détection d’une dérive éventuelle sont nettement plus faciles avec le gaz.
Avec le fuel, il est pratiquement impossible de réaliser une comptabilité énergétique régulière si on ne prévoit pas un ou des compteurs fuel sur les brûleurs. Le suivi, par exemple mensuel, demande cependant le relevé des compteurs. Sans cela, seul un suivi annuel est possible, et encore faut-il une mesure précise des stocks en cuve au moment des livraisons.
Avec le bois, les grandes chaudières peuvent être équipées d’un système de comptage de la consommation. En outre, les silos textiles peuvent être équipés d’un système de pesage.

Consommation

Pour en savoir plus sur la comptabilité énergétique : cliquez ici !

Le contrôle

Réglementairement, les chaudières sont soumises à une obligation de contrôle. Les dispositions légales sont décrites dans l’Arrêté Royal du 29 janvier 2009 ainsi que sa modification du 18 juin 2009.
La fréquence minimale de ces entretiens dépend du type de combustible. On est sur une base annuelle pour les combustibles solides (bois) et liquides (fuel), pour une base trisannuelle pour les chaudières au gaz. Celles-ci sont en effet moins sujettes à l’encrassement.

Autres utilisations

Le gaz naturel peut avantageusement être utilisé pour d’autres usages comme les cuisines collectives, en remplacement de l’électricité ou du propane.

Cuisines collectives

Pour en savoir plus sur le choix du vecteur énergétique en cuisine collective : cliquez ici !

Synthèse des avantages et inconvénients

Critère	Pour le gaz	Pour le fuel	Pour le bois
Rendement	Élevé avec condensation	Élevé avec condensation
Approvisionnement	Réseau	Partout	Partout
Investissement			Plus élevé
Volume de stockage	Connexion au réseau		+ si pellets à +++ si plaquettes
Prix du combustible			Moins cher
Émission de CO₂	Inférieur de 25 % par rapport au mazout		Combustion neutre à certaines conditions
Émission de NOx	–	+	+
Émission de SO2	–	+	+
Émission de particules fines	–	+	++
Suivi des consommations	Facile	Par dispositif adhoc	Par dispositif adhoc

Le choix final dépend, pour chaque projet, du poids que le décideur donne à l’un ou l’autre des critères cités ici.

Exemple chiffré

Exemple :

Pour une question de facilité, on considère un bâtiment de type domestique. On suppose qu’il consomme actuellement 200 [GJ/an] ou 55 555 [kWh/an].

Les responsables de ce bâtiment désirent installer une nouvelle chaufferie. Se pose donc la question : « quel type de vecteur énergétique » ? Il est difficile d’évaluer les prix futurs de l’énergie. Suivant l’hypothèse que l’on choisit, les résultats sont significativement différents. Le lecteur est donc invité à réaliser l’exercice par lui-même sur base des prix qui lui sont applicables. À titre d’exemple, on utilisera ici une moyenne sur les cinq dernières années espérant conserver ainsi la tendance relative entre les différents vecteurs énergétiques.

Type de chaudière	Consommation future estimée	Gain par rapport au moins avantageux
Chaudière gaz à condensation (rendement saisonnier de 101 %).	55 555 [kWh/an] / 1,01 = 55 005 [kWh/an]	9 [%]
Chaudière gaz haut rendement (rendement saisonnier de 92 %).	55 555 [kWh/an] / 0,92 = 60 386 [kWh/an]	0 [%]
Chaudière fuel à condensation (rendement saisonnier de 97 %).	55 555 [kWh/an] / 0,97 = 57 273 [kWh/an]	5 [%]
Chaudière fuel haut rendement (rendement saisonnier de 92 %).	55 555 [kWh/an] / 0,92 = 60 386 [kWh/an]	0 [%]
Chaudière au bois haut rendement (rendement saisonnier de 92 %).	55 555 [kWh/an]/0,92 = 60 386 [kWh/an]	0 [%]

Type de chaudière	Facture future estimée (prix indicatif particulier 2018 (HTVA))	Gain par rapport au moins avantageux
Chaudière gaz à condensation.	55 005 [kWh/an] x 7 [cents €/kWh] = 3 850 [€/an]	9 [%]
Chaudière gaz haut rendement.	60 386 [kWh/an] x 7 [cents €/kWh] = 4 227 [€/an]	0 [%]
Chaudière fuel à condensation.	57 273 [kWh/an] x 7 [cents €/kWh] = 4 009 [€/an]	9 [%]
Chaudière fuel haut rendement.	60 386 [kWh/an] x 7 [cents €/kWh] = 4 227 [€/an]	0 [%]
Chaudière au bois haut rendement : pellets.	60 386 [kWh/an] x 5 [cents €/kWh] = 3 019 [€/an]	29 [%]
Chaudière au bois haut rendement : plaquettes.	60 386 [kWh/an] x 3 [cents €/kWh] = 1 812 [€/an]	57 [%]

Type de chaudière	Émission de CO₂ future estimée : basé uniquement sur la combustion	Gain par rapport au moins avantageux
Chaudière gaz à condensation.	55 005 [kWh/an] x 0,202 [kg CO₂/kWh] = 11 [tonnes CO2/an]	31 [%]
Chaudière gaz haut rendement.	60 386 [kWh/an] x 0,202 [kg CO2/kWh] = 12.2 [tonnes CO2/an]	23,2 [%]
Chaudière fuel à condensation.	57 273 [kWh/an] x 0,263 [kg CO2/kWh] = 15 [tonnes CO2/an]	5,5 [%]
Chaudière fuel haut rendement.	60 386 [kWh/an] x 0,263 [kg CO2/kWh] = 15.9 [tonnes CO2/an]	0 [%]
Chaudière au bois haut rendement : pellets.	60 386 [kWh/an] x 0 [kg CO2/kWh] = 0 [tonnes CO2/an]	100 [%]
Chaudière au bois haut rendement : plaquettes.	60 386 [kWh/an] x 0 [kg CO2/kWh] = 0 [tonnes CO2/an]	100 [%]

Type de chaudière	Émission de CO₂ future estimée : basé sur le cycle complet du combustible	Gain par rapport au moins avantageux
Chaudière gaz à condensation.	55 005 [kWh/an] x 0,235 [kg CO2/kWh] = 12.9 [tonnes CO2/an]	34,5 [%]
Chaudière gaz haut rendement.	60 386 [kWh/an] x 0,235 [kg CO2/kWh] = 14.2 [tonnes CO2/an]	27,9 [%]
Chaudière fuel à condensation.	57 273 [kWh/an] x 0,327 [kg CO2/kWh] = 18.7 [tonnes CO2/an]	5,1 [%]
Chaudière fuel haut rendement.	60 386 [kWh/an] x 0,327 [kg CO2/kWh] = 19.7 [tonnes CO2/an]	0 [%]
Chaudière au bois haut rendement : pellets.	60 386 [kWh/an] x 0.047 [kg CO2/kWh] = 2.8 [tonnes CO2/an]	85,7 [%]
Chaudière au bois haut rendement : plaquettes.	60 386 [kWh/an] x 0.022 [kg CO2/kWh] = 1.3 [tonnes CO2/an]	93,4 [%]

Cahier des charges

Vecteur énergétique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer énergétiquement un humidificateur existant

Remarque : si l’analyse conclut à la nécessité du remplacement de l’appareil, on consultera les critères de choix d’un humidificateur.

Décentraliser l’humidification

D’une manière générale, on vérifiera si l’humidification décentralisée d’une zone limitée dans le bâtiment au moyen d’un petit générateur de vapeur électrique ne pourrait pas suffire. L’humidification n’est-elle pas nécessaire uniquement au niveau du local informatique ou des zones contrôlées ?
Les humidificateurs autonomes à vapeur sont particulièrement souples à ce sujet.
À noter que certains locaux ne nécessitent pas d’humidification : une salle de restaurant, une cafétéria, une salle d’archives, …

Diminuer le taux de renouvellement d’air

Le besoin d’humidification est directement lié au taux de renouvellement d’air puisque c’est l’air neuf qu’il faut humidifier en hiver. Il y a donc lieu de définir précisément les besoins réels en apport d’air neuf.

Évaluer

Comment évaluer la qualité de l’air

Si un local nécessite un taux de renouvellement horaire de 5 sans obligation de contrôler le taux d’humidité, alors que les autres locaux n’ont besoin que d’un taux de 1 mais avec nécessité d’humidifier, il peut être intéressant de concevoir deux installations différentes.

Gérer

Comment réduire les débits d’air.

Diminuer la consigne d’humidification

Plus la consigne d’humidité souhaitée dans les locaux est élevée, plus la consommation liée à l’humidification est importante.

À titre d’exemple, en passant d’une consigne de 20°C 50 % HR à 20°C 60 % HR, le coût de l’humidification augmente de plus de 60% et le coût total du traitement de l’air est augmenté de 6,5 % si l’eau est froide dans l’humidificateur (chaleur de vaporisation prise sur l’air) et de 11 % si l’humidification est réalisée par un humidificateur électrique à vapeur…

Il faut donc limiter le taux d’humidité au minimum assurant le confort, à savoir 40 %. C’est d’ailleurs le taux minimal à respecter selon le RGPT.
Attention, il s’agit bien de la consigne d’humidité ambiante qui est fixée à 40%. Celle-ci peut être mesurée dans l’ambiance ou dans la reprise (si la température de l’air repris est représentative de l’ambiance – ce n’est pas le cas lorsque l’extraction se fait au travers des luminaires). Souvent, on retrouve des consignes d’humidité de l’air pulsé. Il est clair que le réglage de celles-ci doit tenir compte de la production d’humidité interne du local de manière à ne pas dépasser les 40% ambiants.
On sera par ailleurs attentif aux groupes de traitement d’air régulés suivant le principe du point de rosée. En effet, si la régulation ne comprend pas de gestion de l’humidificateur en fonction de l’humidité ambiante (c’est courant), il y aura souvent une humidification excessive. Cela dépendra de la consigne de rosée programmée.

Améliorer

Comment limiter l’humidification de l’air neuf ? Cliquez ici !

Adapter le débit de déconcentration

La fréquence des purges de déconcentration est un des éléments coûteux d’une installation d’humidification : coûteux en eau, coûteux en énergie s’il s’agit d’un humidificateur à vapeur. En effet, dans ce cas, c’est de l’eau bouillante qui va être rejetée à l’égout…
À défaut de calcul du débit de déconcentration, ou lorsque la dureté de l’eau est variable dans le temps, on aura tendance à augmenter la fréquence des purges…
Il est dès lors utile d’investir dans un humidificateur équipé d’un régulateur de fréquence des purges en fonction de la dureté de l’eau.
Pour chiffrer l’intérêt de ce régulateur, on peut suivre le raisonnement suivant :

Les pertes de chaleur peuvent être calculées sur base de x litres/h envoyés à l’égout, chaque litre chauffé de 10° à 100° demandant 0,1 kWh.
Le rendement de l’humidificateur est le rapport entre la chaleur nécessaire à la vaporisation de l’eau et la chaleur totale fournie.
Sans régulateur, le rendement d’un humidificateur à vapeur est de l’ordre de 85 %.
Avec un régulateur, le rendement atteint 94 %.

Exemple.

Soit une installation de 40 kg/h de vapeur (et donc 40 x 0,75 = 30 kW). en moyenne annuelle, on estime que l’installation fonctionne à 50 % de puissance durant 1 000 heures.

La perte de rendement de 9 % entraîne un surcroît de consommation de :

0,09 x 0,50 x 30 x 1 000 = 1 350 kWh/an

Sur base d’un prix du kWh à 0,1 €, on obtient :

1 350 x 0,1 = 135 €/an

Adapter le régulateur aux besoins

Si le système de régulation est en mode on-off, il travaillera généralement avec un différentiel de 5 %. Or une consigne est généralement réglée par l’occupant en fonction de sa valeur minimale. Comme tout supplément d’humidité entraîne un supplément de consommation, autant placer un système sensible qui n’entraînera pas de dépassement vers le haut de l’humidité intérieure.
Trois types de régulateurs sont disponibles : régulateur on-off, régulateur proportionnel (P) ou régulateur proportionnel-intégral (PI). Le diagramme ci-dessous (issu d’un constructeur) permet de choisir le type de régulateur et la bande proportionnelle du système en % HR, en fonction :

De la précision attendue (plus la tolérance est faible, plus on aura tendance à sélectionner un PI avec petite bande proportionnelle).
De la quantité relative d’humidité absolue à fournir (plus celle-ci est grande, plus on sélectionnera un appareil PI fiable, puisqu’on est proche de la saturation).

Le remplacement d’un régulateur ON-OFF existant par un PI ne s’amortit pas sur la réduction des consommations, mais en cas de renouvellement du matériel, autant réserver le régulateur ON-OFF à un rôle de sécurité limite haute.

Remplacer la régulation par point de rosée d’un laveur d’air

L’utilisation des humidificateurs par pulvérisation avec recyclage d’eau était souvent associée à une régulation dite « par point de rosée ». La fiabilité des hygrostats étant autrefois sujette à caution, on prévoyait une régulation sur base de la température en sortie d’humidificateur, température égale au point de rosée du point de soufflage. On parlait de régulation par « point de rosée ».

Cette régulation est tout à fait correcte en hiver, mais pose des problèmes en mi-saison et en été, avec des consommations d’énergie importantes. Il arrive de rencontrer des installations où humidification et batterie froide fonctionnent simultanément…

Quelles solutions ?

Dans un premier temps, il importe d’abaisser la température de rosée en hiver et de la relever en été. Cela peut s’imaginer manuellement ou automatiquement par la régulation.

On peut également stopper le fonctionnement de la batterie froide pour des besoins de déshumidification en commandant la batterie froide en fonction des besoins de l’ambiance uniquement.

On peut limiter le temps de fonctionnement de l’humidificateur en le commandant en tout ou rien sur base d’un hygrostat dans l’ambiance ou placé dans l’extraction. Des légères fluctuations d’humidité et de température se produiront cependant dans le local.
On peut étudier la possibilité de travailler à débit d’eau variable, notamment à partir d’un humidificateur rotatif …
Puisque le laveur d’air ne pose pas de problèmes en hiver, il reste la solution d’imposer un arrêt total de l’humidification au-dessus d’un seuil de température extérieure : de 5°C à 8°C, par exemple. Le respect d’une consigne fixe de 50 % HR ne pourra plus être assuré, mais l’occupant ne s’en rendra pas compte, puisque le confort est assuré dès 40 % HR …

Techniques

Pour plus de détails, cliquez sur l’analyse d’une régulation par point de rosée.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Récupérer la chaleur sur eau glacée [Climatisation – Améliorer]

Groupe de production d’eau glacée à condensation à air.

Objectifs de la récupération

Objectif prioritaire : transférer la chaleur extraite du bâtiment vers le préchauffage de l’air neuf

Suite à l’isolation des bâtiments et à la chaleur interne (éclairage, bureautique, …), la température d’équilibre d’un bâtiment d’aujourd’hui se situe autour des 10°C extérieurs. Autrement dit, au-dessus de 10°C, le bâtiment devra être refroidi. De l’eau glacée est produite et circule dans les pièces à refroidir.

Par ailleurs, au même moment, l’air hygiénique de ventilation doit être préchauffé jusque …16°C… pour éviter des courants d’air froids sur les occupants.

Conclusion : pour transférer la chaleur de l’un vers l’autre, il faut travailler avec des émetteurs de froid à la plus haute température possible. Par exemple, les ventilo-convecteurs travailleront au régime 12°C – 17°C, les plafonds froids travailleront au régime 15°C – 17°C, voire idéalement 17°C – 19°C.

Ainsi l’eau, une fois réchauffée en passant dans le plafond, peut utilement donner sa chaleur vers l’air neuf. Seule, la consommation d’une pompe est encore nécessaire.

Si des locaux internes, des locaux informatiques, … sont demandeurs de froid durant toute l’année, ce principe est encore davantage à mettre en place.

Objectif secondaire : augmenter la température à l’évaporateur de la machine frigorique

Un deuxième objectif est d’exploiter l’énergie frigorifique de telle sorte que la température d’eau glacée soit la plus élevée possible à l’évaporateur. En moyenne, chaque degré gagné à l’évaporateur augmente de 3 % le rendement de la machine frigorifique.

Principes hydrauliques de base

Exploiter l’énergie frigorifique en fonction de la température

Le bâtiment admet des besoins d’eau froide à des températures différentes.

La batterie froide du caisson de traitement d’air sera généralement alimentée à 6°C :

parce que l’on voudrait déshumidifier l’air en été,
pour limiter le nombre de rang et donc la perte de charge sur l’air à l’échangeur.

Par contre, les unités terminales (ventilo-convecteurs, plafonds froids, …) ne devraient pas déshumidifier l’air, et ont tout avantage à travailler à haute température pour favoriser la récupération de chaleur.

Exemple.

Soit le réseau alimentant la batterie de froid du caisson de préparation de l’air neuf (débit = 50) et le réseau d’eau glacée (débit = 100).

Si les deux réseaux sont au régime 7°C – 12°C, la température moyenne à l’évaporateur est de 9,5°C.

Si le réseau d’eau glacée passe au régime 12°C – 17°C, la température moyenne à l’évaporateur passe à 10,75°C, soit une hausse de 1,25°C.

Cet impact est faible, mais il aura lieu durant toute la vie de l’installation, et il se cumulera aux pertes par tuyauteries plus élevées et à la consommation de latente plus forte également.

Disposer les échangeurs frigorifiques en série et préférer le couplage en injection (ou en dérivation)

Pour augmenter la température à l’évaporateur, on peut penser à deux solutions :

Freiner le débit à l’évaporateur : ce n’est possible que dans une certaine limite car il faut irriguer en permanence la machine frigorifique avec un débit minimal. À défaut de débit suffisant à l’évaporateur, la machine se mettra en sécurité.
Placer les équipements en série en fonction de leur température de travail : l’alimentation des unités terminales sera greffée en série, après la batterie froide du caisson de traitement d’air.

Exemple de récupération de chaleur sur plafonds froids

Lorsque les plafonds fonctionnent en mi-saison et que l’air extérieur est suffisamment froid, la machine frigorifique est arrêtée et l’eau des plafonds est refroidie naturellement par l’air extérieur, en utilisant la batterie froide comme batterie de préchauffage de l’air neuf.

Fonctionnement estival normal :

Fonctionnement en récupération :

Avantages : pas de pertes de charges supplémentaires (pas de batterie de récupération supplémentaire) et bénéfice d’une grosse batterie pour la récupération puisque c’est la batterie froide.

Inconvénients : il y a nécessité de préchauffe anti-gel (donc perte d’intérêt pour les très basses températures) et régulation difficile si les puissances en jeu ne sont pas du même ordre (si la puissance de refroidissement de l’air neuf est trop faible par rapport aux besoins des plafonds, le groupe s’enclenche et la récupération est perdue). Il faut en outre rester dans les limites de débit de la machine frigorifique, puisqu’avec un tel schéma, le débit irriguant l’évaporateur est réduit (on travaille avec une différence de température nettement plus importante au niveau de l’évaporateur).

Ce schéma convient bien lorsqu’une préparation d’air neuf importante est envisagée (salles de conférences, salles de réunions, …).

Conclusions : Cet exemple montre la nécessité d’une analyse fine des besoins thermiques du bâtiment dès le début du projet. Pour parcourir d’analyse un exemple de ce type.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Diminuer les consommations de la pompe à vide

Contrôle de température de l’anneau liquide

Le liquide de refroidissement alimentant la pompe à vide sert à créer l’étanchéité dans le corps de pompe en formant un anneau liquide par centrifugation.

La température de l’anneau liquide influence la qualité du vide :

Pour un anneau liquide à 15°C, la tension de vapeur est de 17 mbar et le vide maximum que l’on peut atteindre est de l’ordre de 25 mbar.

Pour un anneau liquide à 35 °C, la tension de vapeur est de 57 mbar et le vide maximum que l’on peut atteindre est de l’ordre de 70 mbar.

De plus, elle agit sur la tenue mécanique dans le temps de la pompe à vide.

D’un point de vue énergétique, il va de soi qu’un mauvais contrôle de la température de l’anneau liquide, indépendamment des problèmes d’échauffement ponctuel dû à l’extraction d’un mélange de condensats chauds et de vapeur, allonge les temps de vide. Il s’ensuit non seulement une consommation électrique supplémentaire de la pompe à vide mais aussi un risque d’abandon du processus de stérilisation.

Cycle classique de stérilisation.

Le cycle ci-dessus montre que la pression de vide est de l’ordre de 70 [mbar]. Dans beaucoup de refroidissements de stérilisation, on adopte des valeurs de vide de l’ordre de 50 [mbar]; la température de l’anneau liquide alors ne doit pas dépasser 30 [°C]. Il est donc impératif de contrôler correctement la température par la gestion du débit d’appoint en eau adoucie de l’anneau liquide.

Récupération du liquide de refroidissement

1. Circuit ouvert

Dans un circuit ouvert, c’est la température de l’eau du réseau d’eau adoucie qui conditionne directement la performance de l’anneau liquide.

La température moyenne recommandée est de 15 [°C]; ce qui veut dire qu’indépendamment de la grande quantité de liquide de refroidissement consommée, la qualité du vide est bonne toute l’année.

Théories

Pour en savoir plus sur les débits de liquide de refroidissement de la pompe à vide.

Dans un circuit ouvert, un cycle de stérilisation peut demander à la pompe à vide de consommer en moyenne de l’ordre de 200 [L]; ce qui représente naturellement des consommations énormes au bout d’une année pour un service de Stérilisation Centrale.

2. Circuit semi-fermé ou semi-ouvert

Principe

Dans ce type de circuit, l’amélioration possible est de travailler à la température la plus basse possible sans augmenter trop le débit d’appoint qui pénaliserait la consommation d’eau.

L’optimisation de la consommation de liquide de refroidissement passe donc par le choix de la température maximum garantissant le vide souhaité sans risque de refus du système du cycle engagé.

Exemple.

Théories

Pour en savoir plus sur l’optimisation de la température du liquide de refroidissement de la pompe à vide.

En considérant que l’on ne veut pas dépasser une température d’entrée de la pompe à vide de 20 [°C], le calcul donne une température de sortie de pompe de :

T°_sortie = 20 [°C]+ 12 [°C] = 32 [°C]

Les 12 [°C], tenant compte de la chaleur de compression dégagée dans la pompe et l’augmentation de température due au mélange du liquide de refroidissement, des condensats et de la vapeur issus de la chambre de stérilisation, est une température moyenne.

On en déduit le débit d’appoint :

Débit_appoint = 0,152 [m³/cycle]

Dans cet exemple, on montre que, théoriquement, il est possible de diminuer la consommation de l’appoint d’eau d’un tiers de celle nécessaire pour un circuit ouvert (de l’ordre de 229 litres).

Évaluer

Pour en savoir plus sur l’évaluation des coûts rapportés aux différentes consommations.

Soit financièrement 30 % de 3 395 [€/an]

ou une économie de 1 018 €/an

Régulation

La régulation d’un tel système peut se réaliser simplement en pilotant une électrovanne 2 voies en fonction de la température de l’eau dans la cuve tampon :

Lorsque la température de l’eau dans le circuit augmente, l’électrovanne 2 voies s’ouvre et refroidit le volume d’eau. En pratique, une cuve tampon est placée entre le retour et l’appoint d’eau froide.

À l’inverse, quand la température de l’eau de la cuve diminue, l’électrovanne se ferme.

On est donc en présence d’un système simple permettant de réduire la consommation d’eau de l’anneau liquide de la pompe à vide.

3. Circuit fermé

Principe

Le placement d’un tel système dans une installation existante en circuit ouvert nécessite :

de bien dimensionner l’échangeur,
de prévoir quand même un appoint d’eau pour absorber les pointes de température en début de phase de vide.

Dimensionnement

L’échangeur doit être dimensionné pour réagir de manière instantanée à la surchauffe de début de phase de vide. En effet, à ce moment les condensats peuvent être très chauds.

Exemple.

Théories

Pour en savoir plus sur l’optimisation de la température du liquide de refroidissement de la pompe à vide.

En considérant que l’on ne veut pas dépasser une température d’entrée de la pompe à vide de 20 [°C], le calcul donne une température de sortie de pompe de :

T°_sortie = 20 [°C]+ 12 [°C] = 32 [°C]

Les 12 [°C] tenant compte de la chaleur de compression dégagée dans la pompe et l’augmentation de température due au mélange du liquide de refroidissement, des condensats et de la vapeur issus de la chambre de stérilisation.

On en déduit en fonction du débit d’eau de l’anneau liquide (229 [litres/cycle]) la puissance de l’échangeur à placer:

Puissance_{échang eur} = 8,5 [kW]

Sur base de la puissance calculée, on peut envisager :

De réchauffer l’eau osmosée d’entrée du générateur. Mais un simple échangeur eau/eau risque par moment de ne pas être suffisant et nécessite un appoint d’eau côté circuit pompe à vide.

De profiter de l’eau glacée des ventilo-convecteurs de la stérilisation (souvent présent) pour réaliser une petite dérivation vers un petit échangeur.

Pour la seconde solution, quel serait l’impact énergétique :

Théories	Pour connaître tous les détails de calcul du bilan énergétique.
Évaluer	Pour connaître tous les détails de l’évaluation des coûts énergétiques et de consommation.

En considérant que :

la puissance de l’échangeur est P_échangeur = 8,5 [kW];
nombre de cycle par an nb_cycle= 6 291 [cycle/an];
temps moyen par cycle t_moyen = 0,75 [h/cycle];
temps moyen de pompage par cycle t_pompage = 0,5 x 0,75 [h/cycle];
le COP de la machine frigorifique = 3

L’énergie annuelle nécessaire pour refroidir l’anneau liquide est de:

Q_annuelle [kWh] = P_échangeur [kW] x nb_cycle [cycle/an] x t_pompage [h/cycle]

Q_annuelle [kWh] = 8,5 [kW] x 6 291 [cycle/an] x 0,38 [h/cycle]

Q_annuelle = 20 320 [kWh/an]

On en déduit la consommation électrique du compresseur de la machine frigorifique :

Q_électrique [kWh/an] = Q_annuelle [kW] / COP

Q_électrique = 20 320 / 3 = 6 773 [kWh/an]

Soit une dépense électrique au compresseur de :

dépense = 6 773 [kWh/an] x 0,11 [€/kWh]

dépense = 745 [€/an]

Sachant que la dépense annuelle en liquide de refroidissement pour alimenter l’anneau liquide de la pompe à vide est de 3 395 [€/an] en cycle ouvert.

Conclusion

Le placement d’un échangeur branché sur une boucle d’eau glacée a les avantages et les inconvénients suivants :

(+) réduction drastique des consommations d’eau par rapport au circuit ouvert (d’où l’amortissement assez rapide de l’échangeur à plaque et de sa régulation).

(-) nécessité d’une boucle d’eau glacée en stérilisation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Acoustique et vitrage

L’indice d’affaiblissement acoustique pondéré Rw

La capacité d’un vitrage à empêcher la transmission des sons aériens provenant de l’extérieur est évaluée par son indice d’affaiblissement acoustique appelé R (dB). Celui-ci est obtenu en laboratoire et correspond pour chaque bande d’octaves à la différence entre les niveaux de pression acoustique régnant dans les locaux d’émission et de réception.

En reportant, pour chaque bande d’octaves, les valeurs de l’indice d’affaiblissement acoustique dans un graphique, on obtient le spectre d’isolation acoustique d’un vitrage.

On peut voir que l’affaiblissement acoustique d’un vitrage est assez complexe puisqu’il varie en fonction de la fréquence.
C’est pourquoi, pour caractériser la qualité acoustique d’un vitrage, on utilise un coefficient unique défini dans la norme européenne EN-ISO 717 : l’indice d’affaiblissement pondéré Rw.

Comment définir Rw ?

La norme définit une courbe type de référence donnée dans le graphe ci-dessous.

Courbe de référence ISO 717.

Cette courbe est superposée au spectre d’isolation acoustique du vitrage et est progressivement abaissée (par pas de 1 dB) jusqu’à ce qu’elle « colle » avec la caractéristique R (le spectre d’isolation) calculée ou mesurée en laboratoire.
Elle « colle » lorsque l’écart défavorable moyen (que l’on calcule en divisant la somme des écarts défavorables par 16, le nombre total de bandes de fréquence du spectre) approche 2 sans le dépasser. À ce moment, on lit la valeur de la courbe à 500 Hz : c’est la valeur Rw du vitrage.

Exemple.

Prenons les mesures du simple vitrage de 4 mm. La courbe de référence a été décalée jusqu’à ce que l’écart défavorable soit de 2 dB.

On caractérisera ce vitrage par un indice Rw de 32 dB (valeur à 500 Hz).

Remarque : les performances d’un vitrage in situ sont toujours inférieures à celles obtenues en laboratoire.

La valeur d’affaiblissement acoustique complète d’un vitrage : Rw (C;Ctr)

Le concept d’indicateur à valeur unique doit être considéré avec prudence !

En effet, les performances acoustiques d’un vitrage peuvent s’avérer être très faibles pour certaines fréquences.

On remarque, par exemple, que l’isolation acoustique que procure un double vitrage est relativement mauvaise à la fréquence critique des feuilles de verres (3 200 Hertz) et dans les basses et moyennes fréquences (bruit de trafic lent). Ce deuxième puits de résonance s’explique par le fait que le double vitrage se comporte comme un système acoustique du type MASSE/RESSORT/MASSE. La lame d’air jouant le rôle de ressort, son épaisseur est généralement trop faible pour créer un ressort suffisamment souple et le système fait entrer le verre en résonance.
Ainsi, la valeur de l’affaiblissement annoncée par l’indice Rw n’est plus représentative des performances du vitrage à ces fréquences.

La norme a donc mis en place deux facteurs correctifs à appliquer à l’indice Rw pour corriger sa valeur lorsque le vitrage est en présence :

d’un bruit rose (hautes et moyennes fréquences) : Rw + C
d’un bruit de trafic (basses et moyennes fréquences) : Rw + Ctr

La valeur d’affaiblissement acoustique complète d’un vitrage est donc donnée par : Rw (C;Ctr)

Exemple.

Un double vitrage ordinaire clair (4/15air/4) est caractérisé par un indice d’affaiblissement acoustique : 30(- 1; – 4).
Cela signifie que, en cas de bruits courants, l’affaiblissement Rw vaut 30 dB.
Par contre en présence de sources de bruit comprenant des hautes fréquences, par exemple un trafic routier rapide, les performances du vitrage ne sont plus que de 29 dB (Rw + C) et en présence de trafic urbain lent caractérisé par des basses fréquences l’indice d’affaiblissement acoustique descend à 26 dB (Rw + Ctr).

Le tableau suivant donne des exemples de choix d’adaptation pour déterminer l’indicateur à valeur unique à utiliser en fonction de l’origine du bruit.

Source de bruit	Type « trafic rapide » Rw + C	Type « trafic « lent » Rw + Ctr
Jeux d’enfants	XXX
Activités domestiques (conversations, musique, radio, télévision)	XXX
Musique de discothèque		XXX
Trafic routier rapide (> 80 km/h)	XXX
Trafic routier lent (p.ex. : trafic urbain)		XXX
Trafic ferroviaire de vitesse moyenne à rapide	XXX
Trafic ferroviaire lent
Trafic aérien (avion à réaction) de courte distance	XXX
Trafic aérien (avion à réaction) de longue distance		XXX
Avions à hélices		XXX
Entreprises produisant un bruit de moyennes ou hautes fréquences	XXX
Entreprises produisant un bruit de moyennes ou basse fréquences		XXX

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Régime de dimensionnement

Un équipement de chauffage (chaudière, radiateur ou batterie de chauffage) est « dimensionné en régime 90/70 »

Que signifie cette expression ?

Prenons l’exemple d’un radiateur :

Pour assurer le confort (température de consigne de 20°C) dans un local, pour une température extérieure extrême de – 10°C (température dite « de base », fonction de la région), le calcul des déperditions indique qu’il faut un radiateur de 2 000 W.

Si on choisit un radiateur de 2 000 W dimensionné en régime 90/70, cela signifie que l’eau entre dans le radiateur à 90°C, qu’elle cède 2 000 W de chaleur au local à 20°C, et sort avec une température de 70°C.

Si on choisit un radiateur de 2 000 W dimensionné en régime 70/50, cela signifie que, si on alimente le radiateur avec de l’eau à 70°C, celle-ci cédera 2 000 W de chaleur au local à 20°C, et ressortira avec une température de 50°C.

Évidement, la différence de température entre le local et la température moyenne du radiateur est plus faible :(60°C – 20°C) au lieu de (80°C – 20°C). Pour fournir la même puissance, la surface du radiateur deviendra plus importante.

Or la puissance émise par un radiateur varie en fonction de la différence de température entre le local et la température moyenne du radiateur, le tout exposant 1,3.

La surface du radiateur dimensionné en régime 70/50 sera de :

1 / ( (60 [°C] – 20 [°C]) / (80 [°C] – 20 [°C]) ) Exp ^1,3= 1,69 ou 169 [%]

Notons que la norme NBN EN 442-1 (1996) propose que la puissance nominale des radiateurs et convecteurs reprise par le fabricant pour caractériser leur matériel, soit calculée pour une différence de température de 50°C entre l’eau du radiateur et l’air ambiant, soit un régime 80/60.

La surface du radiateur dimensionné en régime 80/60 sera de :

1 / ( (70 [°C] – 20 [°C]) / (80 [°C] – 20 [°C]) ) Exp ^1,3= 1,26 ou 126 [%]

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les bouches de pulsion et d’extraction

Bouches de ventilation (de gauche à droite) :
diffuseur plafonnier multicône circulaire et carré, diffuseur plafonnier à jet hélicoïdal,
plafonnier perforé, diffuseur linéaire, grille murale à double déflecteur.

Grandeurs caractéristiques conditionnant le confort

On peut résumer la qualité d’une installation de diffusion d’air en 3 phrases :

on se sent bien (qualité d’air et confort thermique),
on n’entend rien (confort acoustique),
on ne voit rien (intégration architecturale).

Cela se traduit par une série de critères à respecter tant pour diffusion d’air traité (systèmes de climatisation tout air) que pour la diffusion d’air hygiénique.

Bouches de pulsion

Le choix des bouches de pulsion et de leur position va fortement conditionner le confort dans le local. Il est donc important de ne pas choisir au hasard (comme prendre une bouche de telle taille parce que celle-ci correspond à l’ouverture existante dans le faux plafond…). La diffusion de l’air est complexe. L’idéal est donc de se référer aux spécialistes en la matière (bureau d’études, fabricant,…).

Exemples.

Alors que la vitesse résiduelle de l’air (vitesse au point 1) augmente lorsque la distance entre deux diffuseurs plafonniers à distribution radiale diminue, c’est parfois l’inverse avec des diffuseurs hélicoïdaux.

Un jet d’air horizontal est dévié vers le haut s’il est chaud et vers le bas s’il est froid. De même, un jet vertical vers le bas est freiné s’il est chaud …

Ceci montre la difficulté de choisir une bouche qui doit fonctionner aussi bien en chaud qu’en froid : la direction du jet ou la vitesse de l’air doit pouvoir être modifiée en fonction de la saison, vers le bas en hiver, vers le haut en été.

La vitesse de l’air à la sortie des diffuseurs plafonniers, liée à leur taille doit avoir une valeur minimum d’environ 2 m/s. Si ce n’est pas le cas, l’air froid ne profitera pas de l’effet Coanda et chutera verticalement, provoquant un courant d’air.

Schéma principe de l'effet Coanda.

Grandeurs caractéristiques

Quatre grandeurs vont ensuite guider le choix d’une bouche de pulsion : le débit, le bruit, la vitesse et la température. Les valeurs citées ci-après sont issues, soit de la pratique, soit de la norme DIN 1946 (vitesse dans la zone d’occupation).

Le débit demandé

En fonction de la pression dont on dispose en amont du diffuseur, on peut estimer le débit fourni par la bouche à partir des abaques des fabricants.

La production acoustique

Les grilles de distribution génèrent des bruits de sifflement provenant essentiellement de la vitesse d’air au travers de celles-ci. Ce bruit dépend de 4 paramètres :

le débit d’air aspiré ou rejeté,
la section efficace de passage de l’air,
la géométrie de la grille, et son type,
la présence éventuelle d’un registre de réglage de débit.

A priori, on choisira la bouche qui présente la puissance acoustique la plus faible pour le débit désiré, sachant cependant que la qualité acoustique de la bouche (annoncée par le constructeur) ne garantit pas le niveau sonore à lui seul. En effet, c’est parfois le bruit du ventilateur et des turbulences liées aux coudes du réseau que l’on entend au travers de la bouche. Un calcul complet de l’acoustique de l’installation doit alors être fait pour s’assurer qu’un silencieux ne doit pas être inséré. Notons également que les grilles peuvent aussi jouer le rôle d’atténuateur du niveau sonore (principalement des basses fréquences) provenant des gaines, lorsqu’elles sont correctement dimensionnées. Il y a réflexion des ondes sur les ailettes.

Calculs

Pour visualiser un exemple de ce type de calcul, cliquez ici !

Pour vérifier la qualité acoustique de la bouche choisie, on peut se référer au niveau de confort acoustique « NR » recommandé dans le local considéré. Dans un bureau, on recommande, dans la zone de travail, un niveau NR 35 ou NR 40. Ceci signifie en première approximation que la puissance acoustique émise par la bouche ne doit pas dépasser 40 à 45 dB(A).

Attention, cette valeur est issue de la pratique et n’a rien de scientifique. Elle est cependant proche de la réalité. Elle se base sur les hypothèses suivantes :

le niveau NR est voisin de dB(A) – 5, pour les types de bruit couramment rencontrés en ventilation,
dans la plupart des locaux, les bruits provenant du réseau de distribution compensent l’atténuation du bruit dans le local (absorption par les matériaux, atténuation avec la distance), ce qui signifie que la puissance émise par la bouche correspond plus ou moins au niveau sonore dans le local,
lorsque l’on se trouve sous une bouche, l’influence acoustique des bouches voisines est souvent négligeable, étant donné l’atténuation en fonction de la distance.

Remarque : parfois, le niveau NR ou NC (NR = NC + 2) est directement repris sur les abaques des fabricants de bouches.

La vitesse résiduelle en zone d’occupation

La zone d’occupation est souvent représentée par la surface du local de laquelle on a soustrait une bande de 50 cm le long des murs intérieurs et de 1 m le long des murs extérieurs, ce sur une hauteur de 1,8 m. Cette hauteur peut être plus faible si de toute façon les occupants sont toujours assis (dans un auditoire, …).

Dans cette zone, la vitesse de l’air ne peut dépasser 0,2 m/s (0,28 dans les locaux de passage) et le long des murs, à 1,8 m, elle ne peut dépasser 0,4 m/s :

Lorsque le taux de renouvellement d’air nécessaire dans un local est important ou lorsque la hauteur sous plafond est faible (< 2,5 m), il n’est plus possible de trouver des diffuseurs plafonniers à distribution radiale dont la vitesse d’air dans la zone d’occupation soit inférieure à 0,2 m/s. Dans ce cas, il faudra se tourner vers des diffuseurs à jet hélicoïdal qui favorisent pour un même débit, un brassage plus rapide entre l’air ambiant et l’air pulsé.

Notons que le cahier des charges type 105 pour les bâtiments de l’état définit des valeurs de vitesse d’air nettement plus sévères (vitesse d’air à 19°C maximum de 0,1 m/s dans une zone d’occupation de 2 m de haut) qui s’avèrent souvent difficiles à réaliser.

La portée

La portée est la longueur du jet pour laquelle on obtient une vitesse résiduelle donnée (généralement de l’ordre de 0,2 à 0,25 m/s).

Lorsque l’on pulse de l’air froid le long du plafond au moyen de grilles murales ou de diffuseurs plafonniers, il faut que la portée couvre au moins 80 % de la zone à traiter tout en ne dépassant pas cette dernière.

Portée inférieure à 80 % de la zone à traiter : la surchauffe persiste en bout de zone.

Portée supérieure à 80 % de la zone à traiter : toute la zone est refroidie.

Portée supérieure à la zone à traiter : le jet froid risque de gêner les occupants avant son mélange à l’air ambiant.

Attention, avec un système VAV, il faut vérifier qu’au débit minimum, la portée ne descende pas en dessous de 50 à 70 % de la zone à traiter.

Lorsque l’on pulse de l’air chaud sous le plafond, celui-ci aura tendance à stagner en partie supérieure du local, créant une stratification des températures et un manque de chaleur en zone d’occupation. Au-delà d’une hauteur sous plafond de 3 m, il faut dès lors utiliser des diffuseurs détruisant cette stratification : soufflage vertical, à forte induction, diffuseurs hélicoïdaux. Ceci montre la difficulté de choisir une bouche fonctionnant soit en refroidissement, soit en chauffage :

Soufflage chaud provoquant une stratification en partie haute.

Soufflage chaud vertical détruisant la stratification.

La différence de température dans la zone d’occupation

Lorsque l’air pulsé rentre dans la zone d’occupation, la différence de température entre le jet d’air pulsé et l’air ambiant ne peut être trop importante, sous peine de ressentir des variations d’ambiance thermique dans le local.

Dans la zone d’occupation, la différence de température entre l’air pulsé et l’air ambiant ne peut dépasser :

1,5°C avec de l’air pulsé chaud
1°C avec de l’air froid

Turbulence

Une autre grandeur caractérise le confort d’un occupant par rapport aux mouvements d’air, c’est la variation de la vitesse de l’air en un point donné ou la turbulence de l’air.

Cette donnée n’intervient cependant pas dans le choix des bouches car elle dépend de l’aménagement intérieur du local. L’inconfort, s’il y en a un, ne peut donc être constaté qu’a posteriori.

En résumé

En résumé
Grandeurs à respecter	Où ?	Combien ?
Débit	zone d’occupation	selon les besoins
Puissance acoustique	au niveau la bouche	max : 45 dB(A)
Vitesse de l’air	zone d’occupation (à 1,8 m de haut)	max : 0,2 m/s
Vitesse de l’air	le long des murs (à 1,8 m de haut)	max : 0,4 m/s
Écart de température dans l’air ambiant	zone d’occupation	max : + 1,5°C (chauffage)
Écart de température dans l’air ambiant	zone d’occupation	max : – 1°C (en refroidissement)

Exemple

Diffuseur de taille 600.

La combinaison de ces quatre grandeurs peut être vérifiée dans des abaques parfois repris dans les catalogues des fabricants.

Exemple : pour un diffuseur de la marque x de taille 600.

Données de départ
	Débit d’air à pulser par bouche, q = 1 080 [m³/h] Différence de température entre l’air pulsé et l’ambiance, ΔT_z = – 6 [°C] Écart entre 2 diffuseurs, A = 6,5 [m] Écart entre plafond (3 m de haut) et zone d’occupation (1,8 m de haut), H1 = 1,2 [m] Écart entre diffuseur et mur, X = 4 [m]
Abaque 1 : Calcul de la puissance acoustique au droit de la bouche et de la différence de pression nécessaire à l’obtention du débit désiré
	Puissance acoustique émise par la bouche, LWA = 39 [dB(A)] La différence de pression nécessaire au niveau de la bouche pour obtenir un débit de 1 080 m³/h, Δpt = 20 [Pa]
Abaque 2 : Calcul de l’écart de température entre l’air pulsé et l’air ambiant à l’entrée dans la zone d’occupation, ΔT_L
	Distance horizontale et verticale pour soufflage entre 2 diffuseurs, L = A/2 + H1 = 4,45 [m] Pour une bouche de taille 600, ΔT_L/ΔT_z = 0,15 ΔT_L = – 6° x 0,15 = – 0,9 [°C] (valeur recommandée : ΔT_L < – 1 [°C])
Abaque 3 : Calcul des vitesses de l’air au droit de la zone d’occupation
	Écart entre 2 diffuseurs, A = 6,5 [m] Écart entre plafond et zone de séjour, H1 = 1,2 [m] Vitesse de l’air dans la zone de séjour, V_H1 = 0,12 [m/s] (valeur recommandée : V_H1 < 0,2 [m/s]) Distance horizontale et verticale pour le soufflage le long du mur, L = X + H1 = 5,2 [m] Vitesse de l’air le long du mur, V_L = 0,22 [m/s] (valeur recommandée : V_L < 0,4 [m/s])

Bouches d’extraction

Une bouche d’extraction est choisie en fonction de son débit et de sa production acoustique, suivant des abaques semblables à celles des bouches de pulsion.

En extraction la vitesse de l’air dans le local n’est pas un critère important. En effet, la vitesse décroît très vite dès que l’on s’éloigne de la bouche.

La configuration de la bouche d’extraction a donc peu d’influence sur la distribution de l’air dans le local, pour peu que le local ne se trouve pas en dépression (il faut que le débit pulsé soit légèrement supérieur au débit repris). Si c’est le cas, la bouche d’extraction risque d’ « aspirer » directement l’air pulsé avant qu’il n’ait balayé le local.

Problème d’efficacité de la pulsion dans un local en dépression : la bouche d’extraction « aspire » directement l’air pulsé.

Répartition du flux d’air dans un local en surpression : bon balayage du local.

Température de pulsion

Idéalement, pour ne pas créer d’inconfort, l’air neuf de ventilation doit être pulsé à une température neutre. Par exemple : 20°C. Il doit donc être préchauffé durant une bonne partie de l’année.

Cependant, les besoins en refroidissement des locaux apparaissent bien avant que la température extérieure n’atteigne les 20°C. Dans les bâtiments modernes, le point d’équilibre entre les besoins en chauffage et en refroidissement se situe bien souvent aux environs des 12°C.

Dans ce cas, dans un local refroidi avec un système indépendant du système de ventilation (ventilo-convecteurs, plafonds froids, …), il y a de fortes chances, en mi-saison, que l’on détruise de l’énergie : en chauffant l’air neuf jusqu’à 20°C et ensuite en refroidissant l’ambiance avec l’unité terminale de climatisation.

Pour éviter ce gaspillage, il faut pouvoir pulser l’air neuf, en mi-saison, à la température la plus fraîche possible, sans créer d’inconfort. Une température de pulsion inférieure à 16°C semble être un seuil à ne pas dépasser dans ce type de local.

Dans ce cas, des bouches de pulsion à haut taux d’induction peuvent devenir nécessaires (bouches à jet hélicoïdal).

Concevoir

La simulation du traitement d’un local de bureau type a montré que la consommation globale du local chutait de 10% lorsque la consigne de pulsion de l’air neuf était fixée à 16°C en période de refroidissement, au lieu de 21°C.

Pour en savoir plus, cliquez ici !

Concevoir

Pour en savoir plus sur le traitement de l’air neuf en association avec :

des ventilo-convecteurs, cliquez ici !
des plafonds froids, cliquez ici !

Implantation des bouches de pulsion et d’extraction

Diffuseur ou grille ?

La première question que l’on se pose est : existe-t-il un faux plafond ou un faux plancher dans le local et/ou dans les couloirs ?

S’il y a un faux plafond dans le local, on choisira souvent comme bouches, des diffuseurs plafonniers. Ceux-ci permettront une meilleure répartition de la distribution d’air dans les locaux. Si on dispose uniquement d’une gaine technique dans les couloirs, on placera des grilles dans les retombées des faux plafonds, aucun gainage ne parcourant les locaux.

Deux possibilités de positionnement des bouches dans un local : en faux plafond (étage supérieur), dans les retombées des faux plafonds (étage inférieur).

Effet Coanda

Lorsque l’on pulse de l’air parallèlement au plafond, le jet d’air à tendance, sous certaines conditions, à « se coller » à ce dernier. C’est ce qu’on appelle l’effet Coanda.

Lorsque l’on pulse de l’air froid, ce phénomène doit être pris en compte lors du choix des bouches car :

Il modifie la portée des bouches par rapport à un jet totalement libre.

Il permet d’éviter qu’un jet d’air froid ne « tombe » sur les occupants. Pour que cela fonctionne correctement, il faut une vitesse de sortie d’air suffisante (minimum : 2 m/s) et il faut tenir compte des obstacles éventuels (luminaires, poutres, meubles, …) pouvant rabattre le jet d’air sur les occupants.

Position et portée par rapport aux fenêtres

Lorsque l’on pulse de l’air froid en direction d’une baie ensoleillée, la portée du jet sera réduite. À l’inverse, si la pulsion se fait dans l’autre sens, la direction du jet sera allongée. Ces deux situations poseront des problèmes d’inconfort.

Il est donc conseillé, soit de décentrer les diffuseurs symétriques, soit de sélectionner un diffuseur orienté vers la fenêtre ayant une portée supérieure.

Combinaison entrée et sortie d’air

L’emplacement des bouches de pulsion et d’extraction joue un rôle important sur la qualité du brassage de l’air d’un local. Il faut éviter :

que l’air pulsé soit directement aspiré par la reprise avant d’avoir pu céder ces calories ou frigories;
que des zones mortes occupées ne soit pas traitées.

À titre indicatif, voici une série de configurations et les résultats auxquels elles conduisent a priori. Attention, les mouvements d’air décrits ne sont qu’illustratifs. Les conditions de diffusion peuvent varier en fonction de la vitesse et de la portée de l’air pulsé et du degré de surpression dans le local. Rappelons cependant que si le local est en dépression (débit extrait supérieur au débit pulsé), il y a de fortes chances pour que l’air pulsé soit court-circuité par la bouche d’extraction, créant des zones mortes importantes.

	Légende
	Pulsion	Extraction
Grande vitesse
Petite vitesse

Soufflage en partie haute

Bonne diffusion de l’air	Diffusion de l’air médiocre

Bon : soufflage horizontal en haut à grande vitesse, reprise en bas sur le même mur .	Médiocre : soufflage horizontal en haut à faible vitesse et faible portée, reprise en bas sur le même mur (création d’une zone morte).

Bon : soufflage horizontal en haut à grande vitesse, reprise en haut sur le même mur.	Médiocre : soufflage horizontal en haut à grande vitesse, reprise en haut sur le mur opposé (by-pass d’une partie du débit).

Bon : soufflage horizontal en haut à faible vitesse, reprise en bas sur le mur opposé.	Médiocre : soufflage horizontal en haut à grande vitesse, reprise en bas sur le mur opposé (création d’une zone morte).

Bon : soufflage sous plafond sous angle moyen, reprises hautes symétriques.	Médiocre : soufflage sous plafond sous angle moyen, reprises basses symétriques (création de zones mortes au plafond).

Bon : soufflage sous plafond sous 180°, reprises basses symétriques.	Médiocre : soufflage sous plafond sous 180°, reprises hautes symétriques (by-pass d’une partie du débit). Si la bouche de pulsion a une portée importante, le problème diminue.

Bon : soufflage sous plafond sous 180°, reprise concentrique.	Médiocre : soufflage sous plafond sous 180° à faible débit, reprises hautes symétriques (by-pass d’une partie du débit).

Soufflage en partie basse

Bonne diffusion de l’air	Diffusion de l’air médiocre

Bon : soufflage vertical grande vitesse en bas de mur, reprise au sol à l’opposé.	Médiocre : soufflage vertical à grande vitesse, reprise en haut du même côté (by-pass d’une partie du débit et création d’une zone morte).

Très bon : soufflage au sol à grande vitesse, reprise au sol du même côté.	Médiocre : soufflage vertical à grande vitesse, reprise en haut du mur opposé (création d’une zone morte au centre).

Bon : soufflage horizontal en bas de mur à vitesse moyenne, reprise en haut sur le mur opposé (petit risque de zone morte).	Médiocre : deux soufflages verticaux à grande vitesse, reprise au centre du plafond (balayage latéral correct mais création de deux zones mortes au centre).

Bon : soufflage horizontal en bas de mur à faible vitesse, reprise en haut sur le mur opposé par lent déplacement d’air.	Médiocre : soufflage vertical à vitesse moyenne, reprise en haut du mur opposé (création de zone morte).

Bon : soufflage horizontal en bas de mur à faible vitesse, reprise au bas du mur opposé par lent déplacement d’air (flux laminaire dans les salles blanches).	Médiocre : soufflage vertical à vitesse moyenne, reprise au sol du côté opposé (risque de création de deux zones mortes).

Bon : soufflage au bas d’un mur ou près de la zone de travail à très faible vitesse, reprise en haut par tirage thermique (principe du « déplacement »).

Acoustique

La configuration du réseau de distribution en amont de la bouche joue aussi un rôle sur le bruit émis par une bouche.

En présence d’un clapet de réglage

Si un registre de réglage de débit d’air est nécessaire, il doit se situer à une distance d’au moins trois fois le diamètre du conduit d’air par rapport à l’orifice de soufflage. Le bruit du registre n’est pas réduit mais bien les turbulences à l’entrée de la bouche et donc le bruit engendré par celle-ci.

Les clapets de réglage doivent se trouver à plus de 3 diamètres de conduit par rapport à la bouche de pulsion.

Règle de bonne pratique.
En général, si l’on maintient une différence de pression maximale de 100 PA (100 PA = 10 mm de Colonne d’Eau) aux bornes d’un clapet, le bruit généré reste très faible.

En présence d’un coude

Un conduit d’air relié à une bouche de soufflage doit être rectiligne sur une longueur d’au moins trois diamètres. Un conduit coudé provoque un flux d’air inégal à sa sortie et par conséquent du bruit car la vitesse devient très élevée à certains endroits de la bouche.

Une bouche de pulsion doit se trouver à plus de 3 diamètres de conduit par rapport à un coude.

Réglage

Certaines bouches possèdent un organe de réglage permettant d’ajuster leur débit à la juste valeur.

Si le réglage est accessible facilement (ou pas trop difficilement) aux utilisateurs, celui-ci risque d’être manipulé (principalement si le personnel ressent un inconfort). Des déséquilibres en découleront et ainsi, probablement, qu’un inconfort pour certains bureaux.

Pour éviter cet inconvénient, il faut soit que les bouches ne soient pas déréglables, soit disposer au droit des bouches un élément autoréglable maintenant le débit plus ou moins constant quelque que soit la pression du réseau. Ceci permet maintenir un débit correct dans les locaux, même si un occupant a décidé de boucher sa grille de ventilation.

Photo sur élément autoréglable d'une bouche.

Élément autoréglable maintenant un débit constant malgré la fermeture d’autres bouches.

Ces éléments ont en outre l’avantage de faciliter la mise au point du réseau. Le gain ainsi réalisé en main-d’œuvre compense largement l’investissement.

Propreté des diffuseurs

Malgré les précautions prises pour la filtration de l’air, au bout de plusieurs mois de fonctionnement, il peut se former des traces noires que l’on doit pouvoir nettoyer facilement. De plus, le fonctionnement ne doit pas être compromis si de la poussière se glisse entre les parties mobiles et les parties fixes de l’appareil.

La propreté des diffuseurs est particulièrement importante dans les locaux de soins. Ils doivent donc être de forme aérodynamique pour ne pas présenter d’obstacle pouvant retenir et accumuler les poussières. Leur conception devra aussi faciliter les opérations régulières de nettoyage.

Remarque.

Les plenums de soufflage sont aussi déconseillés car ils rendent le réglage des débits et des pressions plus difficile et peuvent provoquer des refoulements d’air.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Robinetterie

Le mitigeur mécanique de lavabo avec limitation

Coût moyen
85 € (contre 70 pour les mitigeurs mécaniques classiques).

Économie
m³ sur l’année pour une famille de 4 personnes.

Temps de retour
< 1 an.

Fonctionnement
Le réglage de la température se fait de manière classique. Par contre, la manette possède une limitation pour le réglage du débit vers 8 litres/mn (butée ou point dur) qui demande un effort, ou un geste supplémentaire, pour atteindre la pleine ouverture du mitigeur (au moins 12 litres/mn).

Conseils d’utilisation
Pas de remarque particulière.

Normes
EN 817.

Le mitigeur électronique

Coût moyen
180 €.
L’économie reste difficilement appréciable.

Fonctionnement
Une cellule électronique détecte la présence des mains de l’usager et commande l’ouverture du débit. Le réglage en température se fait de manière classique grâce à la manette de commande. Une fois les mains en dehors du champ de détection, l’écoulement est stoppé.

Conseils d’utilisation
Les points faibles de ces robinetteries sont les électro-vannes. Il est donc conseillé de placer des filtres en amont afin de protéger la robinetterie contre les particules qui pourraient nuire à son bon fonctionnement.

Application
Ce type d’équipement est plus approprié aux collectivités ou aux établissements recevant du public.

Normes
Aucune.

L’aérateur

Coût moyen
5 €.

Économie
12 m³ sur l’année pour une famille de 4 personnes.

Temps de retour
< 1 an.

Fonctionnement
L’aérateur standard (sans limiteur de débit) permet l’obtention d’un jet régulier et participe à l’amélioration des caractéristiques acoustiques.
L’adjonction d’un limiteur de débit permet par exemple de réduire le débit lors de la pleine ouverture de la robinetterie à un débit voisin de 6 litres/mn pour certains limiteurs (il existe plusieurs modèles de limiteur avec différents débits associés : 8 litres/mn, …). Le limiteur de débit est constitué d’une pastille qui change de forme suivant la pression qui est exercée par la vitesse de l’écoulement afin de réduire la section de passage pour les débits élevés.

Conseils d’utilisation
Nettoyer régulièrement afin d’éliminer les dépôts calcaires.

Normes
EN 246.

Le réducteur de pression

Coût moyen
30 €.
L’économie reste difficilement appréciable.

Fonctionnement
Le réducteur de pression est composé d’une membrane élastomère sur laquelle vient s’exercer la pression de l’eau et la pression du ressort qui permet le réglage précis de la pression aval (ex.: entre 1,5 et 5,5 bars). La valeur de la pression est alors le résultat de l’équilivre entre les forces exercées sur la membrane.

Conseils d’utilisation
Ne pas installer le réducteur de pression sur un by-pass car l’équilibre des pressions est alors possible en cas de mauvaise étanchéité de la vanne de by-pass.
De plus, son montage sur la seule production d’eau chaude sanitaire est déconseillé car le déséquilibre des pressions qu’il entraîne (entre les réseaux d’eau froide et d’eau chaude) empêche le bon fonctionnement des robinetteries.

Normes
EN 1567.

Le mitigeur mécanique de douche

Coût moyen
50 €.

Économie
2 m³ sur l’année pour une famille de 4 personnes.

Temps de retour
< 1 an.

Fonctionnement
Le réglage de la température et du débit est classiquement obtenu grâce à la manette. Pour ce qui est des robinetteries avec limitation de débit au niveau de la cartouche, un point « dur » ou une butée, délimite deux zones de fonctionnement : une zone économique (de 0 à environ 5 litres/mn), et une zone de confort (jusqu’à environ 12 litres/mn).

Conseils d’utilisation
Eviter la fermeture rapide.

Norme
EN 817.

Le mitigeur thermostatique de douche

Coût moyen
100 €.

Économie
4 m³ sur l’année pour une famille de 4 personnes.

Temps de retour
4 ans.

Fonctionnement
Le thermostatique est équipé d’un réglage en température et d’un réglage en débit. La température est maintenue constante par une action simultanée, indirecte et progressive, sur les deux vannes d’arrivée d’eau froide et d’eau chaude. L’ensemble du système est piloté par un élément de détection de température très sensible (bilame ou cartouche à cire dilatable).

D’autre part, le thermostatique est souvent équipé d’une butée en température qui évite ainsi les risques de brûlure.

Conseils d’utilisation
Veiller à ce que la robinetterie thermostatique soit bien équipée de clapets de non-retour. La mise en place de filtre en amont, voire d’un adoucisseur, est conseillée dans le cas d’une eau entartrante.
Norme
EN 111.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le pare-vapeur pour le plancher des combles

Isoler le plancher des combles, pare-vapeur.

concevoir

Le choix du pare-vapeur se fait comme pour une toiture neuve.

Remarque.

Il est parfois impossible de poser correctement le pare-vapeur. C’est le cas, par exemple, lorsque l’on pose l’isolant entre les gîtes par le haut sans toucher à la finition du plafond. Alors, la sous-toiture et la couverture devront être réalisées à l’aide de matériaux qui permettent de se passer de pare-vapeur et cela en tenant compte de la classe de climat intérieur.

On veillera cependant toujours à vérifier l’étanchéité à l’air de la finition intérieure.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la régulation du chauffage électrique

Il est possible de modifier et d’optimiser
les paramètres de régulation d’un accumulateur électrique.

La régulation de température ambiante

Chaque local chauffé est pourvu d’un thermostat d’ambiance qui enclenche et déclenche la restitution de chaleur et ce en fonction de la température ambiante.

Un faible différentiel

Un thermostat d’ambiance est caractérisé par son différentiel statique (différence en K ou en °C) entre le point d’enclenchement et le point de déclenchement.
Afin de tendre vers un confort optimal, le choix se portera de préférence sur un thermostat d’ambiance dont le différentiel statique ne dépassera pas :

0,3 K pour un thermostat mural,
0,8 K pour un thermostat incorporé à l’appareil.

Cela entraîne une variation de température dans le local au point le plus défavorable (différentiel dynamique) de 2 K maximum.

Un thermostat à restitution progressive

On discerne deux types de thermostats :

les thermostats électromécaniques, à commande « tout ou rien »,
les thermostats électroniques, à commande « tout ou rien » ou à commande de restitution progressive, proportionnelle à la différence entre la consigne affichée et la température ambiante mesurée.

Cette dernière solution (qui correspond à une régulation proportionnelle) est à privilégier, toujours pour diminuer la fluctuation de la température intérieure.

Emplacement du thermostat

Dans le cas d’un thermostat d’ambiance incorporé à l’appareil, l’emplacement du thermostat est automatiquement lié à l’emplacement de l’appareil de production de chaleur.

Il y a lieu de noter que dans le cas où la production de chaleur pour un même local se répartit entre plusieurs appareils, les thermostats incorporés seront mis au maximum, et la température ambiante sera gérée par un seul thermostat d’ambiance mural qui commande tous les appareils simultanément ou par le thermostat d’ambiance d’un des appareils dès lors que la commande des autres appareils en est rendue tributaire (maître/esclave).

Dans le cas d’un thermostat d’ambiance mural, il trouvera son emplacement en suivant les règles ci-après :

sur un mur intérieur,
à une hauteur située entre 1 m 40 et 1 m 50 au-dessus du sol,
éloigné de toute source de chaleur et/ou de froid,
jamais dans un coin du local afin d’éviter de se retrouver dans une couche d’air statique,
hors de la portée des rayons solaires.

A éviter :

La sonde ne peut être soumise à l’ensoleillement.
La sonde ne peut être influencée par une source de chaleur interne (éclairage, …)

La sonde ne peut pas être placée sur un mur extérieur.
La sonde ne peut être placée contre une cheminée.

La sonde ne peut être placée dans un endroit clos, peu influencé par l’air ambiant (dans une niche, derrière une tenture, …)

Raccordement du thermostat

Il y a lieu de suivre pour le raccordement les indications données par le constructeur, tout en observant les recommandations suivantes :

Un thermostat mural, dont le câblage est amené au travers d’un tube encastré, peut voir son fonctionnement perturbé par l’effet cheminée qui pourrait se créer dans ce tube. Il est donc recommandé d’obturer l’extrémité du tube (silicone, mastique ou autre).
La puissance de coupure d’un thermostat d’ambiance est souvent limitée, afin d’éviter l’auto-échauffement et la perte de précision. Il faut dès lors vérifier les caractéristiques du thermostat vis-à-vis de la puissance à commander. Le cas échéant, la puissance sera commandée au travers d’un relais de puissance qui, lui, est commandé par le thermostat.
L’alimentation du thermostat doit être conforme aux prescriptions du constructeur. Certains thermostats nécessitent un raccordement phase et neutre ou deux phases, afin de garantir leur précision.

Choix de la consigne

Afin d’assurer une consommation d’énergie minimale tout en conservant un confort optimal, la consigne du thermostat d’ambiance sera abaissée de 5 K lors d’une non-occupation prolongée du local (pendant plusieurs heures par jour).

Si la non-occupation du local se prolonge pendant plusieurs jours, la consigne du thermostat sera placée sur une valeur entre 10 et 12°C afin d’assurer une protection antigel et d’éviter les phénomènes de condensation.
Cette fonction d’abaissement de température peut être réalisée

en manuel : les abaissements de température sont réalisés par l’utilisateur en modifiant la consigne au thermostat.
en automatique :
- au moyen d’horloges (incorporées dans le thermostat ou centralisées dans le coffret de distribution), à programme journalier ou hebdomadaire,
- au moyen d’éléments de programmation spécifiques,
- ou au travers de systèmes intelligents émanant de la domotique.

Dans tous les cas, un mode d’emploi complet doit être exigé de l’installateur.

Régulation de la résistance d’appoint

Dans le cas de l’accumulation dynamique, le thermostat d’ambiance commande le ventilateur incorporé dans l’accumulateur.

Si l’accumulateur est équipé d’une résistance d’appoint, celle-ci ne pourra fonctionner qu’avec le ventilateur et pour autant que la charge résiduelle dans le noyau accumulateur soit inférieure à 20 à 30 % (protection incorporée dans l’accumulateur en série avec la résistance d’appoint).

Pour rappel : l’enclenchement de la résistance d’appoint est tributaire d’un interrupteur incorporé au thermostat et est visualisé au moyen d’un témoin.

En application trihoraire, les résistances d’appoint sont interdites.

La régulation de charge

Régulation manuelle ou automatique ?

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 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,
dans le cas de l’accumulation par le sol.

Le dispositif automatique de régulation de charge tiendra nécessairement compte :

de la température extérieure,
du niveau de charge résiduelle dans le noyau accumulateur,
du régime horaire et du report de charge vers la fin de la période principale de charge (nuit).

Lorsque la puissance totale est inférieure à 12 kW, le thermostat de charge incorporé à l’accumulateur sera opérationnel en fonction manuelle. Il sera toutefois donné préférence à un dispositif automatique simplifié qui tient compte de la température extérieure et du niveau de charge résiduelle dans le noyau accumulateur.

Eléments constitutifs d’une régulation automatique de charge

En général, une régulation automatique de charge se compose des éléments suivants :

une sonde de mesure de la température extérieure,
un régulateur central,
un interface d’acquisition d’informations de la situation tarifaire,
des éléments de commande d’enclenchement de la puissance en fonction de la charge résiduelle du noyau et du niveau autorisé par le régulateur central (thermostat de charge).

Il est à noter que les thermostats de charge sont incorporés aux accumulateurs. S’il s’agit de chauffage par le sol, ils sont localisés dans le coffret de distribution mais disposent d’une sonde de mesure de charge résiduelle incorporée dans la masse accumulatrice.

Emplacement de la sonde extérieure

S’il n’y a qu’une sonde pour le bâtiment, on la posera sur une façade nord-ouest ou nord-est.
Elle sera placée à une hauteur de 2 m à 2 m 0 au-dessus du niveau du sol ou accessible à partir d’une fenêtre.

A éviter :

La sonde ne peut être soumise à l’ensoleillement direct.
La sonde ne peut être placée contre une cheminée..

La sonde ne peut être placée au dessus d’une fenêtre.
La sonde ne peut être placée au dessus d’une sortie de ventilation.

Remarques.

Les caractéristiques de la sonde extérieure doivent être adaptées à celles du régulateur central.
Le percement du mur extérieur pour le passage du câblage de la sonde sera rendu étanche.

Le régulateur central

Le régulateur central peut être composé d’un ou de plusieurs modules et est généralement incorporé dans le coffret de distribution. Il y a lieu de se conformer aux prescriptions du constructeur en ce qui concerne le câblage et l’emplacement.

Les courbes caractéristiques de fonctionnement sont déterminées comme suit avec les définitions suivantes :

θext	Température extérieure.
θ1	Température de la zone climatique pour laquelle l’installation est dimensionnée.
θc	Température de confort de la pièce principale.
E1	Pour 100 % de charge requise (- 20°C à + 5°C).
E2	Pour 0 % de charge requise (+ 12°C à + 20°C).
E3	Durée après laquelle la charge optimale devrait être réalisée (4 … 9 h).
SEH	Temps d’auto-maintien (= E3 – 1 h).
tF	Durée de la période principale de charge.

		tF	E3	SEH
régime excl. nuit	8 h de charge	8 h	7 h	6 h
	8 h + 1 h de charge	8 h	7 h	6 h
	9 h de charge	9 h	8 h	7 h
régime trihoraire	7 h + 9 h de charge	7 h	6 h	5 h

Remarque.
Si pendant la période délimitée par SEH une interruption de la charge se produit, le régulateur se maintient à la consigne atteinte au début de l’interruption, arrête son cycle de temps, et redémarre dès retour du courant de charge en reprenant au niveau atteint au début de l’interruption.

TU	Durée après laquelle le régulateur passe de la caractéristique nocturne à la caractéristique diurne : TU = E3 + 2 h en exclusif nuit TU = E3 + 1 h en hors-pointes
E22 ou E10	Niveau de départ de la caractéristique diurne (0 – 100 %). Depuis 1995, ce paramètre s’appelle E10.
UMD	Durée du cycle interne du régulateur (normalement 22 h en exclusif nuit et 21 h en hors-pointes).
E4	Temps après lequel la consigne tend vers 0 % de charge. Depuis 1995, E4 indique le niveau de charge au moment UMD (0 – 100 %), par exemple E4 = 20 %.
E1 S	Choix de la caractéristique diurne : E1 S = 0 : la charge diurne est autorisée. E1 S = 1 : la charge diurne est interrompue si la η_ext > E1 (par exemple : + 5°C en hors-pointes).

A. Courbe caractéristique en fonctionnement exclusif de nuit (9 h de charge)
Réglages types.

E1	= η1
E2	= C – 2°C
E3	= tF – 1 h = 8 h
SEH	= E3 – 1 h = 7 h (sur certains régulateurs, limité à 6 h)
E4	= 26 h (ou 20 %)
E1 S	= 0
TU	= E3 + 2 h = 10 h
UMD	= 22 h
E22	= E10 = 85 %

Niveau de charge souhaité du noyau.

Remarque.
Dans le cas où le temps de charge est limité à 8 h, il y a lieu d’adapter certains réglages : E3 = 7 h, SEH = 6 h, TU = 9 h; les autres réglages restant identiques.

B. Courbe caractéristique en fonctionnement trihoraire (7 h + 9 h de charge)

Réglages types :

E1	= C – (ηC – η1) / 2
E2	= C – 2°C
E3	= tF – 1 h = 6 h
SEH	= E3 – 1 h = 5 h
E4	= 30 h (ou 40 %)
E1 S	= 1
TU	= E3 + 1 h = 7 h
UMD	= 21 h
E22	= E10 = 100 %

Situation 1 : η_ext > 5°C (les charges de jour sont interdites).

Niveau de charge souhaité du noyau.

Situation 2 : η_ext < 5°C

Niveau de charge souhaité du noyau.

Information concernant les périodes tarifaires

Le distributeur d’énergie met les contacts nécessaires, libres de potentiel, à disposition :

un contact signale la période principale de charge,
l’autre sert à l’indication des périodes de pointes.

Il y a lieu de se conformer aux prescriptions du constructeur.

Thermostat de charge

Thermostat de charge thermomécanique

Principe de fonctionnement du thermostat de charge thermomécanique.

Le thermostat de charge est incorporé dans chaque accumulateur et veille à ce que le noyau se charge jusqu’à une certaine température. La contenance calorifique du noyau est proportionnelle à la température de celui-ci.

La majorité des thermostats de charge actuellement mis en œuvre sont du type thermomécanique (cf. la représentation ci-dessus). Ils sont actionnés par un signal résultant de la somme des températures du noyau et d’une sonde pilote (charge simulée).

L’élément actif d’un thermostat de charge est un soufflet (5) sensible à la somme des pressions provenant des deux sondes de température et qui enclenche ou déclenche l’alimentation électrique (7) des résistances du noyau (8). La sonde qui représente la charge du noyau (1) est incorporée dans l’isolation du noyau. La sonde pilote (2) est entourée d’une résistance pilote chauffante (3) qui est alimentée par le signal du régulateur de charge.

Le bouton de réglage manuel (6) permet de régler manuellement la charge entre 0 et 100 % dans le cas où l’accumulateur n’est pas piloté par un régulateur de charge. Si l’accumulateur est piloté par un régulateur de charge, le bouton de réglage (6) doit être positionné sur 100 %. Toute modification de cette indexation aura une influence négative sur le niveau de charge demandé par le régulateur.

En présence d’un signal de commande, le thermostat de charge déclenchera à un niveau déterminé de température du noyau. Pour un signal maximal sur la résistance pilote correspond une charge autorisée dans le noyau de 0 %; pour un signal minimal sur la résistance pilote correspond une charge autorisée dans le noyau de 100 %. Tout signal intermédiaire autorise un niveau de charge intermédiaire et proportionnel.

L’accumulateur contient, outre le thermostat de charge, également un thermostat de sécurité (9), afin de limiter la température du noyau à une valeur maximale en cas de défaillance du thermostat de charge.

Le signal pilote provenant du régulateur de charge est habituellement géré dans un mode 80 % ED (signal à modulation par Durée d’Enclenchement (ED)).
Exemple ED = 20 %

Un signal de 2,0 sec (20 % ED) autorise une charge de noyau de 75 %.

Le signal appliqué est basé sur une tension 230 V – 50 Hz. Le signal au sein d’une période de 10 sec est actif pendant maximum 8 s, soit 80 % de la période.
Un signal d’une durée d’enclenchement de 8 sec (80 % ED) simule au niveau de la sonde pilote une charge de 100 % et autorise dès lors une charge de 0 % dans le noyau.
Un signal d’une durée d’enclenchement de 0 sec (0 % ED) simule au niveau de la sonde pilote une charge de 0 % et autorise une charge du noyau de 100 %.

Thermostat de charge électronique

Le principe de fonctionnement est similaire lorsque le thermostat de charge est électronique.
Dans ce cas, la sonde de mesure de la charge du noyau peut être en contact direct avec le noyau (par ex. sonde Pt 100). La sonde pilote disparaît et le signal pilote est pris en compte directement par le comparateur électronique. Ce dispositif électronique permet d’inclure une vérification automatique du bon fonctionnement du régulateur de charge en incluant un signal pilote minimal de 2 %, 0 % ED est signe de défaillance de la régulation de charge. Le comparateur du thermostat de charge pourra dans ce cas avoir un comportement positif c-à-d. absence de signal (0 % ED) provoquant 100 % de charge ou un comportement négatif c-à-d. absence de signal (0 % ED) provoquant le blocage de charge.
Cette dernière solution, la plus récente sur le marché va dans le sens de l’URE et attire immédiatement l’attention de l’utilisateur sur une défaillance du système de régulation.

Régulation de charge pour le chauffage par le sol

Le principe de la régulation pour le chauffage par accumulation par le sol est comparable à la régulation pour les accumulateurs.

Au lieu d’un thermostat de charge incorporé à l’accumulateur, la régulation se compose d’une sonde de chaleur résiduelle incorporée dans la dalle accumulatrice et d’un thermostat ou régulateur de zone connecté directement au régulateur de charge central.

On disposera d’autant d’unités sonde + thermostat correspondant que de zones de température à régler.
Au niveau du régulateur de zone, il est possible d’ajuster la température de la dalle correspondant à 100 % de charge. En général, la température maximum de la dalle sera réglée de 55 à 60°C.

Le régulateur central sera soit un module spécifique pour régulation sol dont le signal de sortie sera en courant continu, soit un régulateur classique pour accumulation combiné à un convertisseur transformant le signal ED en signal DC proportionnel. Afin d’éviter tout dysfonctionnement, on placera dans la zone principale un thermostat de sécurité qui coupera la charge de toutes les zones si la température correspondant à la charge maximale est dépassée.

Les circuits de puissance sont enclenchés/déclenchés par des contacteurs ou relais adéquats qui sont pilotés par les régulateurs de zone.

Ampli de groupe

L’ampli de groupe amplifie le signal ED afin de pouvoir piloter un nombre d’accumulateurs supérieur à celui normalement admis par le régulateur central (voir les spécifications du constructeur).

Il permet aussi d’adapter le signal ED dans une fourchette de – 30 à + 10 %. Cette faculté permet dans le cadre de grands ensembles ou d’immeubles à appartements de corriger le niveau de charge autorisé par le régulateur central pour un groupe d’accumulateurs. On pourra ainsi en installant un ampli de groupe par appartement, corriger le niveau de charge appartement par appartement, afin d’ajuster la régulation à la demande individuelle. Ceci permet de gérer le confort individuel dans chacun des appartements avec un seul régulateur central.

(Source : d’après « Le code de bonne pratique pour la réalisation des installations de chauffage électrique » – Communauté de l’Electricité – CEG).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation d’un système de climatisation « tout air »

Préalable

Nous nous proposons de réaliser le bilan annuel d’une installation de climatisation en « tout air », en prenant l’exemple d’une salle d’opération d’un hôpital. Nous mettons en parallèle un système avec et sans recyclage de l’air intérieur pour effectuer la comparaison des bilans dans les deux cas.

Pour maintenir le confort de l’occupant et la qualité de l’air qu’il respire, il est nécessaire de contrôler d’une part la température et l’humidité ambiantes, pour ce faire, l’analyse se fera sur une année climatique type.

L’année climatique type caractérise le climat qu’il fait dans une région bien particulière (par exemple à Uccle). Les températures et les humidités moyennes sont collectées heure par heure et ce pendant plusieurs années. Chaque point heure donne la température et l’humidité moyenne.

Sur base des points heures climatiques, il est intéressant de déterminer comment réagissent théoriquement les équipements composant un système de climatisation tout air neuf.

D’autre part, dans le cas où un recyclage de l’air est prévu, il sera également nécessaire de contrôler les débits d’air neuf et les taux de renouvellement.

Un savant dosage entre :

un débit d’air neuf minimum afin de respecter les règlements et normes en vigueur sur la qualité de l’air respirable;

un taux de brassage du volume ambiant minimum afin de répondre à une qualité particulaire et bactériologique de l’air à atteindre (suivant l’activité exercée dans la zone considérée);

et un recyclage maximum de l’air extrait afin de mélanger cet air avec l’air neuf au point le plus proche possible des conditions d’ambiance interne. Un recyclage théorique de 100 %, sans déperdition ni apport, n’entraînerait aucune consommation de la part du système de climatisation;

permettrait de réduire les consommations de manière draconienne.

Apports internes, externes et les déperditions

1. Chaleur sensible

Les apports internes

Ils sont de deux ordres, à savoir :

liés à l’activité humaine (chaleur du corps des occupants);
et à la chaleur dégagée par les équipements médicaux et de bureautique.

Les apports externes

Ils dépendent de la qualité (isolation) et la mise en œuvre des matériaux constituants l’enveloppe de la zone considérée en période chaude.

Les déperditions

Elles dépendent de la qualité (isolation) et la mise en œuvre des matériaux constituants l’enveloppe de la zone considérée en période froide.

Bilan

Il est nécessaire de tenir compte de ces apports et déperditions afin de règler la température de soufflage qui est fonction :

du taux de renouvellement exprimé en [volume/h];
le volume de la salle en [m³];
de la capacité thermique volumique de l’air ρc = 0,34 [Wh/m³K];
de la température ambiante désirée pendant l’opération;
du bilan des apports et des pertes.

La température de soufflage est exprimée par :

T°_soufflage = T°_ambiante– Bilan / (q_vx c x volume x taux de renouvellement) [°C]

Exemple.

Soit :

un apport interne de 3 kW et des déperditions et apports externes négligeables (courant dans les salles d’opération par exemple);
une température fixée à 20°C;
un taux de renouvellement de 30 vol/h;
un volume de local de 150 m³;

On détermine la température de soufflage :

T°_soufflage = 20 – 3 000 / (0.34 x 30 x 150)

soit T°_soufflage = 18° C

2. Chaleur latente

En considérant que dans les hôpitaux les occupants sont très nombreux, il est intéressant d’évaluer l’apport d’eau dans l’air par transpiration et par conséquent de déterminer la valeur de la chaleur latente de vaporisation.

Exemple.

Soit :

un apport d’eau de 80 g_eau /h par personne;
la salle d’opération est occupée par 10 personnes;
le débit de ventilation est de 4 500 m³/h en tout air neuf .

pour un débit de 4 500 m³/h, l’apport dans la salle est de l’ordre de:

Apport d’eau = apport par personne x nombre de personne / q_vx ρ [kWh/an]

Apport d’eau = 80 [g_eau / h] x 10 / (4 500 [m³/h] x 1.2 [kg/m³_air])

= 0,15 g_eau / kg_air

ou,

La chaleur de vaporisation/condensation étant de 2 500 kJ/kg environ, la correspondance est donnée par :

800 [g/h] x 2 500 [J/g] / 3 600 [s/h] = 555 [Watts]

À titre de comparaison, en une heure suivant le graphique ci-dessous, la batterie froide déshumidifie l’air extérieur de 9 [g_eau /kg_air]

Soit 9 [g_eau /kg_air] x 1.2 [kg/m³] x 4 500 [m³/h] x 2 500 [J/g] / 3 600 [s/h]

= 33 750 [Watts]

En conclusion, on devra légèrement déshumidifier plus pour tenir compte des apports d’eau interne. Mais quand on compare les puissances en présence, il ne sera pas nécessaire de surdimensionner la batterie froide pour englober les apports d’eau dans la déshumidification de l’air extérieur surtout à des débits aussi importants.

3. Profil d’occupation

Au niveau d’une salle d’opération, il est intéressant de se pencher sur son profil d’occupation sachant qu’en période :

D’occupation, il est nécessaire de respecter les débits définis afin de respecter la classe de propreté particulaire et bactérienne et les débits hygiéniques de confort des utilisateurs.

D’inoccupation et en considérant qu’il n’y a peu ou plus de source de contamination, on se contente de maintenir une surpression afin de conserver aussi la classe de propreté mais avec des débits réduits au minimum.

Pourquoi différentier les deux modes d’occupation ?
Tout simplement pour :

montrer l’importance dans les bilans énergétique et économique de réduire les débits en période d’inoccupation;
de tenir compte de l’absence d’apport interne quand la zone est inactive.

Lundi		Mardi		Mercredi		Jeudi		Vendredi		Samedi		Dimanche
8-18	18-8	8-18	18-8	8-18	18-8	8-18	18-8	8-18	18-8	8-18	18-8	8-18	18-8

avec les débits d’air neuf suivants :

	4 500 m³/h
	900 m³/h

Tout air neuf ou air recyclé ?

Le traitement de l’air est variable au cours de l’année suivant les conditions climatiques extérieures mais également intérieures si un recyclage est présent. La maîtrise des débits dans un système de recyclage est déterminante des consommations des équipements.

On analyse quelques cas de figure théoriques :

Les graphes des cas traités ci-dessous représentent 5 zones distinctes divisant la représentation de l’ensemble des binômes température-humidité extérieurs heure par heure au cours d’une année climatique type (sans canicule et froid sibérien). Pour amener l’air extérieur à une température de soufflage fixe, pour les différents points il est nécessaire de :

	Préchauffer et d’humidifier
	Préchauffer
	Refroidir, déshumidifier et post-chauffer
	Refroidir et déshumidifier sans post-chauffer
	Refroidir et humidifier

Au niveau énergétique, le choix du recyclage dans les zones de l’hôpital où les débits mis en présence sont importants saute aux yeux. C’est nettement moins évident au niveau de la garantie de la classe de qualité particulaire et bactérienne. Pourtant, l’expérience montre que ce concept, pour autant qu’il soit parfaitement maîtrisé en terme de maintenance et de monitoring, offre cette garantie. Les rapports des analyses particulaires et bactériennes placent les systèmes à recyclage avec filtration absolue terminale dans des meilleures classes.

Analyse des effets du recyclage

Sur le diagramme de l’air humide ci-dessus, le point M représente l’équilibre du mélange de l’air recyclé et de l’air neuf. Ce point se « ballade » sur la droite reliant les points d’ambiance et extérieure. Son emplacement sur cette droite est fonction du rapport des masses d’air mises en présence au point de mélange suivant les lois :

T_M = (T_E x q_{air neuf} + T_A x q_recyclé)/(q_{air neuf} + q_air _recyclé) [°C]

X_M = (X_E x q_{air neuf} + X_A x q_recyclé)/(q_{air neuf} + q_{air recyclé}) [g_eau / kg_air]

Cas SANS recyclage de l’air intérieur : débit de 4500 m³/h d’air neuf

En période chaude, il est nécessaire de refroidir l’air extérieur, de le déshumidifier et dans certains cas de le post-chauffer; il y a donc destruction de l’énergie,

En période froide, il est nécessaire de le chauffer et de l’humidifier.

Partons des points-heures représentatifs d’une année climatique type dans un diagramme de l’air humide. En d’autres termes, chaque point ( 8 760 points de l’année) représentera une heure pendant laquelle la température et l’humidité sont précisées.

La densité et la surface qu’occupent les nuages de points de couleurs différentes traduisent l’importance des périodes pendant lesquelles il est nécessaire de climatiser l’air extérieur pour l’amener aux conditions d’ambiance de la salle d’opération.

Pour un fonctionnement en « tout air neuf », on voit tout de suite qu’il y a beaucoup de périodes où :

il faut chauffer et humidifier,
il faut refroidir, déshumidifier et post-chauffer.

Cas AVEC recyclage de l’air intérieur : débit de 900 m³/h d’air neuf et débit de recyclage de 3 600 m³/h

Le diagramme de l’air humide suivant traduit les résultats obtenus où l’on observe la concentration de plus en plus importante des points de mélange à l’entrée de la centrale de traitement d’air. La valeur de 900 m³/h n’est pas choisie par hasard! En effet, dans la pratique on considère que le taux d’air neuf minimum doit être de l’ordre de 20 %. La norme suisse SWKI (1987) préconise, quant à elle, un débit d’air neuf de 80 m³/h.personne; soit si on considère 10 personnes maximum par salle (comme vu dans certains cahiers des charges de bureaux d’étude spécialisés), on obtient 800 m³/h de débit d’air neuf.

Dans la figure ci-dessus, les valeurs de débit d’air neuf (900 m³/h) et de débit de recyclage sont choisis sur base de la bonne pratique où on limite le taux de recyclage à 80 %. En fonction de la valeur qu’indiquerait une sonde de qualité d’air (sonde CO₂ ou sonde COV), on pourrait augmenter le taux de recyclage jusqu’à atteindre un apport d’air neuf minimum permis par les réglementations ou normes en vigueur (soit 80 m³/h.personne ou 800 m³/h si l’on prend un maximum de 10 personnes).

On voit tout de suite l’intérêt du recyclage. En effet, Plus le recyclage est important plus le point de mélange se rapproche du point d’ambiance; en d’autres termes, si le recyclage était de 100 %, il n’y aurait qu’un léger appoint de froid à donner pour compenser les apports internes (pour rappel, dans ce cas-ci, les déperditions sont négligeables).

Dans le graphe ci-dessus, suite au mélange entre air recyclé et air neuf, on voit tout de suite que les périodes où il faut :

chauffer et humidifier sont réduites à peu de chose,
déshumidifier et post-chauffer deviennent négligeable.

Par exemple, si la zone à climatiser est en demande de refroidissement et que l’air extérieur est plus frais, il est utile de mélanger l’air recyclé avec l’air neuf pour obtenir la bonne température de soufflage dans la zone.

L’efficacité de ce système est aussi dû au fait que le recyclage partiel de l’air extrait permet de valoriser aussi bien l’énergie sensible que l’énergie latente (chaleur et humidité).

Bilan énergétique

Il s’agit ici d’estimer les consommations de chauffage, d’humidification, de refroidissement et de déshumidification de l’air d’une salle d’opération en fonction des débits d’air neuf et de recyclage en assurant toujours un taux de renouvellement optimal dans la salle en période d’occupation et minimum en période d’inoccupation afin de maintenir une surpression minimum nécessaire.

Soit un système de climatisation « à recyclage » de salle d’opération où l’on prend en compte un certain nombre de données et d’hypothèses.

Données

une salle de taille normale de 150 m³ (50 m² au sol);
avec un taux de renouvellement de 30 (classe ISO 7), soit un débit de 4500 m³/h;
en Belgique, le RGPT impose une évacuation des gaz anesthésiants par une aspiration murale spécifique branchée directement au respirateur patient. Ce qui veut dire, qu’en gros, l’apport d’air neuf est lié à l’activité humaine et non à la dilution des polluants anesthésiques;
une température d’ambiance de 20° C;
le bloc opératoire travaille uniquement les jours ouvrables (5 jours/sem) et de 8h00 à 18h00. En dehors des heures, on considère que les débits sont réduits;
les apports internes sont de l’ordre de 3 kW (personnes, luminaires, monitoring, …) en période d’occupation et nul en période d’inoccupation;
le COP de la machine frigorifique utilisée dans l’hôpital est de 2.5;
le prix du kWh électrique est de 16 c€;
le prix du kWh thermique est de 6,22 c€;
un hôpital moyen en Belgique de 200 lits comporte de l’ordre de 4 salles d’opération;
la consommation électrique moyenne d’un hôpital de 200 lits est de l’ordre de 1,9 GWh/an;
la consommation thermique moyenne du même hôpital est de l’ordre de 3.5 GWh/an.

Hypothèses

on considère que la salle est au milieu du bloc opératoire et qu’elle est sans fenêtre. Vu que:
- on prévoit des sas d’entrée et de sortie et des portes commandées automatiquement;
- on renforce l’isolation des parois (panneau sandwich, par exemple);
- les locaux directement adjacents sont à la même température que la salle;
par conséquent, les déperditions à travers des parois en hiver et les apports externes en été sont négligeables.

sans vouloir faire de jaloux, on se base sur les données climatiques d’ Uccle pour une année type (sans tenir compte de la canicule par exemple ou d’un froid sibérien).
les consommations électriques des ventilateurs sont équivalentes dans les cas traités; ce qui veut dire qu’elles n’interviennent pas dans la comparaison des bilans énergétiques.
les apports internes sont constants.

Cas où il n’y a pas de recyclage

Avec un débit en « tout air neuf » de :

4 500 m³/h en période d’occupation;
900 m³/h (20 %) en période d’inoccupation.

Calculs

Pour déterminer les consommations en « tout air neuf » introduisez dans le tableau des données un débit d’air neuf

de 4500 m³/h sur les 4 500 m³/h désirés dans la salle;
de 900 m³/h

Cas où il y a un recyclage

Avec :

3 600 m³/h d’air recyclé et 900 m³/h d’air neuf en période d’occupation;
900 m³/h (20 % du débit nominal) d’air 100 % recyclé en période d’inoccupation.

Calculs

Pour déterminer les consommations en « tout air neuf » introduisez dans le tableau des données un débit d’air neuf:

de 900 m³/h sur les 4 500 m³/h désirés dans la salle en période d’occupation;
de 900 m³/h sur les 900 m³/h en période d’inoccupation.

Le résultat des calculs donne :

Besoin	Sur 4500 m³/h
Besoin	AVEC recyclage : 900 m³/h d’air neuf et 3600 m³/h d’air recyclé en période d’occupation 900 m³/h d’air 100 % recyclé en période d’inoccupation				SANS recyclage : 4500 m³/h de « tout air neuf » en période d’occupation 900 m³/h d’air neuf en période d’inoccupation
Besoin énergétique électrique (kWh/an)
	Jour	Nuit	WE	Total	Jour	Nuit	WE	Total
Refroidissement et déshumidification	7 019	0	0	7 019	13 959	3 121	2 333	19 413
Humidification	3 152	0	0	3 152	15 440	4 476	3 028	22 944
Total	10 171	0	0	10 171	29 399	7 597	5 361	42 357
Besoin énergétique thermique (kWh/an)
Chauffage et post-chauffe	4 941	0	0	4 941	36 014	14 288	9 203	59 505

Et traduit sous forme graphique et regroupé par type d’énergie:

Énergies mises en jeu lors de la climatisation « tout air » de la salle d’opération.

Le résultat est édifiant car on divise les consommations par 6 lorsque l’on recycle l’air intérieur. Il est certain que l’approche est fortement simplifiée en période d’inoccupation. En effet, on n’a pas tenu compte des déperditions qui, même si elles sont minimes, augmentent :

le travail de la batterie froide en période chaude (apports dus à l’inertie du bâtiment qui risquent d’être transférés de l’extérieur vers l’intérieur de la salle à travers les parois);

le travail de la batterie chaude en période froide (déperditions de l’intérieur vers l’extérieur de la salle au travers des parois et des grilles de fuite contrôlée.

Le résultat final en période d’inoccupation n’est donc pas nul mais faible.

Remarque.
En recyclage les fuites contrôlées entre la zone à risque et les locaux adjacents est primordiales afin de toujours maintenir une surpression dans cette zone par rapport au « monde extérieur » et donc de garantir la classe de propreté désirée.

Bilan économique

Comme précédemment, on considère les coûts liés aux consommations électriques d’une part et thermiques d’autre part.

Consommations électriques

Le tableau des coûts énergétiques électriques donne :

Besoins électriques	Sur 4 500 m³/h
Besoins électriques	AVEC recyclage : 900 m³/h d’air neuf et 3600 m³/h d’air recyclé en période d’occupation 900 m³/h d’air 100 % recyclé en période d’inoccupation	SANS recyclage : 4500 m³/h de « tout air neuf » en période d’occupation 900 m³/h d’air neuf en période d’inoccupation
	Coûts [€/an]	Coûts [€/an]
Refroidissement et déshumidification [kWh/an] / COP * 0.16 [€/kWh] * 4 salles	1 796	4 969
Humidification [kWh/an] * 0.11 [€/kWh] * 4 salles	2 017	14 685
Total pour les 4 salles	3 813	19 654

Consommations thermiques

Le tableau des coûts énergétiques thermiques donne :

Besoins électriques	Sur 4 500 m³/h
Besoins électriques	AVEC recyclage : 900 m³/h d’air neuf et 3600 m³/h d’air recyclé en période d’occupation 900 m³/h d’air 100 % recyclé en période d’inoccupation	SANS recyclage : 4500 m³/h de « tout air neuf » en période d’occupation 900 m³/h d’air neuf en période d’inoccupation
	Coûts [€/an]	Coûts [€/an]
*Chauffage et post-chauffe [kWh/an] / 0.8 0.0325 € * 4 salles**	1 537	18 507

Synthèse

Sous forme graphique, on retrouve la comparaison des coûts des consommations énergétiques :

Comparaison des coûts des consommations d’énergie « tout air neuf / air recyclé ».

Conclusions

Synthèse : recyclage ou pas recyclage ?

En final, on obtient les résultats suivants pour 4 salles d’opération :

Bilan	Sur 4 500 m³/h		Économies
Bilan	AVEC recyclage : 900 m³/h d’air neuf et 3600 m³/h d’air recyclé en période d’occupation 900 m³/h d’air 100 % recyclé en période d’inoccupation	SANS recyclage : 4500 m³/h de « tout air neuf » en période d’occupation 900 m³/h d’air neuf en période d’inoccupation	Économies
Besoin énergétique électrique	40 684 kWh/an	169 428 kWh/an	128 744 kWh/an
Besoin énergétique thermique	19 764 kWh/an	238 020 kWh/an	218 256 kWh/an
Consommation électrique	3 813 €/an	19 654 €/an	15 841 €/an
Consommation thermique	1 537 €/an	18 507 €/an	16 970 €/an
Total	5 350 €/an	38 161 €/an	32 811 €/an
Hôpital	469 454 €/an	469 454 €/an
Ratio	1,1 %	8,1 %

Le tableau de synthèse ci-dessus montre l’intérêt d’optimiser le débit de recyclage en permanence puisqu’on peut diviser les consommations par 6,5.

Le budget de fonctionnement énergétique des salles d’opération est, quant à lui, divisé par 7, et passe de 38 161 Euros/an à 5 350 Euros/an.

Un fonctionnement en tout air neuf est donc économiquement à éviter, même avec des systèmes de récupération de chaleur !

Et l’hygiène dans tout ça ?

Quantité minimale d’air neuf à apporter

Il est difficile de savoir quelle valeur de référence prendre sachant qu’en Belgique :

Le RGPT impose l’évacuation des gaz d’anesthésie par une prise d’extraction directe sur le circuit patient du respirateur (ce qui réduit la quantité d’air neuf à apporter et d’air vicié à extraire).

Le RGPT et la réglementation wallonne demandent un apport d’air neuf de 30 m³/h.pers.

Les normes relatives à l’apport d’air neuf dans les locaux à risque de contamination, et notamment dans les salles d’opération, varient en fonction des pays. Il est difficile de nous prononcer pour l’une ou l’autre des prescriptions. Il semble cependant que les normes allemandes DIN 1946/4, suisse SWKI (1987) et française NF S90-351 soient souvent reconnues comme les plus adéquates. La norme suisse est souvent citée comme référence en matière d’apport d’air neuf (80 m³/h.pers) par les professionnels.

Le « tout air neuf » ne garantit-il pas une meilleure qualité hygiénique ?

Ce sujet est très controversé et chacun peut avoir sa propre opinion. Il est quand même nécessaire de considérer ce qui suit :

La qualité particulaire et bactérienne de l’air est essentiellement fonction de la classe des filtres.

L’expérience montre que le recyclage, pour autant que la maintenance s’exécute dans les règles de l’art, permet d’obtenir des qualités de filtration supérieures à celles obtenues avec du « tout air neuf » (d’après l’expérience de certains responsables techniques d’hôpitaux);

Il faut quand même rester prudent avec cette dernière affirmation. Effectivement, si le patient est non infecté, on recycle de l’air plus stérile que l’air extérieur mais par contre si le patient est infecté, l’air recyclé risque d’être contaminé (d’où la recommandation de passer en mode « tout air neuf » en cas d’activité contaminante à l’intérieur de la zone).

À l’heure actuelle, la France, l’Allemagne, les États- Unis, la Suisse et l’Italie admettent le recyclage (il n’y a pas de norme officielle en Belgique).

Dans la norme NF S90-351, les systèmes de traitement d’air avec recyclage sont décrits avec des restrictions bien particulières comme :

Le volume d’air extrait d’une salle ou zone contrôlée doit être réinjecté dans la même salle ou zone afin d’éviter les biocontaminations croisées.

Le réseau de recyclage et l’environnement doit être protégé par un dispositif de filtration au niveau des grilles d’extraction de la salle ou de la zone.

Celle-ci conduit en général à régler la différence entre l’air neuf hygiénique ou de sécurité souhaité, et le taux de brassage minimum nécessaire à l’épuration de l’air ambiant par :

un recyclage partiel de l’air extrait,
sa filtration,
et son mélange avec de l’air neuf.

Dans les locaux à haute protection, on préfère ainsi la mise en œuvre de « recycleurs » individuels, telles que les armoires climatiques, afin d’éviter les contaminations croisées et les pertes énergétiques importantes.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer l’étanchéité d’un bâtiment

La mesure de pressurisation – Taux de ventilation à 50 Pa

En Belgique, les règles pour obtenir un essai de pressurisation de qualité et conforme sont décrites par la STS-P 71-3 : Étanchéité à l’air des bâtiments, Essai de pressurisation qui est publiée par le SPF Économie, P.M.E., Classes moyennes et Énergie.

La mesure de pressurisation consiste à mesurer le débit d’air qui s’infiltre à travers les différentes ruptures d’étanchéité des parois du bâtiment (mauvaise jonction des isolants, prises électriques, jonction mur/menuiserie, …). Cette mesure est en passe de devenir essentiel, en effet les bâtiments sont de plus en plus efficaces énergétiquement et la part des coûts énergétiques due aux pertes par étanchéité à l’air des parois est proportionnellement plus importante.

Pour la mesure de pressurisation, on remplace une ou plusieurs des portes extérieures par un panneau comportant un ou plusieurs ventilateurs. On ouvre ensuite toutes les portes et fenêtres intérieures et on referme toutes les portes et fenêtres extérieurs.

Le local est alors mis en surpression ou dépression par injection ou aspiration de l’air dans le bâtiment.
En pratique, le débit du ventilateur (Q) est réglé de façon à établir une différence de pression entre l’intérieur et l’extérieur de 50 Pa.

Le résultat d’une mesure de pressurisation est caractérisé par la valeur n50 :

n₅₀ = Q₅₀/V

avec,

n50 = le renouvellement d’air pour une différence de pression de 50 Pa (1/h),
Q₅₀ = le débit d’air (m³/h) insufflé par le ventilateur pour une différence de pression de 50 Pa,
V = le volume du bâtiment (m³).

Taux de ventilation saisonnier moyen

Étant donné qu’une différence de pressions de 50 Pa sur un élément de façade ne se produit que par vent très fort, la valeur n₅₀ n’a pas directement de signification pratique. Le taux de ventilation réel d’un bâtiment est une fonction complexe de l’étanchéité à l’air globale, de la localisation des fuites et des conditions climatiques (vitesse et direction du vent, écart de températures entre l’ambiance intérieure et extérieure, … ).
En fait, on peut admettre la règle approximative suivante : le taux de ventilation saisonnier moyen de base s’élève à environ 1/20 du taux de ventilation n₅₀ mesuré. Cette proportion peut varier entre 1/10 et 1/30 suivant le cas.

Autre mesure

Il existe une seconde méthode pour mesurer l’étanchéité à l’air globale d’un bâtiment : la méthode du gaz traceur. Cette mesure permet de déterminer le débit de ventilation dans les conditions climatiques régnant au moment de la mesure (vent, température).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Comportement au feu des matériaux

La classification

La réaction au feu d’un matériau de construction est l’ensemble de ses propriétés considérées en relation avec la naissance et le développement d’un incendie.

La norme française NF P92-501, la norme britannique BS 476 part 7, et la norme néerlandaise NEN 6067 décrivent des catégories décrivent des méthodes d’essai qui permettent de répartir les matériaux en catégories en fonction soit de leur sensibilité sous l’influence d’une source de chaleur (NF), soit de leur faculté à propager les flammes lorsqu’ils sont en position horizontale (BS et EN).

Les prescriptions

Le maître de l’ouvrage a toujours intérêt à prendre un maximum de précautions contre les risques d’incendie.

Dans certains cas, ces précautions sont obligatoires.

Les normes de base en matière de prévention contre l’incendie, auxquelles les bâtiments nouveaux doivent satisfaire depuis le 01 janvier 1998 sont l’A.R. du 07.07.1994, modifié par l’A.R. du 19.12.1997.

Elles ne concernent cependant pas les maisons unifamiliales, les bâtiments de moins de trois niveaux ayant une superficie totale inférieure ou égale à 100 m² et les bâtiments industriels.

Les bâtiments sont répartis en 3 catégories en fonction de la hauteur h entre le niveau fini du plancher de l’étage le plus élevé et le niveau le plus bas de la voirie entourant le bâtiment. Une toiture comprenant exclusivement des locaux techniques n’intervient pas dans le calcul de la hauteur.

Bâtiment élevé	h > 25 m
Bâtiment moyen	10 m < ou = h < ou = 25 m
Bâtiment Bas	h < 10 m

En ce qui concerne les bâtiments annexes (construction, auvent, encorbellement, avancée de toiture, …), si des façades vitrées les dominent, les matériaux superficiels de la couverture sont de classe A1 sur une distance d’au moins 8 m pour les bâtiments élevés et d’au moins 6 m pour les bâtiments moyens et bas.

Certains bâtiments ne sont soumis à aucune exigence.

Il s’agit :

des maisons unifamiliales ;
des bâtiments de moins de 100 m² comptant maximum deux étages ;
des bâtiments industriels ;
des travaux d’entretien.

Les membranes bitumineuses

Le comportement au feu des membranes bitumineuses est peu satisfaisant et varie suivant les produits.
Il dépend :

- de la présence ou non d’une protection en paillettes d’ardoise ;
- de la combustibilité spécifique de l’armature en polyester ;
- du pourcentage de charges minérales ;
- du type de bitume utilisé ;
- du comportement des liants à température élevée.

Aussi, pour améliorer le comportement au feu des membranes bitumineuses, des minéraux et des produits chimiques ont été mélangés au liant et les armatures ont été modifiées.

On a ainsi obtenu des membranes dites « ANTI-FEU« .

Les membranes synthétiques

On remarque que parmi les 13 sortes de membranes synthétiques reprises dans la NIT 151 du CSTC, seules quatre bénéficient d’un agrément technique ATG : PVC, EPDM, CPE et PIB. Parmi celles-ci, deux seulement sont utilisées de manière significative, un plastomère :

le PVC (12 % du marché belge), et un élastomère : l’EPDM (8 % du marché belge).

L’EPDM a un comportement peu satisfaisant au feu. Il existe cependant une qualité auto-extinguible (NO-FLAM) qui est un mélange d’élastomère avec des retardateurs de flammes.

Le PVC a un comportement satisfaisant au feu.

Les supports

Extrait de la NIT 215 du CSTC.

Si le feu provient de l’intérieur, c’est avant tout la résistance au feu du plancher de toiture qui est déterminante. Dans le cas d’une épaisse chape de béton, l’inflammabilité éventuelle des matériaux de toiture n’exerce que peu d’influence, voire aucune, sur l’évolution de l’incendie, sauf au droit des percements de toiture comme les coupoles et les évacuations d’air.

En présence de planchers de toiture en bois et en métal, l’inflammabilité de l’écran pare-vapeur, de l’isolation et de leurs adhésifs joue un rôle important. Il est préconisé, dans ce cas d’utiliser des matériaux ignifuges pour réaliser la finition du plafond.

Par ailleurs, la présence, sur des planchers de toiture à joints ouverts, de bitume fondu ou d’un isolant fondu peut occasionner une propagation rapide de l’incendie, celui-ci pouvant même gagner les autres bâtiments.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer les bénéfices d’une rénovation

Notion de rentabilité financière

Le sujet qui risque de fâcher plus d’une personne ! La notion de rentabilité financière est aléatoire en fonction de l’activité des occupants du bâtiment considéré et des coûts des consommations électriques qui sont très volatils. En effet, elle diverge selon que le bâtiment abrite un commerçant franchisé ou une administration par exemple :

Le commerçant va tabler sur son espérance de vie qui est de l’ordre de 2-3 ans (dur dur !). C’est du moins la manière de calculer d’un certain nombre de commerçants franchisés pour réaliser un investissement rentable dans l’énergie. Réflexion que l’on entend souvent : « Si le temps de retour simple sur investissement dans l’énergie n’est pas inférieur à 2-3 ans, je ne me lance pas dans l’aventure ! ». Le problème est que les investissements procurant une rentabilité de cet ordre sont assez rares dans le domaine de l’énergie, surtout aux prix pratiqués par les fournisseurs d’énergie. Bref, il faut surtout avoir la foi. De plus l’énergie n’est pas encore assez chère pour motiver les indécis !

L’administration communale, par exemple, va plutôt tabler sur une rentabilisation de l’investissement sur la durée de vie de l’équipement.

La rentabilité est donc vraiment une notion perçue de manière très différente par les acteurs du secteur tertiaire. Bien conscient que ce discours pourrait être pris comme une vision utopiste d’un « doux rêveur », il faut, malgré tout, privilégier les investissements qui offrent des rentabilités les plus courtes possible, d’accord, mais sans viser impérativement des valeurs extrêmes qui éliminent tout espoir d’investir dans l’énergie. Il faut, actuellement tenir compte aussi tant pour les commerces que pour les institutions non marchandes de la notion d’image verte qui devient importante en termes de marketing.

Diminution des consommations électriques

Calculs

Pour évaluer le budget maximum à allouer à une rénovation, tout en garantissant un temps de retour correct.

(Dans ce programme, il vous sera demandé d’insérer le prix que vous payez par kWh électrique consommé. Si vous ne le connaissez pas, vous pouvez l’estimer grâce aux informations reprises dans la théorie « coût moyen du kWh électrique économisé« ).

Amélioration du confort et de la sécurité

La rénovation peut avoir comme objectif l’amélioration du confort visuel de l’esthétique d’un lieu voire même de la sécurité des usagers.

Dans ces cas, le projet peut ne pas être énergétiquement rentable. Par exemple, en cas de niveaux d’éclairement actuel insuffisant (c’est souvent le cas dans des classes ou l’on retrouve régulièrement 200 lux au lieu de 400), il faudra alors essayer, grâce à des technologies performantes (nouvelles lampes, nouveaux optiques, …), d’atteindre ces objectifs sans consommation supplémentaire.

Diminution des frais d’entretien et de climatisation

Les frais d’entretien diminuent grâce à

Une diminution du nombre de lampes installées.
Une augmentation de la durée de vie des lampes.

Notons aussi que, l’utilisation de ballasts électroniques permet de doubler la durée de vie des lampes fluorescentes.

Pour les bâtiments climatisés, une dissipation de chaleur plus faible des luminaires permet des économies supplémentaires sur les frais de climatisation : on estime qu’une puissance excédentaire en éclairage de 1 kW entraîne, pour chaque heure d’utilisation, une surconsommation de :

1 kWh + 0,2 kWh + 0,4 kWh = 1,6 kWh

(lampe + ballast + climatisation = surconsommation électrique).

Diminution des rejets polluants

Du point de vue environnemental, le relighting réduit fortement les rejets de gaz polluants (CO₂, NO_x, …). lors de la production d’électricité.

Exemple.

Dans une classe de 7 m x 8 m dont le niveau d’éclairement est suffisant (temps d’occupation de 1 000 h/an), le remplacement de luminaires à diffuseur opalin par des luminaires haut rendement permet de diminuer les rejets annuels

de CO₂ de près de 129 kg,
de SO₂ de 0,3 kg,
de NOx de 1 kg

De plus, les nouvelles lampes à fluorescence contiennent 5 fois moins de mercure que les anciennes (3 mg au lieu de 15 mg).

Les lampes à fluorescence récentes contiennent 5 fois moins de mercure que les anciennes (3 mg au lieu de 15 mg).

Les LEDs sont quant à elles exemptes de mercure mais nécessitent l’utilisation de terres rares.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Impositions du RGPT en matière d’éclairage

Art.60.

[Dans les locaux où la nature du travail l’exige, l’éclairage artificiel comprend une installation d’éclairage général destinée à uniformiser la lumière dans toute l’étendue du local, ainsi qu’à éviter les ombres dangereuses ou gênantes.]
[…]
Si son intensité n’est pas suffisante pour l’accomplissement aisé des travaux, il sera complété par un système d’éclairage local.

[Toutefois lorsque le travail nécessite, à l’endroit où il s’effectue, un éclairement d’une valeur supérieure à 200 lux, celle-ci pourra être obtenue au moyen d’un éclairage artificiel local complémentaire, à la condition qu’à elle seule, l’installation d’éclairage général susdite assure dans tous les cas, au même endroit un éclairement minimum de 200 lux.]

Art.61.

Dès la tombée du jour, les cours, hangars et chantiers en plein air, seront pourvus d’un éclairage artificiel d’une intensité suffisante pendant tout le temps où les travailleurs sont appelés à y travailler ou y circuler.

[L’éclairage artificiel doit avoir des caractéristiques spectrales telles qu’il ne modifie pas les couleurs des signaux de sécurité.]

Art.62.

[Le tableau ci-après indique, pour les différents lieux, travaux et appareils, la valeur minimum, exprimée en lux, que doit atteindre l’éclairement, sauf le cas des opérations visées à l’article 59, alinéa 1.
Cet éclairement est celui du plan de travail ou, si celui-ci ne peut être nettement défini, d’un plan horizontal situé à 0,85 m au-dessus du sol.
Toutefois, dans les lieux visés aux littéras a), b) et c) du tableau ci-après, cet éclairement est celui, mesuré au niveau du sol, du plan perpendiculaire au flux lumineux.

a) 2 lux :
Gares de triage, des chemins de fer, aux endroits où le personnel est appelé à circuler, à l’exception des chantiers de triage proprement dits.

b) 10 lux :
Chantiers de triage proprement dits des gares de chemins de fer, c’est-à-dire chantiers allant de la bosse de triage incluse jusque et y compris les derniers aiguillages de dispersion. Cours et passages extérieurs.

c) 20 lux :
Lieux suivants, situés à l’extérieur des bâtiments: postes de transformation électrique, quais de chargement ou de déchargement en inactivité ainsi que tous autres endroits analogues.

d) 50 lux :
Lieux suivants situés à l’intérieur des bâtiments : passages autres que ceux se trouvant dans les grands magasins de vente, couloirs, escaliers, entrepôts, dépôts et magasins de matériaux bruts ou volumineux, garages ainsi que tous autres endroits analogues. Chambres froides.
Travaux ne nécessitant aucune perception des détails: manutention de matières grossières (charbon, cendres, etc.), triage Sommaire, broyage de produits argileux, travaux grossiers ou de gros œuvre dans les chantiers navals et de génie civil ainsi que tous autres travaux analogues.

e) 100 lux :
Travaux ne nécessitant qu’une perception légère des détails: fabrication de produits semi-finis de fer ou d’acier, travaux grossiers d’assemblage, mouture de grains, déballage, triage et cardage de la laine ainsi que tous autres travaux analogues.
Salles de machines, chaufferies, ascenseurs et monte-charge, services d’emballage, locaux de réception ou d’expédition de marchandises, quais de chargement ou de déchargement en activité, dépôts et magasins de matériaux moyens ou fins ainsi que tous autres endroits analogues.
Vestiaires, lavatories, lavabos, réfectoires et autres endroits analogues.

f) 200 lux:
Travaux nécessitant une perception modérée des détails: travaux ordinaires d’assemblage, façonnage mécanique, travail des textiles et des cuirs non teints mise en conserve d’aliments, découpage des viandes, travail du bois sur établi, laminage et cisaillage de pièces de grandes dimensions, montage et débosselage de carrosseries ainsi que tous autres travaux analogues.

Passages dans les grands magasins de vente.

g) 300 lux :
Travaux nécessitant une perception assez poussée des détails : travail ordinaire sur machines, tests de précision, classification des farines, finissage des cuirs, travail des cotonnades, des lainages, des soies et fibres artificielles non teints, travaux de bureau de toute nature, y compris la dactylographie lorsque celle-ci s’effectue de manière intermittente, travaux de confection à l’exception de la couture et du contrôle de finition, travaux de réparation dans les garages ainsi que tous autres travaux analogues.

Tableaux de connexion, appareils de pesage, claviers et autres appareils ou installations analogues.

h) 500 lux :
Travaux nécessitant une perception poussée des détails durant de longues périodes de temps : travaux d’assemblage de précision, travaux de précision sur machines, polissage et biseautage du verre, travaux de précision dans les verreries, travaux de dessin et de mécanographie, travail de dactylographie lorsque celui-ci s’effectue de manière permanente, travail des textiles et des cuirs teints, travaux fins de soudage ainsi que tous autres travaux analogues.

Comptoirs de vente.

Travaux nécessitant une perception très poussée des détails : travail des cotonnades, des lainages, des soies et des fibres artificielles teints, travaux de dessin ou de monographie exigeant un éclairement particulièrement élevé, ainsi que tous autres travaux analogues.

j) 1 000 lux :
Travaux nécessitant une perception extrêmement fine des détails : travaux d’assemblage de grande précision, essais d’instruments très délicats, travaux de bijouterie et d’horlogerie, classification et triage des tabacs, composition et lecture des épreuves dans les imprimeries, couture et contrôle de la finition dans les ateliers de confection, montage de pièces extrêmement fines, préparation, dosage et mélange de couleurs ainsi que tous autres travaux analogues.

[[Lorsqu’il est impossible de localiser, avec précision l’endroit du travail ou le plan de ce dernier, l’éclairement à prévoir peut, sur avis du Comité de sécurité, d’hygiène et d’embellissement des lieux de travail, ou à défaut de celui-ci, du service de sécurité, d’hygiène et d’embellissement des lieux de travail, être déterminé et mesuré conformément à la norme NBN 255 – code de bonne pratique de l’éclairage dans l’industrie. L’avis de ce comité, ou à défaut de celui-ci, dudit service, est également requis pour décider de la valeur de l’éclairement à prévoir dans les cas non énumérés au présent article.]]

Art.63.

Toute installation et tout appareil d’éclairage général ou local devront être conçus et disposés de manière à éviter les éblouissements dangereux ou gênants, les phénomènes de stroboscopie, le surchauffement des locaux et la viciation de l’air.

Art.63. bis Éclairage de sûreté

Les établissements qui doivent être pourvus d’un éclairage artificiel, doivent être équipés d’un éclairage de sûreté suffisant pour permettre l’évacuation des personnes lorsque l’éclairage artificiel fait défaut.

Dans les bâtiments où séjournent habituellement plus de cent personnes, l’éclairage de sûreté doit s’allumer automatiquement dès que l’éclairage général fait défaut. Dans ce cas, il doit être alimenté :

soit par une batterie d’accumulateurs électriques,
soit par un raccordement au réseau public à basse tension, lorsque l’éclairage général est alimenté par le courant d’un transformateur statique raccordé au réseau à haute tension et installé dans l’établissement ou à proximité de celui-ci,
soit par un groupe électrogène.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Rendement d’une chaudière

Lorsque l’on caractérise les performances d’une chaudière, il faut distinguer le rendement de la chaudière lorsque le brûleur est en fonctionnnement, c’est le rendement nominal ou utile et le rendement global sur toute la saison de chauffe, c’est le rendement saisonnier. Ce dernier prend en compte non seulement les performances pendant les périodes de marche, mais aussi pendant les périodes d’arrêt du brûleur.

Rendement nominal ou rendement utile

Le rendement utile η_utile d’une chaudière est son rendement instantané lorsque le brûleur fonctionne. C’est le rapport entre la puissance contenue dans le combustible et la puissance thermique transmise à l’eau de chauffage

η_utile= P_u/ P_a

où,

P_a= puissance contenue dans le combustible = débit de combustible x son pouvoir calorifique PCI (ou PCS)
P_u= puissance utile de la chaudière ou puissance fournie à l’eau de chauffage

Il s’agit d’un rendement instantané qui peut varier en fonction des conditions d’exploitation de la chaudière (température de l’eau, puissance du brûleur par rapport à la puissance de la chaudière). Le fabricant de chaudières doit pouvoir fournir sa valeur à charge nominale et dans des conditions de combustion idéales (rendement nominal) dans leur documentation technique.
La différence entre la puissance utile fournie à l’eau (P_u) et la puissance contenue dans le combustible est constituée de pertes :

Vers la cheminée. Les fumées de combustion sont évacuées encore chaudes. Cette chaleur est perdue.
Vers la chaufferie. La chaudière est comme un gros radiateur qui émet de la chaleur vers l’ambiance de la chaufferie.

Pertes d’une chaudière lorsque son brûleur est en fonctionnement.

Le rendement utile d’une chaudière peut donc s’exprimer sous la forme:

η_utile= (P_a– Pertes fumées – Pertes ambiance) / P_a

En pratique, on utilise souvent la forme :

η_utile= η_comb– %q_r

où,

- ηcomb = rendement de combustion [%]
- %qr = pourcentage de réduction due aux pertes vers l’ambiance durant le fonctionnement du brûleur

Pertes par les fumées et rendement de combustion

Les pertes par les fumées proviennent

De la chaleur sensible contenue dans les fumées qui sont nettement plus chaudes que l’air aspiré dans la chaufferie.
De la chaleur latente, si la vapeur d’eau contenue dans les fumées n’est pas entièrement condensée. Cette perte est prise en compte dans le rendement chiffré si on compare l’énergie fournie au Pouvoir Calorifique Supérieur.
Des imbrûlés issus d’un mauvais mélange entre l’air et le combustible, provoquant la production de CO au lieu de CO₂ (la chaleur dégagée est alors inférieure à celle fournie par une combustion complète).

Le rendement de combustion se définit comme :

η_comb= (P_a– Pertes fumées) / P_a

où,

Pa = puissance contenue dans le combustible = débit de combustible x PCI (ou PCS)

Le rendement de combustion est le plus souvent calculé par rapport au pouvoir calorifique inférieur (PCI) du combustible. Il en résulte des rendements souvent supérieurs à 100 % pour les chaudières à condensation.
Le rendement de combustion est l’image de la qualité de la combustion et de l’échange entre thermique entre les fumées et le fluide caloporteur.
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 :

Tfumées = la température des fumées à la sortie de la chaudière [°C]
Tamb = 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 deux éléments clés de cette formule

La température des fumées. Plus celle-ci est élevée, plus il y a de perte de chaleur vers la cheminée, et moins bon est l’échange entre l’eau et les fumées.
Le pourcentage de CO2 contenu dans les fumées qui symbolise la transformation complète du combustible.

Evolution du contenu des fumées avec l’excès d’air [%] de combustion.

Pertes par l’ambiance

Les pertes vers l’ambiance proviennent de l’échange thermique par rayonnement et convection entre la chaudière et son environnement. Ces pertes proviennent d’une part de la masse d’eau chaude présente dans la chaudière et d’autre part des parties non irriguées de la chaudière qui s’échauffent directement sous le rayonnement de la flamme. On parle dans ce dernier cas de pertes par parois sèches.
Les pertes par l’ambiance sont fonction notamment de la température moyenne de l’eau dans la chaudière, de la configuration de cette dernière et de son degré d’isolation (attention aux surfaces non isolées telles que les portes ou le socle). Elles sont donc en partie dépendantes de la vétusté de la chaudière et de sa régulation.

Chaudière au charbon convertie au fuel.
Chaudière gaz atmosphérique.
Chaudière fuel ou gaz à brûleur pulsé.

Pertes vers l’ambiance totales (pertes par parois sèches + pertes par parois irriguées) des anciennes chaudières lorsque le brûleur est en action, en pourcentage de la puissance de la chaudière.

Source : le Recknagel.

Rendement saisonnier

Le rendement saisonnier η_sais est le rapport entre l’énergie totale transmise à l’eau de chauffage durant toute la saison de chauffe Q_u et l’énergie contenue dans le combustible consommé durant cette période Q_a:

η_sais= Q_u/ Q_a

C’est ce rendement qui permet de chiffrer les performances globales de la chaudière. La consommation en combustible est directement à celui-ci.

Pertes à l’arrêt

La puissance des chaudières étant dimensionnée pour des températures extérieures extrêmes, celles-ci fonctionneront la plupart du temps à charge partielle. Dans ce cas, le brûleur, à l’exception des brûleurs modulants, alternera les périodes de fonctionnement et les périodes d’arrêt, de manière à obtenir la puissance moyenne nécessaire.
Le rendement nominal ne représentant que les performances de la chaudière durant le fonctionnement du brûleur, il importe d’introduire la notion de rendement saisonnier qui prendra également en compte les pertes de la chaudière durant les périodes d’arrêt de ce dernier.
Lorsque le brûleur est à l’arrêt, la chaudière conserve une certaine température. Dès lors, elle échangera de la chaleur :

Par rayonnement et convection, avec l’ambiance de la chaufferie (on peut la considérer comme un gros radiateur). Remarquons que cette perte est inférieure aux pertes vers l’ambiance décrites ci-dessus. En effet lorsque le brûleur est en fonctionnement, certaines parties de la chaudière non en contact avec l’eau, s’échauffent par le rayonnement de la flamme (porte, le bas de la chaudière s’il n’est pas irrigué, …), ce qui augmente les pertes totales vers l’ambiance..
Par convection interne vers la cheminée. On parle de pertes par balayage. En effet, si l’amenée d’air du brûleur reste ouverte à l’arrêt (brûleur à air pulsé gaz ou fuel sans clapet d’air automatique ou brûleur gaz atmosphérique), l’intérieur chaud de la chaudière est en permanence parcouru par un courant d’air qui évacue sa chaleur vers la cheminée par tirage naturel.

Pertes à l’arrêt d’une chaudière.

Ces deux types de perte constituent les pertes à l’arrêt ou d’entretien de la chaudière. Les pertes d’entretien d’une chaudière s’expriment au travers d’un pourcentage de la puissance nominale de la chaudière : le coefficient d’entretien ou de pertes à l’arrêt q_E:

Pertes à l’arrêt [kW] = q_Ex Puissance nominale chaudière [kW]

Le coefficient qE d’une chaudière est repris dans sa documentation technique en fonction de sa température de fonctionnement.
qE varie en fonction de cette température, approximativement, suivant la formule :

qE2 = qE1 x ( (T_chau 2– T_amb) / (T_chau 1– T_amb) ) ^1,25

où,

qE2, qE1 = les coefficients de perte à l’arrêt pour une température d’eau de chaudière respectivement de Tchau 2 et Tchau 1 et une température de chaufferie de Tamb.

Expression du rendement saisonnier

On peut exprimer le rendement saisonnier d’une chaudière par la formule de Dittrich :

η_sais= η_utile/ (1 + q_Ex (n_T/n_B– 1))

où,

ηutile = rendement utile (quand le brûleur fonctionne)
nT = nombre total d’heures de la saison de chauffe [h] (environ 5 800 heures en moyenne Belgique et environ 6 500 heures dans l »entre Sambre et Meuse » et en haute Belgique)
nB = nombre d’heures de fonctionnement du brûleur durant l’année [h]
nB/nT = temps de fonctionnement du brûleur / temps d’utilisation de la chaudière, est aussi appelé facteur de charge de la chaudière

Facteurs d’influence du rendement saisonnier

Le rendement saisonnier augmente :

quand le réglage de la combustion est optimal (augmentation du rendement de combustion),
quand la température de l’eau diminue (augmentation de l’échange entre les fumées et l’eau et diminution des pertes à l’arrêt),
quand la puissance du brûleur est la plus proche possible des besoins (augmentation du facteur de charge et diminution des temps d’arrêt de la chaudière), c’est-à-dire, en ne surdimensionnant pas le brûleur, en utilisant un brûleur 2 allures ou modulant).

Par exemple, un brûleur modulant (gaz ou fuel) qui pourrait faire varier sa puissance entre 0 et 100 % (matériel n’existant pas sur le marché), fonctionnerait en permanence, supprimant ainsi les temps d’attente de la chaudière. Le facteur de charge de la chaudière serait égal à 1 et le rendement saisonnier serait égal au rendement utile, c’est-à-dire quasi égal au rendement de combustion (aux pertes vers l’ambiance près).

Exemple.

Une ancienne chaudière de 500 kW équipée d’un brûleur d’une puissance de 450 kW a un rendement de combustion mesuré de 88,7 %.

Ses pertes vers l’ambiance sont estimées à 1 %.

Son brûleur n’est pas équipé d’un clapet d’air se refermant à l’arrêt. Ses

pertes à l’arrêt sont estimées à 2 % (1,5 % pour les pertes par balayage et 0,5 % pour les pertes vers la chaufferie).

La consommation du bâtiment est de 39 000 litres de fuel par an. Le temps de fonctionnement du brûleur est donc de :

39 000 [litres/an] x 10 [kWh/litre] / 450 [kW] = 867 [h/an]

pour une saison de chauffe de 5 800 h/an.Le rendement saisonnier de cette chaudière est donc estimé à :

η_sais= (88,7 [%] – 1 [%]) / (1 + 0,02 x
(5 800 [h/an] / 867 [h/an] – 1)) = 78,7 [%]

Si on rénovait l’installation en l’équipant d’une chaudière moderne redimensionnée de 250 kW. Les pertes à l’arrêt de la nouvelle chaudière sont de 0,2 %. Le rendement utile annoncé par le constructeur est de 93 %.

Comme la puissance de la chaudière a été divisée par 1,8, le temps de fonctionnement sera augmenté dans la même proportion :

n_B= 867 [h/an] x 1,8 = 1 560 [h/an]

Le rendement saisonnier de cette chaudière sera donc estimé à :

η_sais= (93 [%]) / (1 + 0,002 x (5 800 [h/an] /
1 560 [h/an] – 1)) = 92,5 [%]

Grâce à cette rénovation, la consommation énergétique sera abaissée à :

39 000 [litres/an] / 92,5 [%] x 78,7 [%] = 33 181 [litres/an]

Calculs	Pour estimer le rendement saisonnier de votre propre installation (sur base du climat moyen d’Uccle), cliquez ici !
Calculs	Pour estimer le rendement saisonnier de votre propre installation (sur base du climat moyen de St Hubert), cliquez ici !

Pertes au démarrage et à l’arrêt du brûleur

Attention, la mesure du rendement de combustion ne prend en compte la qualité de combustion que lorsque le brûleur est en régime. Elle néglige les pertes qui apparaissent lors de l’allumage et de l’arrêt du brûleur.
Dans la pratique et, même avec un brûleur le plus finement réglé, il est impossible d’éviter, à certains moments, la formation de CO, d’imbrûlés et d’émissions polluantes comme les NO_x. Ces derniers sont évidemment toxiques et leur formation diminue légèrement le rendement de combustion moyen et accélère l’encrassement de la chaudière.
Ils apparaissent inévitablement au démarrage et à l’arrêt du brûleur. Au démarrage, par exemple, on injecte du combustible qui doit s’enflammer. Les premières gouttes ne pourront le faire correctement car elles ne se trouveront pas dans les conditions idéales de mélange et de température. Un phénomène semblable se déroule à l’arrêt pour les dernières gouttes injectées.
Il est difficile de chiffrer les pertes et les émissions polluantes complémentaires que cela engendre. Il faut cependant avoir en tête celles-ci seront d’autant plus importantes que le nombre de cycles de marche/arrêt des brûleurs est élevé.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Chambres d’hospitalisation

Zones à risque de contamination faible

Dans les zones à risques 1 (voir norme NF S90-351) , c’est-à-dire concrètement sans risque d’aérobiocontamination (chambre sans risque d’infection, certaines consultations, radiologie, hémodyalise, ergothérapie, locaux administratifs, pharmacie, …), la ventilation se traite sans exigence particulière en terme de filtration et de pression.

Dans ces zones on fait en général appel uniquement à un apport d’air neuf hygiénique. Si après avoir étudié la possibilité de réduire les apports internes et externes la climatisation s’avère vraiment nécessaire, on fera appel à d’autres systèmes de climatisation que la climatisation « tout air ».

Cependant, une restriction par rapport à la climatisation des zones hospitalières dites classiques est à souligner : au coup par coup l’aspect hygiène par rapport au patient sera pris en compte.

La bonne question à se poser est la suivante :

« N’est-il pas prévu, maintenant ou à terme, d’avoir dans cette zone des patients à risque ? »

Analyse de la demande

La spécificité des chambres d’hôpital apparaît comme suit :

un découpage en nombreux locaux indépendants mais au profil d’occupation assez constant,
une demande très variable entre les locaux, suite à une localisation sur des façades différentes,
le souhait de l’occupant de pouvoir intervenir sur la consigne intérieure,
le souci de limiter la consommation d’une chambre non occupée.

Et les exigences acoustiques sont particulièrement sévères. La norme européenne EN 13779: 2004 propose trois niveaux de confort acoustique à respecter dans les locaux (minimum – par défaut- minimum) :

Type de bâtiment	Type de local	dB(A)
–	–	–
Hôpitaux	couloir	35/40/45
–	salle d’opération	35/40/48
–	salle commune	25/30/35
–	chambre d’hôtel (nuit)	20/30/35
–	chambre d’hôtel (jour)	25/35/40

Évaluer

Pour en savoir plus sur l’ évaluation du niveau de bruit, cliquez ici !

Choix du système de conditionnement d’air

Remarque préliminaire
Il serait prétentieux de prétendre énoncer en quelques lignes tous les critères constituant la démarche conceptuelle qui conduit au choix d’un système de climatisation dans les zones à risque de contamination faible.

La solution résulte en effet de la concertation étroite entre le Maître de l’Ouvrage (décideur, techniciens, hygiéniste, …), l’Architecte, l’Ingénieur de bureau d’études et tous les partenaires qui forment l’équipe de projet. Cette concertation se situe à la fin de la phase d’avant-projet de l’étude du bâtiment et résulte du meilleur compromis entre critères parfois contradictoires :

hygiène hospitalière,
coût d’investissement et d’exploitation,
optimalisation de l’usage des surfaces,
mobilité aux variations de programme,
esthétique externe et interne (le bâtiment doit être beau à voir et à vivre !),
confort au sens large (climatique, acoustique, visuel,…),
etc…

À noter qu’au plus tôt se constitue cette équipe de projet, plus l’ensemble des contraintes sera pris en considération à temps.

Tout au plus pouvons-nous ici évoquer avec prudence les quelques critères principaux habituels et l’ébauche de solutions classiques mais nullement « passe-partout ».

1° Choix d’un système « tout air »

Un système « tout air » paraît exclu :

peu de souplesse d’exploitation s’il est à débit constant,
consommation élevée du transport de l’air,
impossibilité de recycler l’air venant des chambres, et donc consommation élevée du fonctionnement en tout air neuf,
…

En fait, le besoin en air neuf des chambres est faible si on le rapporte aux m² utilisés. Un système où l’air serait le vecteur des apports de chaleur et de froid ne semble donc pas se justifier ici.

Si ce système est malgré tout retenu (avec une batterie terminale de réchauffage pour chaque chambre), il est essentiel de prévoir une batterie de récupération de chaleur entre l’air extrait et l’air pulsé, au risque d’alourdir encore le coût d’investissement puisque les conduits d’extraction devront au minimum être raccordés entre eux pour placer le récupérateur dans le tronçon commun.

2° choix d’une solution par ventilo-convecteurs

Les avis sont très partagés quant à l’utilisation de ventilo-convecteur. En effet, les hygiénistes demeurent très prudents par rapport à la formation de légionelles au niveau de la batterie froide et d’algues au niveau du bac de récupération des condensats.

La solution classiquement adoptée est d’installer deux boucles d’eau (eau chaude et eau glacée) entre tous les locaux, avec comme unité terminale un ventilo-convecteur dans chaque chambre.

On rencontre le ventilo soit monté en allège de fenêtre, soit placé en soffite (généralement au-dessus du petit couloir qui longe la salle de bain : l’air est repris dans le ventilo qui le souffle dans la chambre).

Schéma principe ventilo-convection.

Les avantages du ventilo-convecteur sont nombreux :

Une autonomie de fonctionnement local par local, tant en ce qui concerne la mise en service que le réglage individuel de la température.

Une rapidité de remise en température du local grâce au transfert thermique par convection.

Un fonctionnement thermique en recyclage local, qui permet d’éviter la pollution (la contamination dans le cas d’un hôpital) d’une chambre à l’autre.

La liberté pour chaque occupant de démarrer ou d’arrêter l’unité de sa chambre à sa guise et de choisir la vitesse du ventilateur qui lui convient.

Un prix d’investissement limité grâce à un équipement fabriqué en grande série.

A taux d’occupation réduit, la gérance de l’hôpital a la possibilité d’arrêter les unités correspondant aux chambres non occupées, moyennant le report des commandes à la réception (GTC). Elle peut décider de préchauffer ou de prérefroidir la chambre avant l’arrivée de l’occupant sur base d’un lien automatique avec le fichier de réservation (mais c’est futuriste).

Comme inconvénient au système, on peut noter la nécessité de maintenir une bonne partie de l’année les deux boucles de distribution d’eau chaude et froide en circulation dans le bâtiment. Il ne faut absolument pas négliger l’importance des pertes permanentes liées à ces deux réseaux et soigner tout spécialement à l’isolation efficace des tuyauteries.

Egalement, la solution par ventilo-convecteur ne permet pas de traiter l’humidité de l’air qui peut devenir fort sec en hiver. Il est possible d’insérer des petits atomiseurs d’eau à ultrasons dans les ventilos, mais cette solution est relativement coûteuse. On peut également apporter l’humidité nécessaire par un humidificateur inséré dans le réseau d’air de ventilation, pour autant que celui-ci soit préchauffé.

3° Choix d’un système à plafond rafraîchissant

La climatisation par panneaux rayonnants froids ne paraît pas opportune dans le conditionnement d’air des chambres. En effet, la présence d’humidité suite à la salle de bain attenante risque d’entraîner de la condensation sur le plafond, même si le système est régulé pour stopper la circulation d’eau froide à ce moment.

De plus, ce système n’apporte qu’une solution pour le refroidissement et devrait être complété par un réseau de radiateur pour apporter la chaleur en hiver. Le placement d’un faux plafond n’est pas justifié pour un autre usage (éclairage, câblage,…).

Même en rénovation, il semble coûteux de placer un tel réseau alors que seuls les apports solaires sont à vaincre de façon épisodique.

Les poutres froides ne sont pas non plus adéquates car elles entraîneraient un grand inconfort dans des locaux de faible hauteur. De plus, elles suscitent une interrogation par rapport à l’hygiène des ailettes.

4° Choix d’un système à débit de fluide réfrigérant variable

Une installation à fluide réfrigérant variable (VRV, VRF, … selon les marques) peut également être d’application pour une structure hospitalière. Elle dispose des mêmes avantages que la solution par ventilo-convecteur : souplesse nécessaire, possibilité de gestion centralisée tout en fournissant à chaque occupant une télécommande pour actionner la cassette, …

Deux avantages spécifiques apparaissent par rapport à la solution classique des ventilos :

L’absence de boucles d’eau chaude et froide parcourant tout le bâtiment.

La possibilité en mi-saison de récupérer la chaleur excédentaire d’une façade (par exemple à l’Est) pour réchauffer la façade encore en demande (par exemple à l’Ouest) ou de récupérer la chaleur extraite de locaux techniques intérieurs pour réchauffer les chambres périphériques en demande.

Si le bâtiment présente simultanément des besoins de chaleur et des besoins de refroidissement durant une bonne partie de l’année, ce système paraît le plus avantageux. Mais encore faut-il s’assurer qu’au sein d’une même zone gérée par le même réseau, de l’énergie soit transférable. Ainsi, il semble difficile d’alimenter les chambres du 4ème étage par la chaleur dégagée par les locaux de réunion du rez-de-chaussée. Il faudrait que les réseaux soient dans ce cas verticaux, ce qui doit poser de nombreux problèmes pratiques.

Un point faible réside probablement dans le chauffage « par pompe à chaleur » en plein hiver. Quel est à ce moment le COP de l’installation ? Le compresseur fonctionnant de jour, le prix de revient du kWh électrique est environ 3 x plus élevé que le kWh issu d’une chaudière au gaz traditionnelle, par exemple. Il faut donc que le COP global dépasse 3 pour y trouver avantage.

Le taux d’humidité en hiver n’est pas non plus contrôlé avec ce système.

Nous n’avons pas pu, jusqu’ici, obtenir de données permettant d’évaluer la performance effective de l’échange entre locaux et le COP moyen annuel d’un tel système, ni le lire dans un rapport d’un organisme indépendant.

Quelques critères en détail

Voici les principaux critères à prendre en compte :

Le coût d’investissement

Si le prix moyen d’une installation avoisine les 125 €/m² (contre 40 €/m² pour une simple installation de chauffage), l’échelle des prix en fonction du type d’équipement et du niveau de régulation qui lui est associé peut être évalué comme suit :

Installations « détente directe »

–	Investissement €/m²
Window	75 – 95
Split system	100 – 200
Débit réfrigérant variable*	150 – 300

Installations « sur boucle d’eau »

–	Investissement €/m²
Ventilo – 2 tubes	110 – 140
Ventilo – 2 tubes/2 fils	115 – 155
Ventilo – 4 tubes	125 – 190
Pompe à chaleur sur boucle	100 – 215

Le coût d’exploitation énergétique

Le coût d’exploitation est directement fonction des charges à vaincre : un immeuble fort vitré et avec des apports internes élevés (ce qui est le cas des hôpitaux) consommera beaucoup plus que son équivalent équipé de protections solaires extérieures, par exemple … C’est donc d’abord le bâtiment qui crée la consommation !

On peut cependant établir une échelle entre les systèmes suivant leur performance énergétique :

Installations « détente directe »

–	Coût énergie
Window	élevé
Split system	moyen
Débit réfrigérant variable	faible

Installations « sur boucle d’eau »

–	Coût énergie
Ventilo – 2 tubes	moyen
Ventilo – 2 tubes/2 fils	moyen à élevé
Ventilo – 4 tubes	moyen
Pompe à chaleur sur boucle	faible à élevé

Quels sont les critères qui permettent de distinguer une installation à faible consommation énergétique ?

Une installation ne devrait jamais consommer du chaud et du froid simultanément, pour éviter de détruire l’énergie; en aucun cas, on ne doit pas concevoir une installation dont la régulation fonctionnerait par mélange.

Lorsque le bâtiment requiert du chaud et du froid simultanément (un grand local informatique refroidi en hiver, des plateaux très étendus et fort équipés dont il faut en permanence refroidir la partie centrale, …), on aura intérêt à concevoir une installation qui peut récupérer la chaleur extraite de ces locaux pour la restituer dans les locaux en demande de chaleur (chambres en périphérie). Les installations à débit de réfrigérant variable et les pompes à chaleur sur boucle d’eau sont performantes à ce niveau. Dans les installations plus classiques (ventilos), une récupération de chaleur au condenseur des groupes frigorifiques est également possible et moins contraignante.

Les résistances chauffantes électriques prévues dans les installations peuvent entraîner des dépenses importantes vu le coût du kWh électrique par rapport au kWh thermique. On sera attentif à ne sélectionner une installation de ventilos 2 tubes/2 fils que dans un bâtiment très isolé (besoins de chaleur très limités suite aux apports gratuits).

Calculs

Un petit outil de simulation permet de visualiser globalement l’impact du choix du vecteur énergétique de chauffage sur un local type (même si les hypothèses sont celles d’un bureau, avec des apports internes élevés).

Enfin, quelle que soit l’installation, la qualité de la régulation est déterminante : c’est un budget à ne pas raboter ! on pense tout particulièrement au ventilo-convecteur qui est le pire ou le meilleur des équipements, … selon la régulation qui lui est associée !

Le coût de maintenance

Les prix donnés à titre indicatif ci-dessous correspondent à un contrat annuel de maintenance sur devis (les prix les plus bas correspondent aux surfaces traitées les plus grandes). Normalement, il faudrait leur ajouter le prix du renouvellement périodique des équipements défectueux. Ainsi, les installations en « détente directe » sont généralement plus fragiles, ce qui implique un remplacement plus fréquent des composants.

Installations « détente directe »

–	€/m^²
Window	très faible
Split system	3 – 7,5
Débit réfrigérant variable	–

Installations « sur boucle d’eau »

–	€/m^²
Ventilo – 2 tubes	3 – 5
Ventilo – 2 tubes/2 fils	3 – 5
Ventilo – 4 tubes	3 – 5
Pompe à chaleur sur boucle	4,75 – 6,25

Le confort thermique

Installations « détente directe »

–	Confort thermique
Window	faible
Split system	faible
Débit réfrigérant variable	bon

Installations « sur boucle d’eau »

–	Confort thermique
Ventilo – 2 tubes	moyen
Ventilo – 2 tubes/2 fils	moyen
Ventilo – 4 tubes	bon
Pompe à chaleur sur boucle	moyen

Le confort acoustique

Quel que soit le système de climatisation choisi, le critère de performance acoustique sera déterminant, et cela tant à l’intérieur qu’à l’extérieur :

Les ventilos ou cassettes seront choisis en fonction de leur qualité acoustique et de manière à pouvoir dissiper la puissance requise à moyenne vitesse. Idéalement, pour réduire encore le niveau sonore, on installera le module de traitement d’air en dehors du local (dans un faux plafond, dans un placard technique, …) et l’air traité sera conduit vers le local par une gaine, ce qui permet un affaiblissement acoustique optimal.

Le placement des unités extérieures sera bien étudié pour éviter la propagation du bruit vers les chambres (placement en toiture ? placement à l’écart du bâtiment ? …).

Remarque : on rencontre parfois le placement du groupe frigorifique en sous-sol, dans un local technique insonorisé. L’objectif de réduction du niveau acoustique est atteint. Mais la consommation du compresseur risque d’augmenter si le condenseur n’est pas correctement refroidi…! De toute façon, c’est l’air extérieur qui est le refroidisseur final. Aussi, le traitement en sous-sol va entraîner un refroidissement par de l’eau (sélection d’une machine frigorifique équipée d’un condenseur à eau), cette eau étant elle-même refroidie ultérieurement dans une tour de refroidissement en toiture.

Installations « détente directe »

–	Confort acoustique
Window	faible
Split system	bon
Débit réfrigérant variable	bon

Installations « sur boucle d’eau »

–	Confort acoustique
Ventilo – 2 tubes	bon
Ventilo – 2 tubes/2 fils	bon
Ventilo – 4 tubes	bon
Pompe à chaleur sur boucle	faible

La centralisation des équipements

Si la surface des locaux à climatiser est limitée (rénovation de quelques locaux,par exemple), un système à « détente directe » (voire plusieurs équipements décentralisés) sera suffisant et nettement moins coûteux.

Si une installation centralisée bénéficie de l’effet de taille en terme de prix d’investissement, il n’y a peu d’effet majeur à l’exploitation (efficacité frigorifique meilleure pour les grosses puissances mais pertes en ligne et pertes en régulation plus élevées…).

L’encombrement

Les ventilo-convecteurs seront souvent insérés dans le faux plafond face à la salle de bain, afin de ne pas occuper de place au sol.

Choix de la ventilation associée

Que l’on choisisse une solution décentralisée ou que l’on choisisse des ventilo-convecteurs, un apport d’air neuf doit être envisagé.

Ce dernier, imposé par la réglementation wallonne pour garantir une qualité de l’air suffisante, est dès lors fourni par une installation en simple ou double flux.

Ventilation

Pour définir la configuration à adopter le choix du système d’apport d’air neuf.

Ventilation

Pour choisir le mode de gestion (régulation du système).

Remarquons que dans les immeubles nouveaux (et donc isolés), l’apport d’air neuf devient une part essentielle dans la consommation énergétique (tant en chaud qu’en froid) en regard des déperditions.

Puisque de toute façon une extraction doit être prévue dans les sanitaires, la question devient : apport d’air par des grilles de ventilation dans les châssis, ou apport par une gaine de distribution d’air (qui permet le préchauffage de l’air) ?

La ventilation double flux est le seul moyen de contrôler au plus juste les apports d’air et donc de contrôler cette consommation.

La ventilation simple flux, quant à elle, reste en partie influencée par les conditions atmosphériques.

En quelque sorte, c’est le standing souhaité qui tranchera.

Choix du mode de régulation

La régulation locale

Il est très difficile de contenter tous les patients sachant qu’en terme de confort chacun est un cas particulier. La configuration locale est donc conseillée d’autant plus que l’on pourra par détection de présence gérer le profil d’occupation de chaque local et, par conséquent, réduire les consommations.

Exemple de régulation de plafond froid.

Les avancées technologiques actuelles permettent de disposer d’automates adaptés à la régulation HVAC avec une modularité, une puissance et intégration en « mode bus » impressionnante. Pour cette raison, les sondes peuvent être locales et reliées, via un bus à un automate de zone assurant les commandes et les régulations individuelles.

La régulation et supervision centrale

Vu les possibilités actuelles de programmation du traitement des chambres en fonction de la réservation, la mise en place d’une GTC, Gestion Technique Centralisée, semble aujourd’hui requise pour un bâtiment hospitalier.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Qualité de l’air

Les risques d’inconfort

L’être humain passe entre 80% et 90% de son temps dans un espace intérieur clos et y respire de l’air intérieur bien souvent plus pollué que l’air extérieur.

Par exemple, si le taux de ventilation d’une salle de réunion est insuffisant, l’air y est rapidement vicié par de multiples agents. En effet, le gaz carbonique (CO₂) produit par les occupants, les micro-organismes et matières odorantes dont ils sont porteurs,… maintiennent chaque personne dans une ambiance de plus en plus malsaine : la respiration est moins active, une fatigue prématurée apparaît. Le risque de contamination augmente, …

L’homme au repos ne consomme qu’environ 0,5 m³ d’air par heure pour respirer. Selon le type d’activité, ce taux peut atteindre 5 m³/h, alors que pour rencontrer le niveau de qualité requis, le taux de ventilation d’un local doit être au minimum de 22 m³/h par personne.

Les diverses substances de contamination et de pollution sont d’ordre biologique (germes pathogènes, pollens, spores), physique (particules radioactives, les poussières) ou chimique (composés organiques volatiles, matières odorantes, le gaz carbonique, fumée de tabac).

Certaines de ces substances peuvent être détectées immédiatement, d’autres ne sont pas décelables par les sens, même lorsque leur concentration dépasse la limite admissible.

À courte durée d’exposition, ces polluants peuvent provoquer irritations, nausées, maux de tête, … Mais à longue durée d’exposition, ils peuvent entrainer des pathologies plus graves et aller jusqu’au développement de certains cancers. En plus, actuellement, les effets combinés de ces polluants sont très peu connus.

La qualité de l’air intérieur est influencée principalement par :

L’environnement extérieur
Les matériaux de construction : revêtements, installations techniques, …
L’occupation du bâtiment : respiration, entretien, …
Le mobilier et les appareils électroménagers

En outre, le manque de ventilation et l’humidité, augmente le risque et la contamination biologique de l’air des espace intérieur.

Les polluants

Germes pathogènes

Le rassemblement d’un grand nombre de personnes dans un même local, réunies à une faible distance les unes des autres, augmente la possibilité d’une contamination par la densité de dispersion des facteurs de maladie. Il s’agit de micro-organismes comme les bactéries et les virus.

Allergènes

Certains pollens et spores de champignons peuvent provoquer des réactions de type allergique, des irritations et même de l’asthme, même chez des personnes peu sensibles. S’il est difficile d’échapper aux pollens (sauf filtration de l’air fourni), un mode constructif adéquat et une bonne ventilation doivent permettre d’éviter toute présence de champignons dans les bâtiments. Les acariens, blattes et moisissures peuvent aussi proliférer dans un bâtiment sous certaines conditions favorables. Ils sont également responsables de maladies allergiques chez les occupants.

Radon

Le radon est un gaz naturel inerte et radioactif, dépourvu d’odeur, de couleur ou de gout. Des concentrations trop importantes peuvent se rencontrer dans les bâtiments. Elles sont surtout dues à une forte radioactivité du sous-sol en certains endroits et principalement au sud du sillon Sambre et Meuse. Elles sont aussi présentes en doses plus faibles dans des matériaux à base de schiste. Il est toxique pour la santé et serait responsable de 9% des décès européens par cancer pulmonaire ce qui correspond à peu près au niveau du tabagisme passif.

Poussières

Il est important d’éviter l’empoussiérage des locaux. La mise en suspension des poussières est d’autant plus facile que l’air est plus sec : cette situation se produit en période de chauffe. Elles ont pour conséquence principale une irritation des voies respiratoires. Dans le cas de poussières d’asbeste, leur inhalation peut provoquer un cancer.

Composés organiques volatiles

L’utilisation et le stockage de matériaux organiques dans la construction et le mobilier, d’aérosols et produits de bricolage (colles, vernis, solvants, peintures,…) augmentent la concentration dans l’air des produits organiques nuisibles: le formaldéhyde contenu notamment dans certains panneaux d’aggloméré en est un exemple. En général, on ne connaît que peu de choses au sujet des caractéristiques d’émission et des effets sur la santé de ces matériaux. Il est donc difficile d’établir des valeurs seuils et des débits de ventilation adéquats. En outre, la source de ces substances étant en grande partie constituée de mobiliers et traitements de finition des surfaces, il est difficile d’en faire une estimation a priori. Enfin, il est probable que des effets de cocktails se produisent entre ces substances modifiant sensiblement leurs impacts sanitaires. Toutefois, ils sont suspectés de favoriser les allergies et l’asthme et d’avoir des effets irritant. Peu de composes de cette famille, à l’exception du formaldéhyde et du benzène qui à long terme sont cancérigènes, ont fait l’objet d’études importantes.

Matières odorantes

Les matières gazeuses odorantes provenant des cuisines, lieux d’aisance, locaux à forte densité d’occupation, vêtements,… sont des particules organiques complexes et particulièrement désagréables. Les odeurs sont surtout détectées par les personnes entrant dans un local : en effet, dans certaines limites, l’occupant s’accoutume aux odeurs.

Gaz carbonique

En respirant, chaque individu produit du gaz carbonique (CO₂). L’homme au repos rejette dans le local environ 20 litres/h de gaz carbonique pour 500 litres/h d’air expiré.

La concentration normale en CO₂ est de 300 ppm. A proprement parler, le gaz carbonique n’est pas dangereux pour la santé tant que sa teneur dans l’air ne dépasse pas 5 000 à 6 000 ppm. Une augmentation de CO₂ expiré correspond à une diminution de la teneur en oxygène (O₂) de l’air mais ceci n’a aucune conséquence sur le niveau d’oxygène nécessaire aux besoins respiratoires. Toutefois, un tel niveau réduit l’approvisionnement en oxygène du sang ce qui contribue à diminuer la concentration dans un premier temps et à l’apparition de maux de tête ensuite.

Le CO₂ est avant tout considéré comme un traceur des polluants humains. En effet, si on sent que l’air d’un local où il règne une teneur en CO₂ de 1 500 ppm n’est pas « frais », cela est dû aux autres effluents humains dont l’émission est parallèle à l’émission de CO₂.

Le monoxyde de carbone

Le monoxyde de carbone ou CO est un gaz inodore et incolore produit lors d’une combustion incomplète. Si l’appareil de combustion (chauffe-bains, poêles, chaudières, convecteurs à pétrole…) ou la chaufferie n’est pas correctement ventilée (par exemple si le conduit des fumées ou les grilles d’aération sont obturés ou que l’appareil est mal entretenu ou vétuste), le CO se retrouve dans l’air intérieur du bâtiment. Une fois respiré, il remplace l’oxygène transporté dans le sang et provoque une carence en oxygène qui peut aller jusqu’à la mort.

Les oxydes d’azotes

Les oxydes d’azote (NO_x) sont des gaz provenant de la combustion fossile, ils peuvent entrainer des irritations des voies respiratoires. C’est un facteur aggravant pour les personnes sensibles.

Fumée de tabac

Bien qu’il est interdit de fumer dans les lieux publics fermés depuis le 1er juillet 2011 en Belgique, la fumée de tabac reste encore un polluant de l’air courant. Elle a les caractéristiques d’une matière odorante et des poussières dues aux particules imbrûlées du tabac. Les fumées de tabac contiennent, entre autres, des goudrons, responsables des cancers, et du monoxyde de carbone. Les conséquences d’une ambiance enfumée sont l’irritation des voies respiratoires et des yeux ainsi que le risque d’apparition de maladies des poumons et du pharynx (asthme, infections,…).

Humidité

La vapeur d’eau n’est pas un polluant en soi mais l’humidité relative va jouer un rôle aggravant dans la qualité de l’air. En effet, plus l’air est sec, plus les irritations respiratoires seront favorisées et au contraire, plus l’air est humide, plus le développement des allergènes, moisissures et acariens sera favorisé.

Les teneurs admissibles

Le radon

La Belgique s’aligne sur les recommandations européennes en fixant la concentration maximale admissible pour le radon à 400 Bq/m³ d’air. À partir de cette valeur, il est conseillé d’agir. Dans le cas des nouvelles construction, la valeur ne doit pas dépasser les 200 Bq/m³ d’air.

Le formaldéhyde

La concentration maximale admissible est de 0,125 mg/m³ d’air pour le formaldéhyde.

Les matières odorantes

Pour les matières odorantes, il est pratiquement impossible d’en faire une évaluation et d’établir des valeurs limites : elles sont surtout détectées par des personnes entrant dans un local. Pour savoir si un bouquet d’odeurs est admissible, il faut aussi considérer la destination du local et la durée d’occupation. Dans les locaux scolaires, par exemple, occupés plusieurs heures par jour pendant de nombreuses années à un âge décisif pour le développement des individus, il faut prendre des mesures plus sévères que dans des locaux occupés occasionnellement. Dans le cas particulier de la présence d’odeurs corporelles, la concentration en gaz carbonique (CO₂) est un indicateur fiable. En effet, sa production est quasi proportionnelle à la production des odeurs corporelles.

Le CO₂

On distingue déjà l’air vicié d’un local de l’air extérieur « frais » quand la teneur en CO₂ s’élève à 0,15 % en volume (ou 1 500 ppm). La limite maximale dictée par l’annexe C3 de la PEB est de 1 000 ppm. Cette valeur sert de base pour définir les taux de ventilation des locaux.

Pour les lieux de travail, l’Arrêté royal du 10 octobre 2012 (modifié par celui du 25 mars 2016) concernant les exigences de base générales demande de ne pas dépasser une concentration de CO₂ de 800 ppm.

Les germes pathogènes, poussières d’asbeste et fumée de tabac

Concernant les germes pathogènes, les poussières d’asbeste (amiante) et la fumée de tabac, aucune présence de ces substances n’est admise, en principe, dans les locaux de travail.

Les taux de renouvellement d’air

Il existe une relation entre le débit d’air frais et le pourcentage prévisible de personnes insatisfaites (PPD) par la qualité de l’air ambiant. Le graphe ci-après donne ce pourcentage en fonction du volume d’air de ventilation en m³/h et par occupant.

Une concentration de CO₂ maximale de 0,15 % (ou 1 500 ppm) en volume correspond à un renouvellement d’air de 20 m³/h par personne, soit un pourcentage prévisible d’insatisfaits de près de 25 %. Les normes internationales suggèrent de n’admettre que 20 % maximum de personnes insatisfaites, ce qui correspond à un renouvellement d’air de 30 m³/h par personne.

Dans des locaux à usage particulier, ces valeurs de référence peuvent être différentes : par exemple dans une chambre d’hôpital, pour limiter les risques de contamination, il faut prendre un renouvellement d’air de 50 m³/h par personne. Par ailleurs, lorsqu’il est permis de fumer, il faut au minimum doubler les taux de renouvellement d’air proposés.

Le Règlement Général pour la Protection du Travail (RGPT) dans son article 56 du titre II, imposait une introduction d’air neuf et une évacuation d’air vicié de 30 m³/h et par travailleur présent dans le local (pour un volume minimum du local de 10 m^³par personne). Aujourd’hui, l’Arrêté royal fixant les exigences de base générales auxquelles les lieux de travail doivent répondre et qui remplace en partie le RGPT garde cette même imposition

La norme belge NBN B 62-003 003 (qui devrait, à terme, être remplacée par la norme européenne NBN EN 12831 (2003)) portant sur le « calcul des déperditions calorifiques des bâtiments » envisage des renouvellements d’air de 10 m³/h et par personne dans les locaux où l’on ne fume pas et de 20 m³/h et par personne dans les locaux où l’on fume. Cette ancienne norme focalisée sur le dimensionnement des installations en chauffage est donc en contradiction avec celles traitant explicitement de la qualité des ambiances. Ces valeurs ne doivent donc pas être prises comme référence.

Norme européenne EN 13779

La norme européenne EN 13779 (Ventilation dans les bâtiments non-résidentiels – Exigences de performances pour les systèmes de ventilation et de conditionnement d’air, 2007) propose différentes classes en fonction de la qualité de l’air souhaitée.

L’annexe C3 de la PEB impose, quant à elle, au minimum une classe de qualité INT3 (qualité d’air intérieur modéré).

Ces débits sont relatifs à des locaux dont la pollution principale est d’origine humaine. Dans le cas contraire, des débits différents peuvent être appliqués. Ce peut être le cas, par exemple, en présence de photocopieurs ou d’imprimantes laser, grands émetteurs de polluants.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Conduits d’air

Conduits d'air

Matériaux

Il existe des gaines de distribution en :

acier galvanisé,
aluminium,
inox,
matière synthétique,
ciment (les conduits en Eternit et boisseau ont une rugosité de 1,5 à 2 fois supérieure aux conduits galvanisés et donc des pertes de charge nettement plus élevées).

Forme et type de conduit

Les conduits cylindriques

Avantages

Demandant moins de matière pour une même section, ils sont plus légers et plus économiques.
Ils sont faciles et rapides à poser.
Ils se prêtent bien aux changements de direction en plan et en élévation.
Leur étanchéité est très bonne, particulièrement si les raccords entre conduits se fait avec double joint.

Inconvénients

Les piquages et le placement de bouches en parois sont plus compliqués.
Leur encombrement en hauteur est plus important

Conduit circulaire avec joint aux raccords.

Les conduits rectangulaires

Avantages

L’encombrement en hauteur peut être plus réduit.
Les piquages et les bouches en flanc de conduit sont faciles à réaliser.
Les coudes peuvent facilement être équipés d’aubes directrices.

Inconvénients

La quantité de matière utilisée est plus importante. Le réseau est donc plus lourd et plus coûteux.
Pour une même section, la perte de charge linéaire est donc aussi plus élevée pour un même débit.
La déformation des conduits est plus rapide.
L’étanchéité du réseau dépend très fort de la mise en œuvre et de la qualité des joints. Il est presque impossible d’atteindre l’étanchéité des conduits circulaires.

Adhésif d’étanchéité des conduits rectangulaires.

Les conduits oblongs

Ils sont un compromis entre les conduits circulaires et les conduits rectangulaires : ils sont faciles à placer et étanches et ils prennent moins de place en hauteur que les conduits circulaires.

Les conduits autoportants et isolants

Avantages

L’isolation du conduit est directement intégrée.

Inconvénients

Ce type de conduit est plus complexe et donc plus fragile, lors de sa mise en place et son nettoyage.

Conduits d’isolant

Les conduits souples ou semi-rigides

Les conduits souples ne sont pas recommandés car ils entrainent de pertes de charge importante par rapport à des conduits rigides.

Avantages

Ils sont utiles pour les raccords difficiles au niveau des bouches ou autres appareils.
Les vibrations et le bruit du au déplacement de l’air sont plus facilement absorbé ce qui en fait des conduits intéressant pour atteindre des performances acoustiques plus élevées.

Inconvénients

Les conduits souples entrainent des pertes de charge plus importantes qu’un conduit rigide ou semi-rigide.
De part le matériau utilisé, ce type de conduit est généralement fragile ce qui ne facilite pas son nettoyage.
Si l’intérieur du conduit n’est pas lisse, l’encrassement sera plus important.

Les conduits diffusants

Manchon perforé permettant la pulsion d’un débit d’air important à très haute vitesse (chaque trou sert de buse de soufflage).
La vitesse élevée de sortie assure un mélange rapide avec l’air ambiant par induction (ventilation des grands halls).

Avantages

Grâce aux perforations de la parois ou au textile, l’air est diffusé de façon homogène dans le local.
Ils combinent distribution et diffusion de l’air permettant ainsi de faire l’économie d’une ou de bouche(s) de pulsions.

Inconvénients

Ce type de conduit ne peut évidemment être utilisé que pour la pulsion et la diffusion de l’air, il devra donc être apparents et directement dans le local à désservir en air frais.
Ils ne peuvent pas être isolé thermiquement ou recouvert.

Coudes, changements de section, piquages

La forme des coudes, changements de direction, de section ou dérivations jouent un rôle important dans les pertes de charge du réseau de distribution.

Emplacement

Apparents

Avantages

La hauteur sous plafond est conservée.
Participe à l’esthétique de l’architecture ?
Les conduits n’entravent pas le gain énergétique du à l’inertie de la dalle.
Il est possible de placer un conduit diffusant et donc de se passer de bouche de pulsion.

Inconvénients

C’est rarement au goût des architectes… et des occupants.
Les conduits apparents participent à l’encombrement du local d’autant plus que le plafond est bas.

Dans un faux plafond ou plancher ou encastrés dans les murs

Avantages

Les conduits sont cachés au même titre que toutes les autres techniques.

Inconvénients

Pour effectuer le contrôle et le nettoyage des gaines, certaines parties doivent restées accessibles grâce à une trappe ou un plafond/plancher amovible.
Le faux plafond/plancher isole l’ambiance intérieur de la dalle et ne permet pas de faire participer activement son inertier.

Dans la chape

Avantages

L’inertie de la dalle est disponible.
Les conduits sont non-visibles.
L’étanchéité est assurée par la chape.

Inconvénients

Le réseau n’est plus accessible pour entretien, réparation, rénovation ou remplacement !

Isolation thermique

Dans le cas d’une ventilation double flux avec récupérateur de chaleur, il est utile d’isoler les conduits situé entre le groupe de ventilation et l’enveloppe extérieur du bâtiment, que le groupe soit situé à l’intérieur ou à l’extérieur du volume protégé. Cela pour limiter les pertes de chaleurs, et donc s’assurer la récupération maximale, et les risques de condensation.

Pour limiter les pertes thermiques lorsque le réseau véhicule de l’air chaud ou de l’air froid, il existe des conduits isolés thermiquement. L’isolant peut être apposé après pose des conduits. Les conduits peuvent également être directement composés du matériau isolant. Dans ce cas, une attention particulière sera portée sur la tenue mécanique de la surface interne du conduit qui ne doit pas présenter de rugosité excessive (augmentation des pertes de charge) et résister à l’arrachement.

Dans le cas de conduits véhiculant de l’air froid, les risques de condensation lors de la traversée d’un local plus chaud que l’air transporté sont éliminés au moyen d’un film pare-vapeur (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.

Isolation acoustique

Un système de ventilation est source de bruit. Les nuisances acoustiques sont principalement dues au fonctionnement du ventilateur et au déplacement de l’air dans les conduits.

Ainsi pour éviter la propagation de ces nuisances divers solutions sont possibles :

Isoler acoustiquement les conduits diminue le rayonnement du bruit dans les pièces.
Utiliser des supports anti-vibratiles pour le groupe de ventilation limite la propagation des bruits structurels.
Placer des dispositifs particulier tels que les absorbeurs acoustiques atténue le bruit transmis dans les conduits.
Concevoirle réseau sans obstacles réduit les turbulences et donc les sources de nuisances acoustiques.
Limiter la vitesse de l’air dans les conduits terminaux.
Disposer le groupe de ventilation dans un endroit reculé des pièces de séjour ou de travail.

Étanchéité à l’air

La norme NBN EN 12237 définit des classes d’étanchéité à l’air pour les conduits de ventilation en fonction d’un taux de fuite maximale admissible.

Le réseau de conduits doit être étanche à l’air pour limiter au maximum les fuites d’air afin :

de garantir les débits d’air définis,
d’éviter des sources de nuisances acoustiques,
de se protéger contre un encrassement ou de la condensation supplémentaire,
…

Il faut donc faire particulièrement attention aux endroits d’assemblage et de raccord entre les conduits entre eux et entre les conduits et un composants du système de ventilation : privilégier les joints montés en usine prévu dès la fabrication du conduits, assurer l’étanchéité finale par ruban adhésif (1,5 fois le contour du conduit) si nécessaire, limiter les découpes et les percements des conduits,…

Normalisation des sections

Le standard Eurovent 2/3 fixe la section des conduits de ventilation à des valeurs standards :

Conduits circulaires

Série des diamètres intérieurs (mm)
63	80	100	125	160	200	250
315	400	500	630	800	1 000	1 250

Rapport de grandeur entre 2 diamètres successifs
Diamètres (mm)	1,26
Sections (m²)	1,58
Vitesses (m/s)	1,58
Pressions dynamiques (Pa)	2,51
Pertes de charge linéaires (PA/m)	3,16

Conduits rectangulaires

Les conduits rectangulaires sont donnés en fonction de leurs côtés. La norme précise également la section obtenue A_c en m², le diamètre hydraulique d_h en mm, le diamètre équivalent d_e en mm et l’aire de surface latérale A_i en m²/m.

d_h = le diamètre du conduit circulaire ayant les mêmes pertes de charge pour une vitesse d’air identique.
d_e = le diamètre du conduit circulaire ayant les mêmes pertes de charge pour un débit identique (avec les mêmes coefficients de frottement).

Le standard Eurovent 2/3 fournit également les correspondances entre les dimensions des conduits rectangulaires, d_h, d_e, A_c et ai sous forme d’abaques.

Grand coté (mm)	Petit côté (mm)
Grand coté (mm)	100	150	200	250	300	400	500	600	800	1 000	1 200	–
200	0,020	0,030	0,040	–	–	–	–	–	–	–	–	A_c
	133	171	200	–	–	–	–	–	–	–	–	d_h
	149	186	218	–	–	–	–	–	–	–	–	d_e
	0,60	0,70	0,80	–	–	–	–	–	–	–	–	ai
250	0,025	0,038	0,050	0,063	–	–	–	–	–	–	–	A_c
	143	188	222	250	–	–	–	–	–	–	–	d_h
	165	206	241	273	–	–	–	–	–	–	–	d_e
	0,70	0,80	0,90	1,00	–	–	–	–	–	–	–	ai
300	0,030	0,045	0,060	0,075	0,090	–	–	–	–	–	–	A_c
	150	200	240	273	300	–	–	–	–	–	–	d_h
	180	224	262	296	327	–	–	–	–	–	–	d_e
	0,80	0,90	1,00	1,10	1,20	–	–	–	–	–	–	ai
400	0,040	0,060	0,080	0,100	0,120	0,160	–	–	–	–	–	A_c
	160	218	267	308	343	400	–	–	–	–	–	d_h
	205	255	299	337	373	436	–	–	–	–	–	d_e
	1,00	1,10	1,20	1,30	1,40	1,60	–	–	–	–	–	ai
500	–	0,075	0,100	0,125	0,150	0,200	0,250	–	–	–	–	A_c
	–	231	286	333	375	444	500	–	–	–	–	d_h
	–	283	331	374	413	483	545	–	–	–	–	d_e
	–	1,30	1,40	1,50	1,60	1,80	2,00	–	–	–	–	ai
600	–	0,090	0,120	0,150	0,180	0,240	0,300	0,360	–	–	–	A_c
	–	240	300	353	400	480	545	600	–	–	–	d_h
	–	307	359	406	448	524	592	654	–	–	–	d_e
	–	1,50	1,60	1,70	1,80	2,00	2,20	2,40	–	–	–	ai
800	–	–	0,160	0,200	0,240	0,320	0,400	0,480	0,640	–	–	A_c
	–	–	320	381	436	533	615	686	800	–	–	d_h
	–	–	410	463	511	598	675	745	872	–	–	d_e
	–	–	2,00	2,10	2,20	2,40	2,60	2,80	3,20	–	–	ai
1 000	–	–	–	0,250	0,300	0,400	0,500	0,600	0,800	1,000	–	A_c
	–	–	–	400	462	571	667	750	889	1 000	–	d_h
	–	–	–	512	566	662	747	825	965	1 090	–	d_e
	–	–	–	2,50	2,60	2,80	3,00	3,20	3,60	4,00	–	ai
1 200	–	–	–	–	0,360	0,480	0,600	0,720	0,960	1,200	1,440	A_c
	–	–	–	–	480	600	706	800	960	1 091	1 200	d_h
	–	–	–	–	614	719	812	896	1 049	1 184	1 308	d_e
	–	–	–	–	3,00	3,20	3,40	3,60	4,00	4,40	4,80	ai
1 400	–	–	–	–	–	0,560	0,700	0,840	1,120	1,400	1,680	A_c
	–	–	–	–	–	622	737	840	1 018	1 167	1 292	d_h
	–	–	–	–	–	771	871	962	1 125	1 270	1 403	d_e
	–	–	–	–	–	3,60	3,80	4,00	4,40	4,80	5,20	ai
1 600	–	–	–	–	–	0,640	0,800	0,960	1,280	1,600	1,920	A_c
	–	–	–	–	–	640	762	873	1 067	1 231	1 371	d_h
	–	–	–	–	–	819	925	1 022	1 195	1 350	1 491	d_e
	–	–	–	–	–	4,00	4,20	4,40	4,80	5,20	5,60	ai
1 800	–	–	–	–	–	–	0,900	1,080	1,440	1,800	2,160	A_c
	–	–	–	–	–	–	783	900	1 108	1 286	1 440	d_h
	–	–	–	–	–	–	976	1 078	1 261	1 424	1 573	d_e
	–	–	–	–	–	–	4,60	4,80	5,20	5,60	6,00	ai
2 000	–	–	–	–	–	–	1,000	1,200	1,600	2,000	2,400	A_c
	–	–	–	–	–	–	800	923	1 143	1 333	1 500	d_h
	–	–	–	–	–	–	1 024	1 131	1 323	1 494	1 650	d_e
	–	–	–	–	–	–	5,00	5,20	5,60	6,00	6,40	ai

Normalisation de l’étanchéité

Le standard EUROVENT 2/2 est basée sur des tests réalisés en laboratoire et sur site sur des conduits mis en œuvre suivant les codes de bonne pratique. Elle concerne le taux de fuite dans les conduits allant de la sortie de la centrale de traitement d’air aux éléments terminaux.

Un certain degré de fuite dans les réseaux de ventilation est inévitable (et toléré sauf évidemment dans les réseaux transportant des gaz dangereux). Il est en outre reconnu que le transport, le stockage et la mise en œuvre est source d’agravation des risques de fuite.

EUROVENT 2/2 définit des classes d’étanchéité basées sur le rapport entre la quantité de fuite dans les conduits et la surface du réseau de distribution d’air, bien que les fuites proviennent principalement des joints.

Classe d’étanchéité à l’air des conduits de ventilation selon EUROVENT 2/2
Mesure sur des conduits installés
Taux de fuite [l.s-1.m-2] p = pression statique d’essai [Pa]	Surface de fuite équivalente en cm² par m² de conduit	Classe EUROVENT
0.009 x p^0,65 <…< 0.027x p^0,65	0.21 <…< 0.64	A
0.003 x p^0,65 <…< 0.009 x p^0,65	0.07 <…< 0.21	B
< 0.003 x p^0,65	< 0.07	C
Mesure en laboratoire
Taux de fuite [l.s^-1.m^-2] p = pression statique d’essai [Pa]	Surface de fuite équivalente en cm² par m² de conduit	Classe EUROVENT
0.0045 x p^0,65 <…< 0.0135x p^0,65	0.21 <…< 0.64	A
0.0015 x p^0,65 <…< 0.0045 x p^0,65	0.07 <…< 0.21	B
< 0.0015 x p^0,65	< 0.07	C

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Concevoir la fenêtre dans le versant isolé

Exemples

Fenêtre dans toiture isolée entre chevrons ou fermettes

Contre latte.
latte.
Tuiles.
Solin au-dessus des tuiles à la base du châssis.
Raccord de la sous-toiture au châssis.
Partie mobile de la fenêtre.
Vitrage isolant.
Étanchéité en plomb ou chéneau encastré.
Raccord sous-toiture châssis.
Chéneau en amont de la fenêtre.
Isolation thermique.
Etanchéité à l’air et à la vapeur.
Volige de pied.
Partie fixe de la fenêtre.
Sous-toiture.
Chevron.
Finition intérieure devant espace technique.
Cadre isolant.

Fenêtre dans toiture « Sarking »

Chevron ou fermette.
Panneau isolant.
Isolation entre chevrons.
Raccord de la sous-toiture au châssis.
Contre latte.
Latte.
Latte d’arrêt.
Joint de mastic souple.
Volige de pied.
Couverture.
Support de finition.
Isolation de remplissage.
Ouvrant.
Dormant.
Bavette.
Chéneau en amont de la fenêtre.
Couloir métallique d’étanchéité.
Finition intérieure.
Cadre isolant.

Continuité de la fonction « couverture »

Raccord amont

Le raccord entre le châssis et la toiture est réalisé par une tôle pliée formant chéneau. Celle-ci est fournie avec le châssis. La tôle est supportée, par une volige de l’épaisseur des lattes, d’une part; elle est fixée au châssis d’autre part.
L’étanchéité entre la tôle et la toiture est assurée par la pente, celle entre la tôle et le châssis, par un raccord avec le capot de recouvrement de la traverse supérieure du dormant de la fenêtre. La tôle est parfois munie d’un joint souple d’étanchéité qui sera comprimé par les éléments de couverture.

Les eaux récupérées par le chéneau sont renvoyées latéralement vers les côtés du châssis.

Raccords latéraux

Ces raccords se font également par des tôles pliées, soit continues sur toute la hauteur du châssis, soit en plusieurs pièces. Elles sont supportées d’une part par les lattes, d’autre part par le châssis. La tôle est parfois munie d’un joint souple d’étanchéité qui sera comprimé par les éléments de couverture. L’étanchéité entre la tôle et le châssis est assurée par le capot de recouvrement des montants latéraux du dormant de la fenêtre.

Raccord aval

Le raccord se fait au moyen d’une tôle pliée (éléments de couverture plats) ou d’une bavette en plomb éléments de couverture ondulés) posées sur les éléments de couverture et épousant parfaitement leur forme. L’étanchéité entre la tôle ou la bavette et le châssis est assurée par le capot de recouvrement de la traverse inférieure du dormant de la fenêtre.

Continuité de la fonction « sous-toiture »

Cas d’une toiture avec sous-toiture

Une toiture isolée entre les chevrons ou fermettes est par exemple une toiture avec sous-toiture.

En partie supérieure, l’étanchéité entre la sous-toiture et le châssis est réalisée par une tôle pliée ou une membrane souple. Elle est placée sous la sous-toiture au-dessus du chevron, d’une part et contre le châssis (sous le raccord assurant la continuité de la fonction « couverture ») d’autre part.

Sur les côtés du châssis, le même principe est appliqué à la différence que la pièce de raccord est posée au-dessus de la sous-toiture.

A la base du châssis, aucun raccord n’est nécessaire sauf en cas de faible pente.

Cas d’une toiture sans sous-toiture

Une toiture « Sarking » est par exemple une toiture sans sous-toiture.

Une membrane souple est posée :

d’une part, sur le panneau isolant,
et d’autre part, sur tout le pourtour du dormant (sous le raccord assurant la continuité de la fonction « couverture »)

Cette membrane assure également l’étanchéité à l’air.

Au raccord amont, l’étanchéité est renforcée par une latte d’arrêt avec joint en mastic souple, fixée sur le panneau isolant. La latte légèrement en pente doit déborder latéralement du châssis pour évacuer les eaux de ruissellement.

Continuité de la fonction « isolation »

L’isolation doit être posée correctement jusque contre le châssis. Il ne peut pas y avoir de vide entre le châssis en bois et le matériau d’isolation. Pour y arriver, une isolation de remplissage est parfois nécessaire.

Continuité de la fonction « pare-vapeur » et « finition intérieure »

Le pare-vapeur éventuel doit être raccordé de manière étanche contre le châssis. Il en va de même de la finition intérieure de manière à supprimer tout risque de courant d’air à travers la toiture.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Vases d’expansion

Calculs

Pour en savoir plus sur le dimensionnement d’un vase d’expansion.

Rôle du vase d’expansion

Le vase d’expansion sert dans un premier temps à compenser les variations de volume que subit la masse d’eau de l’installation suite aux fluctuations de température.

Exemple.

Une ancienne installation est équipée de radiateurs à panneaux et d’une chaudière en fonte de 400 kW. Sa contenance en eau est estimée à 4 000 [l].

Le volume d’expansion de l’eau en passant de 10°C (eau de ville) à 90°C est de 142 [l].

Le deuxième rôle du vase d’expansion est de maintenir la pression dans l’installation quand celle-ci est complètement refroidie. Dans ce cas, la pression du vase doit empêcher une dépression dans l’installation et ainsi la pénétration d’air source de corrosion.

Vase d’expansion fermé à pression variable

Un vase d’expansion fermé est constitué, dans une enveloppe fermée, d’un volume d’air et d’un volume d’eau séparés par une membrane.

Avant remplissage de l’installation par de l’eau, le vase d’expansion est « gonflé » à une certaine pression d’air (pression calculée lors du dimensionnement).

Lorsque l’on remplit l’installation d’eau, cette dernière envahit une partie du vase jusqu’à ce qu’une pression minimale dans l’installation (pression mesurée par le manomètre de l’installation et également calculée lors du dimensionnement). Le volume d’eau ainsi contenu dans le vase servira de volume de réserve à l’installation.

Lorsque l’installation est mise en route, l’eau chauffée se dilate et le volume d’eau dans le vase augmente, comprimant l’air. La pression dans l’installation augmente donc.

C’est pourquoi on parle de vase d’expansion « à pression variable ».

Vase d’expansion avec membrane et à vessie

Vase d’expansion à membrane ou à vessie.

Il existe des vases d’expansion à membrane ou à vessie. La deuxième solution est plus durable car elle présente moins de risque d’inétanchéité notamment car elle ne présente pas de joint avec la paroi du vase.

Vase d’expansion fermé à pression constante

Un vase d’expansion fermé à pression constante est également constitué.

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

Vase d’expansion ouvert

Il existe encore dans certaines anciennes installations, des vases d’expansion « ouvert ».

Il s’agit de réservoirs disposés au point le plus haut de l’installation. Ils sont ouverts à l’air libre et constituent une réserve d’eau pour l’installation. Ce système a comme inconvénient une absorption permanente d’oxygène par l’eau de chauffage. Celle-ci est d’autant plus importante qu’une circulation importante est entretenue dans le vase.

À ce titre, il est évident que ce type de vase d’expansion doit être remplacé par un système fermé.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Aéraulique

À quoi sert un ventilateur ? Notion de perte de charge

Un ventilateur fournit à l’air l’énergie nécessaire pour se déplacer d’un point à un autre (le plus souvent au travers de conduits) en lui imprimant une certaine vitesse.

L’énergie contenue dans un petit volume d’air « V » (de masse « m ») comprend :

l’énergie potentielle due à la gravité : mgh,
l’énergie cinétique due à la vitesse « v » de l’air : mv²/2,
l’énergie de pression due à la pression interne « p » de l’air : pV.

On peut également exprimer ces 3 termes sous forme d’une somme de pressions, constituant la pression totale du petit volume d’air :

la pression liée au poids de la colonne d’air : ρgh,
la pression dynamique liée à la vitesse de l’air : ρv²/2,
la pression statique liée à la pression interne de l’air : p.

Le premier terme étant négligé, on peut exprimer que la pression totale d’un petit volume d’air en mouvement est égale à sa pression dynamique plus sa pression statique.

Le ventilateur fournit donc l’énergie nécessaire pour compenser la différence de pression totale de l’air entre la prise extérieur et la bouche de pulsion (ou dans le sens inverse dans le cas d’une extraction) ; c’est-à-dire, pour mettre l’air en vitesse dans le conduit et vaincre les pertes par frottement dans celui-ci. Cette différence de pression totale est appelée « hauteur manométrique » du ventilateur. La perte de pression totale liée à la résistance du réseau de distribution à l’écoulement d’un débit d’air donné est appelée, quant à elle, « perte de charge » du réseau.

Courbe caractéristique du réseau de distribution

La résistance du réseau de distribution dépend d’une part de sa configuration (longueur et forme des conduits, changements de direction, obstacles comme les registres, les batteries, les filtres, …) et d’autre part de la vitesse de l’air qui y circule. En effet, la résistance, ou autrement dit les pertes de charge, représente le frottement de l’air dans les conduits. Ce dernier augmente avec la vitesse de l’air.

Pour chaque type de circuit, on peut ainsi tracer une courbe qui représente la perte de charge en fonction du débit d’air, image de la vitesse.

Schéma perte de charge en fonction du débit d'air

Point de fonctionnement

Si l’on branche un ventilateur sur un circuit de ventilation, il stabilisera son débit à une valeur pour laquelle la pression qu’il fournit équivaut à la résistance du circuit. Ce point est le seul point de fonctionnement possible. Il correspond à l’intersection des courbes caractéristiques du ventilateur et du circuit. Il définit la hauteur manométrique et le débit fournis par le ventilateur lorsque, fonctionnant à une vitesse donnée, il est raccordé au réseau considéré.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer le respect de la chaîne du chaud et de la chaîne du froid

Recommandations

Processus	Température	Particularités
RÉCEPTION MARCHANDISES
Véhicule de livraison :
– de réfrigération	1 à 4°C	Température dans l’enceinte de chargement.
– de congélation	– 18 à – 20°C	Température dans l’enceinte de chargement.
Produits :
– réfrigérés	< 7°C, préf. 1 à 4°C	> 10°C : inacceptable
– volaille réfrigérée	< 4°C	> 7°C : inacceptable
– hachis	2°C	> 5°C : inacceptable
– surgelés	– 18 à – 20°C	> 15°C : inacceptable
STOCKAGE
Local de stockage :
– réfrigérateur (frigo)	1 à 4 °C	Sonde à l’endroit le plus chaud
– congélateur	– 18 à – 20 °C	Sonde à l’endroit le plus chaud
– frigo à légumes	10 à 15 °C	Sonde à l’endroit le plus chaud
– conservation au sec	max. 23 °C	Température la plus élevée par une journée d’été chaude
Produits :
– réfrigérés	< 7 °C, préf. 1 à 4 °C	Température au cœur des produits entreposés depuis plus de 24 heures
– surgelés	– 18 à – 20 °C	Température à l’extérieur des produits
PRÉPARATION
Traitement thermique	> 70 °C saignant : 52 °C à point : 60 °C	Température à cour du produit Écarts autorisés pour des raisons culinaires
Maintenir les plats chauds	> 65 °C	Température à cour du produit
Plats froids	< 7°C	Température à cour du produit
Huile de friture	Max. 180 °C
Bain-marie	80 à 85 °C
Réfrigérer	< 7 °C, préf. 1 à 4 °C	Température à cour du produit
Local de travail réfrigéré	12 à 15 °C
Réchauffer	< 70°C	Température à cour du produit
NETTOYAGE
Lave-vaisselle	Pré-rincer : 35 à 45 °C Laver : 60 à 65 °C Post-rincer : 80 à 90 °C

Comment évaluer votre situation

Mesurer la température du produit

Température superficielle

Lors du contrôle à l’arrivée, la température superficielle de certains produits peut être contrôlée sans endommager l’emballage. À cet effet, le thermomètre sera doté d’un élément thermosensible plat.

Température à cœur

Pour mesurer la température à cour d’un produit (température au centre du produit), il faut un thermomètre ayant un élément thermosensible suffisamment long. Pour effectuer de telles mesures, on n’utilisera jamais un thermomètre en verre, étant donné qu’en cas de bris du thermomètre, le verre ou le mercure peut contaminer les denrées alimentaires.

Après avoir mesuré la température d’un produit, la partie thermosensible du thermomètre doit être soigneusement nettoyée et désinfectée pour éviter de contaminer le produit suivant.

Mesurer la température des enceintes de réfrigération et de congélation

Dans chaque enceinte de réfrigération ou de congélation, l’élément thermosensible du thermomètre doit être appliqué de manière à mesurer la température à l’endroit le plus chaud (par exemple, ne pas mesurer près de l’entrée d’air froid).

Il est nécessaire de vérifier chaque année le bon fonctionnement des mesureurs de température dans l’enceinte de réfrigération ou de congélation. On peut effectuer soi-même la vérification à l’aide d’un thermomètre étalonné que l’on placera à titre de contrôle dans l’enceinte de réfrigération ou de congélation. En cas d’écarts importants entre la mesure de contrôle et la température indiquée par le thermomètre dans l’enceinte de réfrigération ou de congélation, les thermomètres doivent être remplacés ou réparés.

Mesurer la température de l’huile de friture

Pour vérifier le bon fonctionnement du thermostat de la friteuse, il faut un thermomètre ayant une plage de température suffisamment étendue (jusqu’à environ 220°C).

Le contrôle hebdomadaire de la température de huile s’effectue comme suit :

régler le thermostat (sur 180°C par exemple),
porter l’huile à température,
effectuer la mesure de contrôle de la température de l’huile avec un thermomètre étalonné, réparer ou remplacer le thermostat en cas d’écarts.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique du poste laverie

Analyse quantitative

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

En effet, il est très difficile de donner des valeurs de consommation de référence car elles varient très fort en fonction de facteurs indépendants de l’énergie (hygiène, organisation, choix culinaires, etc).

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

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

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

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

Analyse qualitative : le lavage se fait pendant le service à table, le lave-vaisselle à déplacement sans récupération de chaleur est souvent à moitié plein.

Ces deux conclusions se recoupent : si le poste « laverie » est peu performant, c’est justement, dans l’exemple, parce que le lavage se fait pendant le service à table et parce que le lave-vaisselle à déplacement sans récupération de chaleur est souvent à moitié plein. La conclusion de l’analyse qualitative vient justifier la conclusion de l’analyse quantitative.

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

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

Une valeur de référence
Évaluer sa propre situation

Une valeur de référence

Nous avons relevé les ratios suivants, dans des cuisines considérées comme correctes. Ces valeurs peuvent encore être améliorées (parfois de 20 à 30 %) mais certaines autres cuisines les dépassent largement (parfois d’un facteur 2 ou plus).
Cette valeur est valable pour une gamme de cuisines collectives allant de 50 à 400 repas par service. Au-delà, ce ratio peut diminuer.

Laverie vaisselle : 70 Wh/repas

Évaluer sa propre situation

À partir de mesures

On peut mesurer la consommation des différents lave-vaisselle lors du fonctionnement de ceux-ci. Pour être représentative d’une moyenne,l’opération doit être répétée plusieurs jours de suite.

Les mesures peuvent être réalisées sur chaque appareil mais nécessitent alors l’intervention d’un électricien vu que les appareils ne sont pas raccordés à une prise mais de façon fixe. Elles peuvent aussi être réalisées à partir du tableau électrique où l’on trouve un départ par lave-vaisselle.

S’il existe un compteur électrique spécifique à la cuisine, une autre solution consiste à isoler l’utilisation des lave-vaisselle. Il n’est pas possible d’arrêter toutes les chambres froides. Dans un premier temps, on mesure la consommation de celles-ci toutes autres consommations à l’arrêt (cuisson, ventilation, lave-vaisselle). Dans un second temps, on mesure la somme des consommations de la laverie et des chambres froides et on en retire la consommation des secondes.

Par estimation : à partir de la connaissance d’un cycle de lavage

On trouve les données propres à la machine (quantité d’eau de remplissage, débits d’eau de rinçage, puissances internes) dans les documents des fournisseurs.

Exemple pour une machine à capot devant laver 1 800 assiettes par service :

1. Avant le service vaisselle (remplissage) :

– chauffage de 22 litres d’eau de 10°C à 65°C (alimentation à l’eau froide de remplissage) avec une résistance de 2 kW.

Énergie [kWh] = m [kg] x c [Wh/kg/°C] x (T2-T1) [°C] / 1 000

Où,

m : masse
c : chaleur spécifique de l’eau
T2-T1 : différence de température entre l’eau de remplissage et l’eau de lavage (60°C).

Énergie = 22 x 1.163 x 55 / 1 000 = 1,4 kWh.

NB : durée de chauffe = 1,4 / 2 = 0,7, soit 42 minutes.

2. Pendant le lavage :

– surchauffer 3 litres d’eau de 10°C à 85°C (alimentation à l’eau froide de rinçage) avec une résistance de 9 kW.

Énergie = 3 x 1.163 x (85-10) / 1 000 = 0,26 kWh.

N.B. : durée de chauffe = (0,26 / 9) x 60 x 60 = 104 secondes.

– Lavage, rinçage et évacuation de 3 litres d’eau par le trop plein avec les graisses. Fonctionnement de la pompe (1 kW) pendant le cycle choisi : 60, 90 ou 210 secondes.

En 90 secondes, la pompe consomme :

1 x 90 secondes / 60 / 60 = 0,025 kWh.

– Un nouveau cycle est prêt à recommencer.

Soit au total une consommation de 0,285 kWh par cycle de lavage.

CONSOMMATION TOTALE :

Si un panier peut contenir 18 pièces, il faudra 100 cycles de lavage, soit une consommation totale de 29,9 kWh (1,4 + 0,285 x 100).

N.B. : Ce calcul permet aussi de calculer la contribution du lave-vaisselle à la pointe quart-horaire :

Si on considère que 20 secondes sont nécessaires à la manutention entre les cycles de lavage, un cycle dure 110 secondes (90 + 20) (le surchauffeur fonctionne déjà pendant que la pompe fonctionne). 8 cycles sont donc possibles en 15 minutes. Pour la pointe quart-horaire, on doit donc considérer la plus grande des deux puissances suivantes :

1. remplissage : 2 kW
2. lavage : 8 x 0,285 kWh / (1/4) h = 9,12 kW.

Analyse qualitative

Une surconsommation d’énergie, par rapport au service rendu, est le résultat d’une insuffisance d’efficacité : soit au niveau de la quantité d’eau de lavage, soit au niveau de la température de l’eau, soit dans la conduite du processus.

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

Repérer les indices d’un bon/mauvais appareil
Grille d’évaluation – exemple

Repérer les indices d’un bon/mauvais appareil

L’efficacité énergétique du poste laverie dépend des paramètres ci-dessous. Les premiers concernent l’appareil proprement dit, les suivants concernent la gestion de la laverie.

La fuite d’énergie

Les appareils bien calorifugés sont plus efficaces (isolation,lamelles).

Maintenance

Les résistances des lave-vaisselle ne doivent pas être entartrées sinon les températures de lavage et de rinçage ne sont plus respectées et la consommation est trop importante.

La récupération d’énergie

Recyclage : certains appareils utilisent pour le lavage (et le prélavage) une eau qui a préalablement servi au rinçage à chaud.

Échangeur : certains lave-vaisselle à déplacement automatique récupèrent la chaleur des buées produites dans le lave-vaisselle par un récupérateur de chaleur ou mieux par une pompe à chaleur.

Le dimensionnement

Un matériel trop grand par rapport aux quantités à laver consomme trop d’énergie. La surcapacité s’apprécie ici par le pourcentage de paniers ou de convoyeurs insuffisamment remplis, et non sur le nombre de paniers lavés à l’heure. La présence d’un détecteur sur un lave-vaisselle à déplacement automatique permet de diminuer l’impact d’un convoyeur mal rempli.

Les tunnels de lavage sont intéressants par la réduction des pertes de chaleur entre les phases d’un cycle de lavage (récupération d’eau et de chaleur) mais nécessitent d’être alimentés en vaisselle en continu, sous peine de reperdre les gains d’énergie.

L’alimentation du lave-vaisselle

Certains lave-vaisselle utilisent de l’eau apportée à la bonne température depuis une chaufferie performante. Il y a là une source d’économie possible, mais non certaine (pertes en tuyauteries, en ballons de stockage). L’économie peut être financière, si la source d’énergie de la chaufferie est moins chère que celle du lave-vaisselle

LA GESTION DE LA LAVERIE

La conduite

La réduction des temps d’attente entre les cycles est un facteur important d’économie d’énergie, ce dans les machines qui stockent ou recyclent l’eau chaude.

Le choix des horaires

Un lavage différé permet de décaler la consommation du lave-vaisselle en dehors de la période où a lieu la pointe quart-horaire et diminue ainsi la facture électrique. En effectuant le lavage de la vaisselle durant les heures creuses, on bénéficie alors d’un prix plus avantageux pour le kWh.

Évaluer	Pour comprendre la logique tarifaire du distributeur – Haute Tension.
Évaluer	Pour comprendre la différence entre heures creuses et heures pleines.

La plonge manuelle

Pour les restaurants qui la pratiquent (pour différentes raisons) il est notoire que la consommation d’énergie peut être deux à cinq fois plus forte qu’avec un lave vaisselle automatique.

Grille d’évaluation – exemple

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

Une grille d’évaluation est complétée pour chaque point de lavage de la vaisselle. L’utilisateur remplit les cases blanches.

LE POSTE LAVERIE	Type	Machine à capot.
	Caractéristiques	5 litres par cycle, 40 casiers/heure.
	Puissance	8 kW
	% de la vaisselle	100 %
Efficacité énergétique / Paramètres	Incidence	Note (0 à +/- 3)*	Bilan	Décision
Fuite d’énergie	*	– 2	– 20	non
Maintenance	**	+ 2	+ 40
Recyclage	***	+ 3	+ 90
Récupérateur	**	0	/
Dimensionnement	***	0	/
Alimentation	*	+ 3	+ 30
GESTION DE LA LAVERIE :
Temps d’attente	*	– 2	– 20	oui
Horaires	***	– 2	– 60	oui
Plonge manuelle	*****	0	/	oui

* : La note résulte d’un examen de l’appareil concerné et de son utilisation.

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

Concepts de base ayant une influence sur les consommations

Il y a d’autres facteurs que l’efficacité énergétique des lave-vaisselle et la façon de les utiliser qui influencent les consommations du poste.

Ce sont d’autres considérations que l’énergie qui conduisent au choix de ces concepts.

Nous avons relevé les points suivants :

Le nombre de plats et le type de distribution

Il est certain qu’une institution où l’on propose une entrée, un potage un plat consistant et un café et où la distribution nécessite un plateau, aura un poste laverie bien plus énergivore que celle qui se contente de servir un plat consistant et où le service se fait à table.

La vaisselle jetable

Certaines institutions choisissent pour des raisons de personnel d’utiliser de la vaisselle jetable ou donnent la vaisselle à laver à l’extérieur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réglementations et labels pour chaudières

Arrêtés Royaux du 11 mars 88, du 18 mars 97 et du 3 juillet 92 : combustibles gazeux et liquides

Rendement minimal

Les A.R. du 11 mars 88 et du 18 mars 97 imposent que toutes les chaudières pour combustibles gazeux et liquides vendues en Belgique aient un rendement utile minimal à pleine charge et à 30 % de charge. L’A.R. du 18 mars 1997 concernent les chaudières dont la puissance est inférieure à 400 kW.

Rendement utile instantané minimum à pleine charge (figure de gauche) et à charge partielle (figure de droite) pour des chaudières standard, imposé par les A.R. du 11 mars 88 et du 18 mars 97, comparé aux exigences des labels « Optimaz » et « HR+ ».

Rendement utile instantané minimum à pleine charge (figure de gauche) et à charge partielle (figure de droite) pour des chaudières à condensation imposé par les A.R. du 11 mars 88 et du 18 mars 97, comparé aux exigences des labels « Optimaz-élite » , « HR+ » et « HRtop ».

Marquage CE

L’A.R. du 3 juillet 1992 stipule que seuls les appareils gaz porteurs du marquage CE peuvent être mis sur le marché en Belgique. Ce marquage CE inclus le respect des exigences minimales de rendement.

Si la chaudière n’est pas équipée d’usine de son propre brûleur, l’ensemble chaudière/brûleur doit avoir obtenu le marquage CE. Il en va de même pour les chaudières équipées d’un condenseur séparé ne faisant pas partie intégrante de la chaudière (n’étant pas sous le même habillage). L’ensemble brûleur/chaudière/condenseur doit être marqué CE.

Arrêté Royal du 17 juillet 2009 : combustibles liquides et gazeux

L’A.R du 17 juillet 2009 modifiant l’arrêté royal du 8 janvier 2004 réglementant le niveau des émissions des oxydes d’azote (NOx) et du monoxyde de carbone (CO) pour les chaudières de chauffage central et les brûleurs alimentés en combustibles liquides ou gazeux dont la puissance calorifique est inférieure ou égale à 400 kW vendus en Belgique.

Pour les combustibles gazeux, les limites d’émission imposées sont les suivantes :

Combustible gazeux	À partir du 1er janvier 2010		À partir du 1er janvier 2012
	mgNOx/kWh	mgCO/kWh	mgNOx/kWh	mgCO/kWh
(1) Chaudière murale	mesurés conformément à la norme NBN EN 297 ou 483 ou 656
Puissance <= 400 kW	<= 70	<= 110	<= 70	<= 110
(2) Chaudière sol	mesurés conformément à la norme NBN EN 297 ou 483 ou 656
Puissance <= 400 kW	<= 100	<= 110	<= 70	<= 110
(3) Brûleur à air soufflé	mesurés conformément à la norme NBN EN 676
Puissance <= 70 kW	<= 100	<= 110	<= 70	<= 110
70 kW < Puissance <= 400kW	<= 120	<= 110	<= 100	<= 110
(4) Générateur d’air chaud	mesurés conformément à la norme NBN EN 621, 778, 1020 ou 1319
avec brûleur atmosphérique	<= 200	<= 300	<= 150	<= 110
avec brûleur prémix	<= 150	<= 110	<= 100	<= 110
avec brûleur automatique à air soufflé <= 70 kW	<= 100	<= 110	<= 70	<= 110
avec brûleur automatique à air soufflé 70 < P <= 400 kW	<= 120	<= 110	<= 100	<= 110
Appareils alimentés en propane	valeur des points 1 à 4 du tableau majorée d’un facteur 1.3 pour le NOx et de 1.1 pour le CO

Pour les combustibles liquides, les limites d’émission imposées sont les suivantes (notamment pour le gasoil de chauffage et le gasoil de chauffage extra) :

Chaudière liquide	A partir du 1er janvier 2010			A partir du 1er janvier 2012
	mgNOx/kWh	mgCO/kWh	Indice de suie	mgNOx/kWh	mgCO/kWh	Indice de suie.
(1) Chaudière	mesurés conformément à la norme NBN EN 303-4, 303-2, 304
Puissance <= 70 kW	<= 120	<= 60		<= 115	<= 60
70 < Puissance <= 400 kW	<= 185	<= 110		<= 150	<= 100
(2) Générateur d’air chaud	mesurés conformément à la norme NBN EN 13832
Puissance <= 70 kW	<= 120	<= 60		<= 115	<= 60
70 < Puissance <= 400 kW	<= 185	<= 110		<= 150	<= 100
(3) Brûleur	mesurés conformément à la norme NBN EN 267
à air soufflé Puissance <= 70 kW	<= 120	<= 60	<= 1	<= 115	<= 60	<= 0.5
à air soufflé 70 < P <= 400 kW	<= 185	<= 110	<= 1	<= 150	<= 110	<= 0.5
à air soufflé et à gazéification Puissance <= 70kW	<= 120	<= 60	<= 0.5	<= 115	<= 60	<= 0.3
à air soufflé et à gazéification 70 < P <= 400 kW	<= 185	<= 110	<= 0.5	<= 150	<= 110	<= 0.3

À titre de comparaison, voici les valeurs prônées par l’ancienne réglementation (8 janvier 2004) :

Type de chaudière ou de brûleur	Émissions maximales admises [mg/kWh]
Type de chaudière ou de brûleur	NOx	CO
Gaz atmosphérique P < 400 kW	150	110
Gaz à brûleur pulsé P < 400 kW	120	110
Fuel à brûleur pulsé P < 70 kW	120	110
Fuel à brûleur pulsé 70 kW < P < 400 kW	185	110

Label Optimaz et Optimaz-elite

Le Centre d’Information des Combustibles Liquides (CEDICOL) a créé les labels « Optimaz » pour les ensembles chaudière-brûleur et « Optimaz-Elite » pour les variantes à condensation .

Etiquette obligatoirement portée par les ensembles chaudière-brûleur possédant un label « Optimaz » et « Optimaz-Elite ».

Les exigences imposées par Optimaz sont les suivantes :

Rendement de combustion minimal (selon la formule de Siegert):
- de 93 % pour le label Optimaz en régime de température 80/60
- de 95 % pour le label Optimaz-élite en régime de température 80/60
- de 97.5 % pour le label Optimaz-élite en régime de tempéture 50/30
Pourcentage de CO₂ dans les fumées minimal de 12,5 %.
Emission maximale de NOx s’élève à :
- Puissance < 70 kW : 120 mg/kWh
- Puissance > 70 kW : 185 mg/kWh
Emission maximale de CO s’évèle à 110 mg/kWh
Indice de Bacharach maximal de 1.
Consommation d’entretien, dT étant le différence de température entre l’ambiance et la température de la chaudière :
- Chaudière sans production d’ECS : 0.008 Pn (0.8%) pour les puissances < 70 kW et 0.006 Pn (0.6%) pour les puissances supérieures
- Chaudière à ECS séparé ou pouvant être déconnecté : 0.43 W/l de perte d’entretien du ballon de stockage
- Chaudière à ECS ne pouvant être déconnecté : 0.008 Pn + 0.43 V où V est le volume d’ECS intégré à la chaudière
- Chaudière à ECS à production rapide (instantané) : 0.008 Pn (0.8%) pour les puissances < 70 kW et 0.006 (0.6%) pour les puissances supérieures
Rendement utile à pleine charge de
- 87.5 + (1,5 log Pn) pour le label Optimaz en régime de température 80/60
- 91 + (log Pn) pour le label Optimaz-élite en régime de température 80/ 60
Rendement utile à 30 % de charge (en fonctionnement continu) de
- 87,5 + (1,5 log Pn) pour le label Optimaz en régime de température 50/30
- 97 + (log Pn) pour le label Optimaz-élite en régime de température 50/30

Garantie minimale sur l’appareil de 5 ans sur le bloc de chauffage et de 2 ans sur les pièces détachées.

CEDICOL édite la liste des combinaisons ayant obtenu le label.

Le label Optimaz n’a pas des exigences très sévères par rapport aux exigences légales du 18 mars 1997 et par rapport aux meilleurs équipements sur le marché. En ce qui concerne le label Optimaz-Elite, il ne demande pas un rendement supérieur à la législation. Néanmoins, ces labels permettent d’avoir une certaine garantie sur la qualité du matériel choisi. Il ne permet cependant pas de comparer les équipements entre eux puisqu’aucune valeur chiffrée n’est fournie avec « l’étiquette Optimaz ».

Label HR+ et HR Top

Les distributeurs de gaz appliquent un label HR+ (chaudières traditionnelles) et HR top (chaudières à condensation), censés promouvoir le matériel particulièrement peu énergivore.

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

Il faut cependant savoir que les chaudières possédant le label HR+ ne sont, théoriquement, nullement plus performantes que les autres. En effet, les performances à atteindre pour obtenir ces labels ne sont autres que les performances réglementaires (A.R. du 11 mars 88 et du 18 mars 97) pour les puissances inférieures à 400 kW. C’est les performances minimales auxquelles doivent répondre toutes les chaudières vendues chez nous, quel que soit leur type. Comme on le voit, le label « HR+ » ne permettent pas de distinguer les chaudières gaz performantes des autres. Le labels « HR+ » apportent cependant la garantie que ces performances sont réellement respectées puisque contrôlées par le laboratoire de l’Association Royale de Belgique des Professionnels du Gaz (ARGB). Pour les chaudières ne possédant pas de label, il faut souvent se fier à la bonne foi du fabricant.

Le label HR top donne des garanties sur le rendement utile supérieures à la législation mentionnée ci-dessus. Le rendement doit être de 95% à puissance nominal (température moyenne de l’eau à 70°C) et de 107% en charge partielle (30% de Pn et une température de retour de 30°C) , lorsque la condensation à lieu. Ces valeurs commencent à être réellement contraignantes.

En matière d’émissions, les labels HR garantissent également que la concentration en CO et NO_x dans les produits de combustion privés d’air de vapeur d’eau ne dépasse pas certains niveaux : 110 mgCO/kWh pour les deux labels, 150mgNOx/kWh pour le HR+ et 70mgNOx/kWh pour le HRtop.

Label Ange Bleu : « Der Blaue Engel »

L’institut allemand d’assurance qualité et de certification (RAL) décerne le label à des chaudières à pellets dont la puissance ne dépasse pas 50 kW et les poêles dont la puissance ne dépasse pas 15 kW. Ces appareils doivent répondre à une série de critères relatifs à la performance et à l’émission de gaz nocifs. En outre, les chaudières doivent répondre à la norme DIN EN 303-5 en ce qui concerne le comportement structurel et la sécurité, les poêles aux normes DIN 18 894 ou DIN EN 14785.

Label Ange Bleu pour les poêles et chaudières à pellets .

Pour les chaudières, le rendement doit être supérieur à 90% en pleine charge et à 88% à charge partielle. En ce qui concerne les poêles, le rendement doit être supérieur à 90% aussi bien en pleine charge qu’en charge partielle. Cela donne donc des garanties réelles concernant les performances de ces appareils puisque qu’elles doivent être mesurées par un laboratoire agrée indépendant. Néanmoins, on voit que les puissances considérées restent relativement limitées.

	Domaine d’application	Rendement pleine charge (Pn)	Rendement charge partielle (0.3 Pn)	Electricité auxiliaires	NOx pleine charge (mg/m³)	CO pleine charge (mg/m³)	CO charge partielle (mg/m³)	Poussières pleine charge (mg/m³)	Substances organiques pleine charge (mg/m³)	Substances organiques charge partielle (mg/m³)
Chaudière à pellets	P < 50 kW	>= 90%	>= 88%	<= 1% Pn	150	90	200	20	5	5
Poêle à pellets	P < 15 kW	>= 90%	>= 90%	<= 1% Pn	150	180	400	25	10	15

Norme DIN 4702, partie 8

La norme allemande DIN 4702, partie 8, propose une méthode normalisée pour chiffrer le rendement saisonnier théorique d’une chaudière. Elle consiste en une mesure en laboratoire du rendement journalier (tenant donc compte du rendement utile et des pertes à l’arrêt), dans cinq conditions représentatives d’un moment de la saison de chauffe.

La moyenne entre ces cinq mesures donne un rendement normalisé représentatif du rendement saisonnier réel. 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.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Repérer l’origine de la surchauffe

Prédisposition du bâtiment à la surchauffe ?

En théorie

L’ensemble des apports thermiques ne contribue pas instantanément à l’élévation de la température ambiante d’un local.

Ainsi, par exemple, le flux solaire, est d’abord absorbé par les matériaux constituant le local. Ensuite, au fur et à mesure de l’accumulation, la capacité d’absorption des matériaux diminue. Au début, la chaleur réellement cédée au local est donc nettement inférieure aux apports instantanés par ensoleillement. La chaleur cédée au local augmente ensuite progressivement pour devenir maximale au bout d’un certain temps. Lorsque l’ensoleillement a cessé, toute la chaleur emmagasinée par les parois est progressivement restituée.

Plus le bâtiment aura une grande inertie thermique, c’est-à-dire une structure lourde, plus le maximum d’apports réels dus au soleil sera faible, et plus il sera retardé par rapport au flux instantané traversant le vitrage.

Comparaison entre la chaleur instantanée due à l’ensoleillement et la chaleur réellement restituée au local, pour des bâtiments à forte et faible inertie.

Exemple.

puissance calorifique maximum effectivement transmise à un local par une journée ensoleillée de juillet (en W/m² – vitrage simple clair)

Orientation	Puissance instantanée maximum transmise au travers du vitrage	Puissance maximum restituée au local
Orientation		Bâtiment léger	Bâtiment moyen	Bâtiment lourd
est	515	391	298	273
sud	187	182	151	143
ouest	515	396	309	288

En pratique

Les bâtiments à faible inertie thermique, c’est-à-dire légers, seront donc beaucoup plus sensibles aux surchauffes.

Bâtiment à forte inertie thermique ?

Bâtiment à faible inertie thermique ?

Exemple.

murs épais,
bâtiment moyennement vitré,
murs intérieurs lourds.

Exemple.

structure métallique,
vitrages importants,
cloisons intérieures légères,
faux plafonds,
sol recouvert de moquette ,
isolation par l’intérieur.

Une surchauffe est rare dans ce type de bâtiment. Il y a de fortes chances que ce soit l’installation de chauffage et sa régulation qui soient responsables du problème. La solution est souvent aisée.

Ce type de bâtiment est très sensible aux apports de chaleur, internes (ex : les personnes) ou externes (ex : le soleil). Il y fait vite froid en hiver et vite chaud en été. Il faudra analyser de près les solutions et jouer sur plusieurs facteurs simultanément. Il n’y a pas de solution miracle !

Circonstances d’apparition de la surchauffe

Si la surchauffe apparaît surtout en été, il faut passer en revue tous les apports de chaleur possibles (internes ou externes), pour en circonscrire les principaux.

Calculs

Pour comparer le poids relatif des différents apports de chaleur dans un local, accédez au calcul du bilan thermique d’été.

Si la surchauffe apparaît surtout durant la saison de chauffe, on soupçonne d’abord l’installation de chauffage de ne pas fonctionner adéquatement, soit parce qu’elle est mal conçue, soit parce qu’elle est mal régulée, notamment en fonction des apports de chaleur gratuits.

Pour affiner les recherches, nous vous proposons de passer en revue les différentes sources de surchauffe possibles :

Le soleil au travers des vitrages

L’énergie solaire transmise aux locaux par l’intermédiaire des vitrages peut entraîner la surchauffe de l’air par effet de serre.
Même sans cela, avec une température ambiante acceptable, le confort thermique des occupants peut être détérioré par le rayonnement direct du soleil et le rayonnement chaud du vitrage ensoleillé.

Les facteurs favorisant les apports solaires sont :

La taille et l’orientation des fenêtres

Voici la puissance calorifique transmise au travers d’un double vitrage clair en juin, par ciel serein :

Des fenêtres de grande taille auront un impact important sur la surchauffe si elles sont orientées :

> à l’est : les apports solaires sont maximum en matinée, parfois avant l’arrivée des occupants.

> au sud : les apports solaires sont plus importants en hiver, car le soleil est bas sur l’horizon. Cependant les apports d’été seront plus durement ressentis car ils s’ajoutent à une température de l’air plus importante.

> à l’ouest : les apports sont maximum en fin d’après-midi. Ce cas est le plus critique, car les apports importants dus à la faible hauteur du soleil se cumulent à la chaleur emmagasinée durant toute la journée.

Le facteur solaire du vitrage

Tous les vitrages ne laissent pas passer la même quantité de rayonnement solaire. Cette caractéristique se traduit par le facteur solaire du vitrage (FS). Plus le facteur solaire est élevé, plus le rayonnement pouvant traverser le vitrage est important.

Exemple.

vitrage simple clair : FS = 0,86
vitrage double clair : FS =0,76
vitrage réfléchissant : FS =de 0,10 à 0,63

Le soleil au travers de la toiture ?

Le rayonnement solaire frappe la surface de la toiture. Celle-ci s’échauffe progressivement. La chaleur ainsi accumulée est alors réémise en partie à l’intérieur du bâtiment, en partie à l’extérieur.

Pour les locaux situés sous une toiture, l’échauffement de celle-ci sous l’action du soleil, peut entraîner un apport important de chaleur si

la toiture a une structure légère et donc peu d’inertie thermique,
la toiture n’est pas isolée,
la toiture est recouverte d’un revêtement de couleur sombre.

Exemples.

Gains solaires transmis au travers d’une toiture plate ensoleillée.

Types de matériaux	Coefficient U	Couleur sombre	Couleur claire	Déphasage
Polystyrène (PS) 10 cm	0.33 W/m²K	9 W/m²	6 W/m²	1.7 h
Tôle d’acier 2 mm	4.61 W/m²K	121 W/m²	79 W/m²	0.2 h
Tôle d’acier 2 mm + PS 8 cm	0.41 W/m²K	11 W/m²	7 W/m²	2.9 h
Bois 2 cm + PS 8 cm	0.35 W/m²K	9 W/m²	6 W/m²	6.2 h
Béton 20 cm	3.41 W/m²K	68 W/m²	46 W/m²	7.2 h
Béton 20 cm + PS 6 cm	0.5 W/m²K	10 W/m²	7 W/m²	7.8 h

Les occupants ?

Alors qu’une occupation normale des locaux (par exemple 1 personne pour 15 m² de bureau) n’entraînera pas des apports excessifs, une densité d’occupation plus importante comme par exemple celle d’une salle de conférence, de réunion, de cours,… contribuera de façon significative à l’augmentation de la température ambiante.

La quantité de chaleur évacuée est fonction de l’individu et de son activité.

Le tableau suivant représente les gains internes dus aux occupants. Les valeurs sont données pour un homme adulte de taille moyenne. Ces valeurs peuvent être revues à la baisse pour une femme (- 20 %) et un enfant (- 20 à – 40 %).

Température de confort en fonction de l’activité.

Apports en chaleur sensible dus aux occupants en W/personne
Type d’activité	Température du local
Type d’activité	17°C	19°C	21°C	23°C	25°C	27°C	29°C
Assis au repos – salles de spectacle	93	86	79	73	67	59	45
Assis travail léger ou debout au repos – locaux scolaires	102	94	86	78	70	60	46
Assis, travail modéré – travail de bureau	109	100	90	82	72	61	46
Debout, travail léger – travail de montage – magasin, banque	119	108	95	84	73	61	48
Travail modéré – vendeur actif – marche réduite	143	117	103	89	75	63	48
Travail actif – marche – supermarchés	142	126	111	96	81	65	51
Travail intense – serveur très actif – salles de gymnastique	172	153	137	119	104	87	72
Travail pénible – marche rapide – effort de poussée	208	189	172	153	138	119	100

Les équipements ?

L’accumulation des équipements tels que ordinateurs, imprimantes, photocopieuses, machines à café,….(allumés en permanence), monitoring en tout genre dans les salles d’examen des hôpitaux peut à elle seule imposer un refroidissement. On peut considérer qu’un bureau devient fortement équipé lorsque chaque occupant possède son ordinateur et son imprimante ou plusieurs appareils médicaux de monitoring.

Les puissances liées à ces apports internes « gratuits » sont en première approximation de :

20 W/m² si occupants + éclairage général.
30 W/m² si occupants + éclairage + un PC par personne.
40 W/m² si occupants + éclairage + un PC et une imprimante laser par personne.

Évaluer

Pour évaluer la qualité énergétique des équipements de bureau.

L’éclairage artificiel ?

Un éclairage surabondant peut contribuer fortement aux surchauffes :

Si la puissance d’éclairage installée est importante. Dans certains immeubles, les anciennes installations peuvent atteindre une puissance de 25-30 W/m². La valeur que l’on peut atteindre dans les installations performantes est de l’ordre de 1,5 W/m²/100 Lux (dans des bureaux, cela correspond à 12 W/m²).
Si l’éclairage artificiel reste en permanence allumé durant la journée.

Évaluer

Pour évaluer la qualité énergétique de l’éclairage.

La ventilation ?

Lorsque la température extérieure diurne est plus élevée que la température intérieure, la ventilation des locaux augmente la charge thermique à éliminer. Il faut donc se limiter dans ce cas à assurer une ventilation hygiénique, soit par exemple 30 m³/h/personne dans un bureau.

Évaluer

Pour évaluer la qualité de la ventilation.

Le chauffage ?

En période de chauffe, une installation de chauffage correcte doit dispenser sa chaleur en fonction des besoins réels.
Un excédent par rapport à ceux-ci peut conduire à une surchauffe plus ou moins grande :

soit parce que les besoins ont diminué par suite d’apports de chaleur gratuits ou d’un réchauffement du climat et que la fourniture de chaleur ne s’est pas adaptée,
soit parce que le réglage hydraulique de l’installation est déficient,
soit la technologie des émetteurs est inadéquate au type d’occupation des locaux.

Circonscrire les recherches

Pour circonscrire les recherches, il convient d’examiner les circonstances dans lesquelles les surchauffes apparaissent :

Circonstances d’apparition de la surchauffe		Pistes
Dans tous les locaux alors que ceux-ci ont des orientations et des occupations différentes.		Mauvaise régulation centrale du chauffage.
Dans un ou quelques locaux et souvent liée à un manque de chaleur dans d’autres locaux.		Mauvais équilibrage de la distribution.
Liée à un mauvaise répartition des températures dans le local.		Technologie des émetteurs inadéquate.
Liée à l’apparition du soleil ou à la réunion de nombreuses personnes.		Piste 1 : régulation inadéquate. Piste 2 : technologie des émetteurs inadéquate. Piste 3 : apports gratuits trop importants. Si les deux premières pistes s’avèrent erronées (ex : présence de vannes thermostatiques et chauffage peu inerte), il est possible que les apports gratuits de chaleur (soleil, occupants) soient tels que la surchauffe persiste. Il faudra donc s’attacher à les limiter. Dans cette situation, la surchauffe se retrouvera inévitablement aussi en été.
Après une modification de la disposition ou de la taille des locaux.		Mauvais dimensionnement des émetteurs.
Après une modification du réseau de distribution du chauffage (ajout ou retrait d’un circuit de radiateurs sur une installation existante).		Mauvais équilibrage de la distribution
Accompagnée d’une fluctuation de la température intérieure.		Piste 1 : technologie des émetteurs inadéquate. Piste 2 : mauvaise régulation locale du chauffage. Piste 3 : mauvais dimensionnement des émetteurs.

L’absence de régulation en fonction des apports gratuits

Pour maintenir la température d’un local dans des limites acceptables, il est important que la puissance de chauffe émise dans ce dernier diminue lorsque des apports de chaleur gratuits apparaissent (soleil, personnes).

Exemple.

Par exemple, un local de bureau de 30 m² nécessite une puissance de chauffe maximum (par -10°C de température extérieure) de 1 000 W.
Le local est orienté au sud. Ayant peu d’inertie thermique, les apports solaires au travers des vitrages (6 m²) peuvent atteindre au mois de janvier 350 W/m² de vitrage ou 2 100 W. Si aucune régulation locale ne stoppe la fourniture de chaleur à ce moment, une surchauffe importante est inévitable.

Vanne thermostatique, sonde extérieure et sonde d’ensoleillement.

La régulation la plus souvent utilisée dans ce cas est la vanne thermostatique. Son rôle est de diminuer le débit d’eau chaude alimentant les émetteurs, en fonction des apports de chaleur externes ou internes, pour maintenir une température constante dans le local. La simple présence de telles vannes sur les émetteurs n’est cependant pas une garantie de fonctionnement correct. En effet celui-ci dépend d’une coopération des occupants, ce qui n’est pas une certitude dans des lieux publics !

La présence d’autres équipements dans l’installation de chauffage seront des indices permettant d’écarter l’hypothèse d’une absence de régulation en fonction des apports gratuits. Ainsi le réseau de distribution de chauffage peut être dissocié en fonction de l’orientation et de l’occupation des locaux. Une façade soumise à l’ensoleillement peut être équipée de son propre circuit de chauffage commandé par sa propre sonde extérieure associé éventuellement à une sonde d’ensoleillement.

Mauvais réglage de la régulation centrale

Une installation de chauffage est dimensionnée pour garantir le confort des occupants pour une température extérieure voisine de -10°C. Cette température n’est en fait atteinte que très rarement durant la saison de chauffe. La température moyenne régnant durant celle-ci est plutôt proche de 5°C.

La régulation de l’installation a donc pour objectif de diminuer la puissance de chauffe pour que la fourniture de chaleur corresponde aux besoins réels. Cette régulation est souvent réalisée à un niveau central, en modifiant la température de l’eau distribuée

soit au niveau de la chaudière,
soit au niveau des circuits de distribution.

Variation de puissance d’un radiateur avec la variation de sa température d’eau.

Si la surchauffe se fait ressentir un peu partout dans le bâtiment, sans circonstance particulière (comme l’ensoleillement), on peut soupçonner que la température de l’eau qui alimente les émetteurs soit trop élevée, suite à :

une défectuosité de la sonde de température extérieure,
une courbe de chauffe trop élevée,
une erreur de programmation des horaires ou des températures de consigne.

Si l’installation de chauffage est en outre équipée d’une régulation locale, telle que vannes thermostatiques, l’effet d’une température d’eau trop élevée sera diminué.

Le déséquilibre de l’installation

Un réseau de distribution de chauffage est dit équilibré lorsque la perte de charge du circuit hydraulique conduisant à chaque émetteur est identique.

Réseau de distribution équilibré :
la résistance hydraulique de chaque branche est identique.

Un des circuits présentant une résistance hydraulique moindre aura tendance à court-circuiter une partie du débit, privant les autres circuits. Il est dès lors possible que le débit nécessaire ne soit pas atteint dans certains corps de chauffe, la température ambiante souhaitée n’est alors pas obtenue. Le réseau de distribution est hydrauliquement déséquilibré.

Réseau de distribution déséquilibré :
le premier radiateur court-circuite la majorité du débit.

La tendance souvent remarquée dans cette situation est d’augmenter la consigne de température (au niveau de la courbe de chauffe ou du thermostat d’ambiance) pour assurer le confort dans le local le plus froid. Il est résultera une surchauffe dans les locaux jusqu’alors correctement chauffés.

Pour repérer un déséquilibre, on peut sentir la répartition des températures dans les radiateurs : un radiateur chaud dans sa partie supérieure, mais froid dans sa partie inférieure présente un débit d’alimentation insuffisant (au contraire, une partie supérieure froide traduit une présence d’air à purger).

Détecter la mauvaise irrigation d’un radiateur.

Un déséquilibre hydraulique chronique dans une installation, par exemple dans une installation neuve, est le résultat d’une installation mal dimensionnée ou mal réglée lors de sa mise en route.

Par contre, un déséquilibre peut apparaître subitement, à la suite de :

l’embouage d’une partie de l’installation ou le blocage d’un élément par des boues,
l’extension des circuits par des piquages sur les circuits existants,
le placement de vannes thermostatiques sur une partie seulement de l’installation, ayant pour conséquence l’augmentation des pertes de charge dans une partie du circuit,
la modification de la régulation (exemple : le placement d’un optimiseur) qui peut entraîner des interférences entre les circuits et un mauvais fonctionnement des vannes mélangeuses lorsque l’installation ne possède pas de collecteur bouclé.

La technologie des émetteurs

Certains types d’émetteurs seront plus susceptibles de conduire à des surchauffes :

les émetteurs très peu inertes tels que les convecteurs dynamiques,
les émetteurs très inertes tels que le chauffage par le sol.

Émetteurs peu inertes

Les convecteurs très peu inertes chauffent l’ambiance uniquement par convection.

Chaque demande de chauffage (généralement commandée par une sonde d’ambiance) entraîne une montée en température très rapide de l’air ambiant.

Inversement, la chute de la température sera rapide dès la commande d’arrêt du thermostat.

Cette situation conduit à des fluctuations de température (alternance de périodes fort chaudes et fort froides) qui sont d’autant plus importantes que

La puissance de l’émetteur est surdimensionnée par rapport aux besoins réels.
Le différentiel du thermostat (différence de température commandant l’enclenchement et le déclenchement de l’appareil) est grand.

Émetteurs inertes

Les émetteurs très inertes, c’est-à-dire comportant une masse chaude très importante (dalle pour le chauffage par le sol, grand volume d’eau et fonte pour certains radiateurs), ne peuvent diminuer suffisamment rapidement leur puissance d’émission lorsque des apports gratuits importants apparaissent (ensoleillement, occupants).

Exemple : le chauffage par le sol. La chaleur y est véhiculée par de l’eau à une température de 40 à 50°C. Par la circulation de cette eau, c’est l’entièreté de la masse du sol (dalle de béton, carrelage) qui est portée à température et qui rayonne sa chaleur vers l’ambiance, avec une température moyenne de surface variant entre 24° C et 29°C. Lorsque le soleil apparaît dans le local, il est impossible de refroidir immédiatement cette masse. La température dans le local va donc augmenter. Heureusement, l’émission de chaleur s’arrêtera automatiquement lorsque la température de l’air ambiant aura atteint la température de surface du sol. Cependant la masse du sol étant déjà chaude, sa capacité d’absorber une partie du rayonnement solaire incident est fortement amoindrie. L’impact direct du soleil sur la température ambiante en sera donc plus important.

Le surdimensionnement des émetteurs

Lorsque l’installation de chauffage est régulée de façon centrale (par exemple en fonction de la température extérieure ou en fonction d’un thermostat d’ambiance situé dans un local témoin), un confort identique sera atteint dans tous les locaux si les émetteurs possèdent un degré de surdimensionnement semblable par rapport aux besoins.

Exemples. Les radiateurs d’un bâtiment ont été dimensionnés suivant la méthode erronée des cubages. Lorsque le confort est atteint dans les locaux en bout d’aile ayant deux ou trois murs extérieurs, les locaux centraux, ayant une paroi extérieure seront surchauffés. De même, un changement de répartition des locaux, par déplacement des cloisons, peut entraîner une surpuissance de chauffage dans certains et un manque de puissance dans d’autres.

De plus, des émetteurs trop puissants permettent une montée rapide en température de l’air ambiant. S’ils sont régulés en fonction des conditions intérieures (vannes thermostatiques, sonde d’ambiance), leur temps d’action est donc très court et les fluctuations importantes (d’autant plus s’ils sont peu inertes).

Découvrez cet exemple de bâtiment dont les problèmes de surchauffage ont été pris en compte : la Maison de Repos et de Soins du CPAS de Tournai.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Charges thermiques internes pour les commerces

L’apport des occupants

L’homme apporte chaleur sensible (par notre corps à 37 °C) et chaleur latente (par notre production de vapeur d’eau en respiration et transpiration).

Différentes valeurs sont données dans la littérature. La norme DIN 1946-2 (VDI-Lüftungsregeln) est intéressante dans le sens où, pour une plage de température qui correspond bien aux ambiances de zones de vente, elle donne des valeurs de chaleur sensible et latente et des apports d’eau des personnes pour des activités allant du repos au travail lourd.

DIN 1946-2 : du repos à l’activité légère
Température d’ambiance [°C]	Chaleur totale [W]	Chaleur sensible [W]	Chaleur latente [W]	Apports en eau [g/h]
18	125	100	25	35
21	120	95	25	35
22	120	90	30	40
23	120	85	35	50
24	115	75	40	60
25	115	75	40	60
26	115	70	45	65
DIN 1946-2 : activité légère à soutenue
Température d’ambiance [°C]	Chaleur totale [W]	Chaleur sensible [W]	Chaleur latente [W]	Apports en eau [g/h]
18	190	125	65	95
21	190	115	75	110
22	190	105	85	125
23	190	100	90	135
24	190	95	95	140
25	190	85	100	145
26	190	85	105	150
DIN 1946-2 : activité lourde
Température d’ambiance [°C]	Chaleur totale [W]	Chaleur sensible [W]	Chaleur latente [W]	Apports en eau [g/h]
18	270	155	115	165
21	270	140	130	185
22	270	120	150	215
23	270	115	155	225
24	270	110	160	230
25	270	105	165	240
26	270	95	175	250

En période froide

La personne présente à la caisse, pour une température de 21 °C fournit donc 95 Watts de chaleur gratuite au local. Par ailleurs, elle disperse 35 grammes d’eau dans l’ambiance chaque heure. Dans une certaine mesure, la contribution des apports des personnes dans le magasin peut être intéressante.

Par exemple, si on considère que 100 clients se trouvent présents dans une moyenne surface, on arrive, pour une activité légère (c’est le cas des clients qui se déplacent dans le magasin), à des apports de l’ordre de :

115 [W] x 100 = 11 500 [Watts]

En période chaude

La vapeur d’eau risque d’être condensée, sur la batterie froide du ventilo-convecteur ou sur l’évaporateur des meubles frigorifiques. La chaleur de condensation correspondante devra être comptabilisée dans le bilan thermique de la machine frigorifique. La chaleur de vaporisation/condensation étant de 2 500 kJ/kg environ, la correspondance est donnée pour un client évoluant dans une ambiance de 26 °C par :

(150 [g/h] x 2 500 [J/g] ) / 3 600 [s/h] = 105 [Watts]

En conclusion

La présence d’un client apporte 115 Wh, chaque heure, en diminution des besoins de chauffage d’hiver dans un magasin à 21 °C.

Le même client (fidélité oblige) augmente de 190 Wh, chaque heure, les besoins de refroidissement d’une zone de vente climatisé par la présence de froid alimentaire, dans un magasin maintenu à 26 °C.

L’apport des équipements par usage

Si la consommation des nouveaux appareils d’éclairage a été fortement réduite ces dernières années, par contre, celle due à la prolifération des équipements par usage a augmenté de manière spectaculaire.

La quantité totale de chaleur libérée par ce type d’équipement est déterminée par l’utilisation/allumage de l’équipement. Les charges moyennes réelles dépendent de la configuration et de l’occupation des zones de vente. Des campagnes de mesure dans certains magasins ont montré la contribution de ces apports internes à l’augmentation des consommations de climatisation ou de froid alimentaire.

La cuisson rapide, par exemple, s’est fortement développée que ce soit dans les commerces de détail comme dans les grandes et les moyennes surfaces.

Les sources l’ADEME en France nous permettent d’interpréter les appels de puissance dues aux appareils se trouvant dans la zone de vente et risquant de perturber le fonctionnement des meubles frigorifiques.

Type d’usage	Puissance moyenne des usages du magasin [W]
Four de la boulangerie	20 000
Chambre de pousse de la boulangerie	300
Emballeuse boucherie	330
Etiqueteuse boucherie	15
Photomaton	100
sonorisation	35
Caisse	20
Portique anti-vol	90
…

Source : ENERTECH, « Diagnostic électrique d’un supermarché de moyenne surface, avril 2001.

Dans cette étude très détaillée, on a tenté de dégager l’impact des apports internes sur le froid alimentaire. Le graphique suivant illustre la démarche :

Profil des consommations en période chaude (source ENERTECH).

Profil des consommations en période froide (source ENERTECH).

à l’éclairage ;
à l’occupation ;
l’ouverture des portes ;
les déperditions du bâtiment;
…

Seule un essai réel dans des conditions identiques en combinant entre eux les différents apports internes permettrait d’identifier la contribution de chacun d’eux. C’est difficilement envisageable dans un commerce en exploitation.

Seule la simulation thermique dynamique peut nous aider.

L’apport de l’éclairage

Puissance spécifique

Pour les zones de vente des commerces, on peut atteindre des valeurs de puissance spécifique de l’ordre de 20 W/m². En effet, les niveaux d’éclairement sont assez élevés et frôlent les 1 000 lux. En effet, les commerçants exigent en général ce niveau d’éclairement pour :

réaliser des éclairages d’accentuation;
de compenser l’atténuation du niveau d’éclairement dû à la hauteur assez importante des zones de vente.

Éclairage général : de l’ordre de 20 W/m²

Éclairage asymétrique permettant d’éclairer de manière uniforme les rayonnages verticaux. L’éclairage général est tenu à bonne distance des meubles frigorifiques afin d’éviter que la chaleur qu’il dégage n’entre pas en ligne de compte dans le bilan énergétique des frigos. Il faut néanmoins se méfier, car indirectement à travers l’induction du rideau d’air des meubles frigorifiques ouverts (par exemple), les luminaires s’ils sont peu performants peuvent contribuer à réchauffer la température ambiante de la zone de vente et, par conséquent, influencer l’évaporateur des meubles.

Éclairage d’accentuation : 20 à 50 W/m²

L’éclairage d’accentuation ne fait pas bon ménage avec les meubles frigorifiques pour la simple raison qu’il est en général près ou fait partie intégrante des meubles et communique directement sa chaleur.

Gestion de l’éclairage

Le nombre d’heures d’utilisation de l’éclairage dépend de son mode de gestion.

Avec une gestion centralisée de l’éclairage, le nombre d’heures d’utilisation maximum est atteint : l’éclairage est allumé à l’ouverture par les membres du personnel les premiers sur les lieux de travail et éteint en fin de journée par une centrale. On admet que l’éclairage est utilisé minimum 12 heures par jour, 6 jours par semaine et durant 52 semaines.

Avec une gestion par zones ou en différentiant l’éclairage de travail et celui de vente, la gestion peut être décomposée en plusieurs paliers de puissance au cours de la journée :
- - les premiers membres du personnel (réapprovisionneur, boucher, boulanger, …) utilisent uniquement l’éclairage de travail;
  - pendant les heures d’ouverture, l’éclairage maximum est allumé

Source : Dapesco (implantation Delhaize Mutsaart).

- Avec une bonne gestion individualisée ainsi qu’une liaison éclairage naturel, l’éclairage est allumé et éteint en fonction de la lumière naturelle disponible. Le système automatique éteignant l’éclairage est muni d’un retardateur.

Source : IDEA (implantation Sainsbury Greenwich).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Faut-il ajouter une sous-toiture lors de l’isolation du versant existant ?

Lattes
Contre-lattes
Faut-il une sous-toiture ?
Isolant
Charpente
Pare-vapeur
Finition du plafond

On dispose d’une bonne sous-toiture

Une bonne sous-toiture possède les caractéristiques adéquates dont il est question ci-dessous, mais doit également être posée correctement.

De telles sous-toitures peuvent avoir été placées en prévision d’une isolation ultérieure en vue d’un aménagement des combles.

concevoir

Au cas où l’on dispose d’une bonne sous-toiture correctement posée, on peut poser l’isolant entre les chevrons et on procède comme pour une toiture neuve.

Les caractéristiques d’une bonne sous – toiture :

La sous-toiture doit être :

étanche à l’eau et résistante à l’humidité,
résistante au gel,
durable,
de préférence, ininflammable,
perméable à la vapeur,
de préférence, capillaire,
de préférence rigide.

Vu que l’on peut trouver beaucoup de matériaux répondant aux premières exigences, la qualité d’une sous-toiture se mesure surtout par sa réponse aux trois dernières exigences, à savoir :

La perméabilité à la vapeur

La sous-toiture doit être plus perméable à la vapeur que la finition intérieure sous l’isolant, car, même si la toiture est munie d’un pare-vapeur parfaitement mis en œuvre :

Le pare-vapeur peut être perforé par la pose d’équipements sans que l’on s’en rende compte.

Les matériaux et le bois en particulier peuvent contenir de l’humidité résiduelle.

La capillarité

Par effet « buvard », une sous-toiture capillaire permet de limiter, voir de supprimer « l’égouttement » en cas d’infiltration ou de condensation sur la sous-toiture froide (phénomène du sur-refroidissement).

Une sous-toiture micro-perforée n’est qu’une succession de pleins et de trous. Les pleins étant froids, une condensation s’y produira.
Une sous-toiture capillaire est préférable pour retenir l’eau en attendant qu’elle s’évapore !

La rigidité

Il existe des sous-toitures rigides, comme les plaques renforcées aux fibres organiques et des sous-toitures souples comme les membranes plastiques microperforées ou non.
Une sous-toiture rigide a, pour avantage, de :

permettre le contact entre elle et l’isolant et ainsi assurer une bonne étanchéité à l’air,
ne pas réduire le vide au-dessus de la sous-toiture sous la poussée de l’isolant,
diminuer la charge de vent sur les éléments de couverture,
ne pas produire de vibrations bruyantes par temps venteux.

Les exemples de « bonne » sous-toiture

Une sous-toiture de type fibres ciment-cellulose ou fibres de bois sont de bonnes sous-toitures : elles sont perméables à la vapeur, capillaires et rigides.

Les non-tissés en fibre de verre ou en matière synthétique représentent de bonnes sous-toitures si elles sont bien posées et que tous les autres composants de la toiture sont également correctement placés.

La sous – toiture doit être correctement posée

La sous-toiture doit être posée de manière continue et avec recouvrements entre les plaques ou les membranes.

Discontinuité dans la sous-toiture.

Il ne peut y avoir aucune perforation de la sous-toiture.

La sous-toiture doit aboutir à l’extérieur du bâtiment, dans la gouttière par exemple, sans créer de poches intérieures.

Mauvaise pose de la sous-toiture au niveau de la gouttière.

Il ne peut y avoir aucun obstacle qui empêche l’eau de couler sur la sous-toiture vers la gouttière.

Photo sous-toiture.

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A chaque interruption de la sous-toiture (cheminée, lanterneau, lucarne, …), les eaux infiltrées sous les éléments de couverture doivent être déviées vers la gouttière.

On dispose d’une bonne sous-toiture mais endommagée localement

La sous-toiture doit être réparée localement avant de poser l’isolant.

Suivant les sous-toitures, les méthodes de réparations locales varient. On sera toujours attentif à :

ne pas créer de poche de stagnation,
ramener l’eau sur la sous-toiture située en aval,
effectuer des réparations solides et stables dans le temps,
utiliser des matériaux compatibles avec la sous-toiture existante.

On ne dispose pas de sous-toiture

Faut-il en placer une par l’intérieur ?

Non !

En raison de la complexité de la méthode et du manque d’expérience dans le domaine, l’addition d’une sous-toiture à la toiture existante est, à ce jour, peu recommandée.

Par l’intérieur, il n’est quasiment pas possible de réaliser une sous-toiture continue entre chevrons.
Une interruption dans la sous-toiture donne lieu à un point préférentiel d’infiltration d’eau.

De plus, pour assurer correctement son rôle d’évacuation de l’eau, la sous-toiture doit aboutir à l’extérieur du bâtiment, dans la gouttière par exemple, sans créer de poches intérieures. Or en cas de rénovation sans retirer la couverture, le raccord correct de la sous-toiture à la gouttière est difficilement envisageable.

Comment raccorder la sous-toiture à la gouttière sans démonter la couverture ?

Volige
Lattes
Contre-lattes
Gouttière
Sous-toiture
Mur plein
Isolant.

En réalité, la seule bonne solution consiste à retirer la couverture et à placer une sous-toiture par l’extérieur.

Il existe une solution peu fiable qui consiste à ne pas placer de sous-toiture et à choisir un matériau isolant hydrophobe, non capillaire posé de manière parfaitement jointive afin, qu’en cas d’infiltration, l’eau ne stagne pas et ne pénètre pas dans l’isolant. On évite ainsi qu’il perde sa capacité isolante et qu’il se détériore.

Dans le cas d’une laine minérale, un pare-vapeur doit être posé de manière impeccable et faire office de coupe-vent (les effets du vent peuvent se faire sentir fortement dans une toiture).
Au cas où l’eau passerait en-dessous de l’isolation au travers d’un joint mal fermé, cette légère infiltration serait arrêtée par le pare-vapeur et sécherait par la suite.

Dans le cas d’une mousse de polystyrène, celui-ci remplit, à lui seul les fonctions de sous-toiture, d’isolant et de pare-vapeur.
Enfin, toujours pour éviter les infiltrations d’air, il est préférable de choisir une finition en plâtre plutôt qu’en lambris ou planchettes.

Une précaution … !

Pour isoler sans sous-toiture, les pentes minimales doivent être respectées. Il faut être absolument certain du bon état de la couverture : elle doit assurer à elle seule la fonction d’étanchéité de la toiture. Il faut régulièrement surveiller tout envol ou rupture d’une tuile ou d’une ardoise, car lorsque les dégâts sont visibles à l’intérieur, il est souvent trop tard.

Autrement dit, cette solution n’est pas sans risque et doit être évitée ! En effet, il est difficile de contrôler toute pénétration d’eau (en cas d’intempérie, …), et si cette pénétration d’eau était sans conséquence néfaste avant l’isolation de la toiture, celle-ci pourrait endommager toute la finition intérieure de même que la charpente après isolation.

Remarque : le texte ci-dessus est inspiré d’un texte non officiel et non publié : Toiture inclinée – Questions techniques – Placement d’une sous-toiture en rénovation / Guichets de l’Énergie d’Ottignies / Août 1995. Il a été écrit suite à une étude faites sur le sujet par le Guichet de l’Energie d’Ottignies.

On ne dispose pas d’une bonne sous-toiture

On peut se trouver en présence d’une sous-toiture qui ne correspond pas aux caractéristiques d’une « bonne » sous-toiture. Il peut s’agir de feuilles de matière synthétique (micro-perforées ou non), de papier bitumé ou de papier revêtu d’une feuille d’aluminium ou synthétique, de membranes bitumineuses, etc.

Si la sous-toiture est trop peu perméable à la vapeur, il faut placer un pare-vapeur plus efficace sous l’isolant.

Question ?

Peut-on percer une sous-toiture existante pour augmenter sa perméabilité à la vapeur ?

c’est inutile, la condensation se fera sur la sous-toiture autour des trous,
il y a risque d’infiltration par les trous,
il y a risque de courant d’air sous la sous-toiture.

On dispose d’un voligeage

Le voligeage n’est pas considéré comme une sous toiture étanche.

On devra alors enlever la couverture et poser sur le voligeage une sous-toiture souple mais perméable à la vapeur et capillaire, et replacer la couverture après pose de contre-lattes et de lattes.

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Ensuite, on placera l’isolant par l’intérieur entre les chevrons comme on le ferait pour une nouvelle toiture.

Pare-vapeur
Chevron ou fermette (existant)
Voligeage (existant)
Sous-toiture
Contre-latte
Latte
Couverture
Gouttière (existante)

Initialement, la gouttière est fixée sur le voligeage. La sous-toiture que l’on vient poser sur le voligeage aboutira donc généralement correctement dans la gouttière.

On peut aussi choisir de ne pas poser de sous-toiture mais cette solution présente des risques.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le modèle d’isolation pour le plancher des combles

Cas d’un plancher lourd

La composition du plancher existant n’a pas d’influence sur le choix du modèle d’isolation.

Cependant, l’isolation sous le plancher lourd étant à éviter, tous les autres modèles vont surélever le plancher avec toutes ses conséquences : diminution de la hauteur sous toiture; diminution de la hauteur des baies (portes); selon la disposition, nécessité d’une marche supplémentaire …

Schéma l'isolation sous le plancher lourd.

concevoir

Cette contrainte mise à part, le choix du modèle avec aire de foulée,ou sans, se fait donc comme pour une toiture neuve.

Cas d’un plancher léger

Le choix du modèle d’isolation se fait en fonction des différents critères ci-dessous. C’est au concepteur de décider ceux qui sont prioritaires.

L’efficacité énergétique
La composition et l’état du plancher existant + besoin ou non d’un pare-vapeur + besoin ou non d’une aire de foulée
La régularité de l’entredistance entre les gîtes
Le besoin de disposer d’un espace technique important
La régularité du support de l’isolant

L’efficacité énergétique

L’efficacité énergétique de l’isolation d’un plancher de comble dépend évidemment de l’épaisseur et du coefficient de conductivité thermique (λ) de l’isolant.

Elle dépend aussi de la continuité de l’isolant. Ainsi une isolation posée entre gîtes de 4 cm d’épaisseur écartés de 36 cm ne couvre que 90 % du plancher, le reste étant couvert par les gîtes nettement moins isolants.

Un modèle où l’isolant couvre l’ensemble du plancher sans discontinuité, tel qu’un matelas de laine minérale qui enveloppe l’ensemble du plancher ou un isolant posé au-dessus du plancher,est donc plus efficace au niveau énergétique.

La composition et l’état du plancher léger existant + besoin ou non d’un pare-vapeur + besoin ou non d’une aire de foulée

Selon le modèle d’isolation, l’isolant se pose par le haut (sur le plafond de l’étage inférieur) ou par le dessous du plancher. Le modèle se choisit donc en fonction de la composition existante du plancher ou des éléments du plancher que l’on veut garder visibles.

Le pare-vapeur devant être posé sous l’isolant, la nécessité d’en poser un, détermine aussi le choix du modèle.
Enfin, si l’on souhaite une aire de foulée, il faut adapter le modèle pour pouvoir la supporter.

Choix du modèle d’isolation en fonction de la composition du plancher existant

Plancher existant

Plancher sans aire de foulée, avec plafond.

Plancher avec aire de foulée, sans plafond.

Plancher avec aire de foulée et plafond.

Modèle sans pare-vapeur

Modèle initial :
Plancher sans aire de foulée, avec plafond	Plancher avec aire de foulée, sans plafond	Plancher avec aire de foulée et plafond
On ne rajoute pas d’aire de foulée :	Matelas semi-rigide entre gîtes. Ou éventuellement, panneaux rigides de mousse synthétique.	Panneaux de semi-rigide, panneaux rigides ou flocons entre gîtes. L’aire de foulée est retirée puis replacées après pose de l’isolant.
Panneaux semi-rigide, panneaux rigides ou flocons entre gîtes. Matelas isolant souple recouvrant le plafond en contournant les gîtes
On rajoute une aire de foulée :
Panneaux semi-rigide, panneaux rigides ou flocons entre gîtes.

Modèle avec pare-vapeur

Modèle initial :

Plancher sans aire de foulée, avec plafond

Plancher avec aire de foulée,
sans plafond

Plancher avec aire de foulée
et plafond

On ne rajoute pas d’aire de foulée :

Matelas souples à languettes entre gîtes.

On ne rajoute pas d’aire de foulée :

Panneaux isolant souple, semi-rigide ou rigide posé au-dessus d’un support.
On pose un plancher destiné à supporter l’isolant, le pare-vapeur est déroulé sur le plancher, l’isolant est posé sur le pare-vapeur.

Panneaux isolant souple, semi-rigide ou rigide posé au-dessus du plancher

On rajoute une aire de foulée :

Isolation semi-rigide entre lambourdes au-dessus du plancher ou panneaux rigides au-dessus du plancher

La régularité de l’entredistance entre les gîtes

Les modèles utilisant les matelas à languettes (exemple : matelas à languettes entre les gîtes sans aire de foulée) ne conviennent pas pour les planchers à structure irrégulière car les rouleaux d’isolant ont des largeurs standards.

Les modèles utilisant des panneaux semi-rigides, rigides ou des flocons, par contre, s’adaptent bien à des structures irrégulières.

Découpe d’un panneau semi-rigide pour adapter sa largeur.

On découpe le panneau suivant la diagonale.
On fait glisser les moitiés pour diminuer la largeur.
ou
On fait glisser les moitiés pour augmenter la largeur.
Enfin, on enlève les pointes qui dépassent.

Le besoin de disposer d’un espace technique important

Les modèles où l’isolant est posé par-dessus le plancher (Exemple : isolation entre lambourdes au-dessus du plancher avec aire de foulée) permettent de profiter de l’espace entre les gîtes comme gaine technique.

Ces modèles d’isolation surélèvent le plancher avec toutes ses conséquences : diminution de la hauteur sous toiture, diminution de la hauteur des baies (portes), selon la disposition, nécessité d’une marche supplémentaire…

Schéma modèles où l'isolant est posé par-dessus le plancher.

La régularité du support de l’isolant

Les modèles qui utilisent des panneaux de laine souple ou semi-rigide ou des flocons permettent de rattraper des irrégularités plus ou moins fortes de la surface de support de l’isolant.

Les modèles qui utilisent les panneaux rigides nécessitent un support relativement plane.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Protections extérieures


Brise-soleil.	Stores vénitiens.	Stores enroulables.

Les brise-soleil

Description

Les brise-soleil sont composés généralement de lames en aluminium disposées sur un châssis. La position de la protection peut être :

Horizontale, perpendiculaire au plan de la fenêtre, pour les fenêtres orientées au sud,
verticale, perpendiculaire au plan de la fenêtre pour les fenêtres orientées à l’est ou à l’ouest,
parallèle au plan de la fenêtre, soit directement devant la fenêtre (on peut parler dans ce cas de claustra), soit écartée de celle-ci.

La combinaison des possibilités précédentes est envisageable.

Facteur solaire

FS associé à du double vitrage clair = .. 0,09 .. lorsque le vitrage est complètement ombré.

Transmission lumineuse et éblouissement

Contrairement aux protections déployées devant les vitrages, la vue du monde extérieur reste pratiquement inchangée. La pénétration de lumière à l’intérieur du local reste importante. En effet la composante réfléchie (par le sol et les bâtiments voisins) de la lumière du soleil n’est pratiquement pas interceptée tandis que les lames diffusent une partie de sa composante directe.

L’éblouissement, par vue directe du soleil ou par réflexion du rayonnement solaire par l’environnement, n’est cependant pas maitrisable à toute période de l’année.

Pouvoir isolant

Un brise soleil ne permet pas d’augmenter le pouvoir isolant de la fenêtre.

Moduler la protection par rapport aux besoins

Le degré de protection dépend :

De la position de la protection par rapport à la fenêtre,
de la hauteur du soleil,
du rapport entre la largeur de la protection et la hauteur ou longueur (en position verticale) de la fenêtre,
de l’espacement et de l’orientation des lames.

Exemple : la figure ci-dessous représente la protection réalisée par un brise-soleil horizontal, pour une fenêtre orientée au sud, au mois de juin, à 16 h.

Une protection adéquate ne pourra être obtenue que grâce à une étude précise tenant compte des risques de surchauffe et d’éblouissement dus à l’ensoleillement en fonction de la position du soleil et de la saison. Une amélioration de la situation peut être obtenue par une combinaison de protections horizontale et verticale. Il est à noter qu’il est possible de rendre amovibles des parties entières de la protection pour s’adapter aux conditions. Cependant cette solution n’est guère souple et généralement coûteuse car non standard.

Concevoir

Pour obtenir une méthode de dimensionnement des protections fixes.

Possibilité de ventilation naturelle des locaux

Les brise-soleil autorisent tout à fait la ventilation naturelle des locaux grâce à l’ouverture des fenêtres.

Résister aux contraintes mécaniques et à l’encrassement

Les brise-soleil sont prévus pour résister aux charges du vent et des autres perturbations atmosphériques. Un entretien minimum est indispensable sous peine de voir l’aluminium perdre ses caractéristiques esthétiques. En principe, les systèmes sont résistants à la corrosion.

Placement possible en rénovation sur une fenêtre existante

Le placement de brise-soleil est technologiquement possible en rénovation. Cependant le projet devrait être prévu dès la conception du bâtiment puisque la structure architecturale du bâtiment se trouve modifiée.

Intimité des occupants

Les protections qui ne se déploient pas devant les fenêtres ne peuvent soustraire au regard l’intérieur des locaux. Si l’intimité des occupants devient un objectif primordial, ce type de protection doit être installée sous forme de claustra.

Les stores vénitiens à lamelles

Description

Les stores vénitiens extérieurs sont composés de lamelles généralement en aluminium. L’ensemble du store peut être remonté et les lamelles peuvent être orientées grâce à un système de câbles ou de chaînes.

Facteur solaire

FS associé à du double vitrage clair = .. 0,08 ..
La protection dépend de l’orientation donnée aux lamelles.

Transmission lumineuse

L’orientabilité des lamelles permet une variation de la transmission lumineuse. Selon l’inclinaison, les réflexions entre lamelles permettent alors un éclairage naturel du local plus ou moins important tout en protégeant les occupants du rayonnement direct du soleil.

Une orientation judicieuse des lames favorisera une répartition plus équitable de la lumière dans les locaux, diminuant l’éblouissement auprès des fenêtres et diffusant la lumière à l’intérieur (figure ci-contre).

La réflexion de la lumière par les lamelles dépendra du type et de la couleur du matériau de surface utilisé (réflexion spéculaire ou diffuse).
À titre d’exemple : la transmission lumineuse au travers d’un double vitrage clair muni de stores à lamelles inclinés à 45° varie entre 5 % (couleur sombre des lamelles) et 10 % (couleur clair).

Pouvoir isolant

L’inétanchéité de la protection supprime souvent tout effet d’isolation supplémentaire.

Moduler la protection par rapport aux besoins

La modulation de la protection est la propriété principale des stores à lames orientables. L’adaptation aux besoins peut se faire tant par retrait (latéral ou vertical en fonction du type de store) que par inclinaison des lamelles.

La manipulation des protections peut être réalisée grâce à des manivelles ou peut être motorisée, ce qui en facilite l’utilisation. Une automatisation est également possible.

Possibilité de ventilation naturelle des locaux

L’ouverture des fenêtres lorsque les stores sont abaissés ne pose pas de problème :

La position extérieure laisse toute liberté à l’ouvrant.
La résistance mécanique de la protection anti-tempête (patins latéraux) rend le système insensible aux courants d’air éventuels.

Résister aux contraintes mécaniques et à l’encrassement

Les extrémités des lamelles peuvent être munies de patins coulissant dans deux rails latéraux. Cette disposition confère à l’ensemble une bonne résistance mécanique, notamment aux vents. Cependant, les grands vents peuvent provoquer une vibration des lames et un bruit important. Certains produits possèdent également un système antivol de verrouillage en position fermée.

Placement possible en rénovation sur une fenêtre existante

Le store, en position remontée, occupe une place non négligeable (15 à 40 cm). Son placement devant une fenêtre existante fera donc perdre une partie de sa surface utile lorsque le store n’est pas abaissé. Pour éviter cet inconvénient, il est possible de fixer le dispositif devant le linteau.

En tout état de cause, l’aspect extérieur du bâtiment se verra modifié.

Vision au travers et intimité des occupants

En fonction de l’orientation des lamelles, il est souvent possible de conserver une vue de l’intérieur vers l’extérieur tout en limitant les indiscrétions.

Les stores en toiles enroulables (screen)

Description

Les stores enroulables sont composés d’une toile qui se déploie devant la fenêtre. La protection est complètement amovible.

Généralement seules les extrémités de la partie inférieure de la toile coulissent soit dans des rails latéraux, soit le long de câbles tendus.

La manipulation des stores se fait depuis l’intérieur des locaux au moyen de manivelles. Elle peut être motorisée et automatisée.

Facteur solaire

FS associé à du double vitrage clair = 0,05 .. 0,15

Le degré de protection dépend du coefficient d’ouverture, du type de maillage (les spécialistes distinguent le sergé du natté) et de la couleur de la toile.

Transmission lumineuse

D’une manière générale : TL : 0,04 .. 0,26 pour le store seul

Tout comme le facteur solaire, la transmission lumineuse dépend du coefficient d’ouverture ainsi que de la teinte du store. Plus la protection sera claire, plus sa transmission lumineuse sera importante.

Pouvoir isolant

Le pouvoir isolant d’une fenêtre peut être augmenté par la présence d’un store extérieur (amélioration du coefficient U de la fenêtre jusqu’à 20 %).

Tout dépendra cependant de la perméabilité du store. De plus, son déploiement durant la nuit implique sa résistance aux conditions hivernales (vent, pluie, …) et au vandalisme. L’efficacité dépend d’une collaboration totale des occupants ou une automatisation intégrant les différents paramètres atmosphériques.

Moduler la protection par rapport aux besoins

La protection par store enroulable est par définition modulable. En fonction de la saison ou de l’heure de la journée, le store peut être abaissé ou relevé partiellement ou entièrement en fonction des besoins en apports solaires. Cette modulation peut être gérée par l’occupant de façon manuelle ou motorisée (il existe aussi des systèmes avec télécommande) ou de façon automatique grâce à un régulateur.

Possibilité de ventilation naturelle des locaux

L’ouverture des fenêtres reste physiquement possible lorsque le store est baissé. Cependant, les courants d’air engendrés par une ventilation naturelle importante risquent de détériorer rapidement la protection.

Résister aux contraintes mécaniques et à l’encrassement

Les stores enroulables extérieurs sont sensibles au vent.

Leur tenue mécanique n’est généralement plus garantie lorsque la vitesse du vent est supérieure à environ 10 m/s (36 km/h).

Placement possible en rénovation sur une fenêtre existante.

Vision au travers et intimité des occupants

Les stores extérieurs modifient la vue de et vers l’intérieur de la pièce.

Pour les stores enroulables de type toile (screen), cette propriété dépendra à la fois de la couleur et du coefficient d’ouverture de la toile : à même coefficient d’ouverture, une toile foncée permettra une meilleur vue au travers. A même couleur, une toile avec un coefficient d’ouverture plus élevé permettra une meilleure vue au travers.

Exemple : vues au travers de différentes protections solaires enroulables de type « toile »

	Vue au travers de jour depuis l’intérieur	Vue au travers de nuit depuis l’extérieur
Noir Coefficient d’ouverture (C.O.) : 3.3
Noir C.O.:19.8
Blanc C.O. :4.3
Blanc C.O. :12.1

Source : Projet PROSOLIS UCL-CSTC financé le SPW). Publié dans CSTC Contact 2014/3. Outil d’aide au choix des protections solaires disponible sur :

www.prosolis.be.

Les éléments architecturaux, les auvents, les stores ou volets projetés à l’italienne

Ces divers types de protection associent les propriétés des brise-soleil et des stores enroulables. Nous ne décrirons donc ici que leurs caractéristiques les plus marquantes.

Les éléments architecturaux

Les éléments architecturaux sont des éléments fixes intégrés dans la structure du bâtiment comme, par exemple, des surplombs.

Par définition, ils doivent être projetés dès la conception du bâtiment. Leur utilisation en rénovation est donc extrêmement limitée.

Leur performance est semblable aux brise-soleil, certaines configurations pouvant être conçues pour favoriser la transmission de la lumière naturelle à l’intérieur des locaux.

Les auvents

Les auvents (appelés aussi marquises ou tentes solaires) sont des toiles enroulables déployées à l’horizontale.

Ils offrent une protection tout à fait variable en fonction des besoins mais sont sensibles au vent.

Les stores ou volets projetés à l’italienne

Ces systèmes permettent de combiner les propriétés des protections enroulables verticales et des protections horizontales.

L’emploi de volets peut contribuer à l’isolation nocturne de l’enveloppe pour autant qu’ils soient étanches lors de leur fermeture (réduction jusqu’à 20 % des déperditions par le vitrage).

Les volets joueront également un rôle de protection face aux intrusions et vandalisme (suppression de la vue vers l’intérieur).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réguler les débits d’air dans le système

Diminution permanente des débits

Avant, très généralement, un ventilateur est installé lors de la construction du bâtiment ou lors d’une rénovation importante. Ensuite, il tourne dans les conditions d’installation initiales pendant toute sa durée de vie. En cas de défaillance, il est remplacé par un modèle de même type, sans que l’on se pose la question de savoir si un modèle avec d’autres caractéristiques ne conviendrait pas mieux …

Or, lors de la sélection du ventilateur, le point de fonctionnement souhaité est déterminé théoriquement en définissant le débit nécessaire et en calculant les pertes de charge du circuit pour ce débit. Ce calcul est souvent approximatif surtout s’il s’agit d’un circuit ancien, modifié à plusieurs reprises. Il s’en suit que « par mesure de sécurité », les pertes de charge sont surévaluées et que le ventilateur choisi fournit un débit plus grand que nécessaire. La perte de charge réelle est en effet inférieure à celle qui a servi de base à la sélection. De même, les besoins thermiques ne restent pas constants en fonction des saisons. Il est dès lors judicieux de s’interroger sur la nécessité de maintenir un régime de fonctionnement identique tout au long de l’année.

Si les débits relevés dans le bâtiment sont plus importants que les valeurs recommandées, il est possible à faible coût de diminuer la vitesse du ventilateur de façon permanente :

Si le ventilateur comprend des aubages de prérotation (ventilateurs centrifuge et hélicoïde) ou des pâles à angle variable (ventilateur hélicoïde), un nouveau réglage permet d’adapter les débits.
Si le ventilateur est entraîné par courroies, il suffit de changer le rapport des diamètres des poulies du moteur et du ventilateur.

D₂ = (n₁ / n₂) x D₁ (changement de la poulie du ventilateur)

D₂ = (n₂ / n₁) x D₁ (changement de la poulie du moteur)

D₁ et n₁ = diamètre de la poulie et vitesse de rotation d’origine
D₂ et n₂ = diamètre de la nouvelle poulie et nouvelle vitesse de rotation.

Si le moteur du ventilateur possède plusieurs vitesses, une commutation sur une vitesse inférieure peut s’avérer suffisante. Cette commutation peut être automatique en fonction du moment de la journée.
Par exemple : passage en petite vitesse en journée dans la cafétéria d’un hôpital.

Ces actions sont rapidement rentabilisées, d’une part par la diminution des besoins de chauffage de l’air neuf et d’autre part par la diminution de la consommation électrique du ventilateur (la consommation électrique varie comme le cube de la vitesse de rotation (règles de similitude)).

Exemple.

	Situation de départ	Situation révisée
Vitesse (tr/min)	2 000	1 000
Débit d’air (m³/h)	21 600	(1 000 / 2 000) x 21 600 = 10 800
Pertes de charge (kPa)	1,4	(1 000 / 2 000)² x 1,4 = 0,35
Puissance absorbée par le ventilateur (kW)	12,2	(1 000 / 2 000)³ x 12,2 = 1,52

Soit une économie électrique de 88 % !

Attention, une modification de la vitesse de rotation du ventilateur fait varier la charge électrique du moteur. Il convient donc de mesurer l’intensité absorbée par le moteur après chaque modification de poulie et de contrôler qu’elle reste dans les limites indiquées sur sa plaque.

Calculs

Pour estimer la rentabilité d’une modification des débits de ventilation dans votre situation.

Arrêt de la ventilation

Le contrôle du temps de fonctionnement est ce que l’exploitant peut gérer le plus facilement lui-même. Les interventions sont simples, les gains en énergie et usure du matériel souvent énormes. Il faut donc se demander si la durée de ventilation appliquée est nécessaire.

Dans le choix de ce mode de gestion, certaines précautions de base sont à prendre

Adapter le nombre d’heures de fonctionnement et l’horaire d’exploitation lorsque les besoins et les affectations des locaux changent.
Contrôler régulièrement la programmation de l’horloge (suspendre une étiquette à proximité avec l’horaire valable).
Modifier l’horaire en fonction des saisons si nécessaire.

Exemples.

Dans une installation de ventilation simple flux (grilles dans les menuiseries et extraction dans les sanitaires), l’extraction peut être automatiquement réduite durant les périodes d’inoccupation (une coupure complète risque de provoquer la propagation d’odeurs). Cette remarque peut conduire à prévoir des extractions à deux vitesses. Il est alors souhaitable de réaliser un zonage des besoins d’extraction afin que les zones intéressées puissent entrer dans un programme d’occupation des lieux fixé à l’avance (vertical ou horizontal).
Dans une installation double flux (pulsion dans les locaux et extraction dans les sanitaires, les extractions sanitaires peuvent passer en régime réduit en période d’inoccupation et dans le même temps les introductions d’air neuf sont arrêtées. Il y a alors une légère dépression dans l’ensemble des locaux intéressés. Les installations peuvent être sous le contrôle d’une ou plusieurs horloges pour la programmation des différents régimes de marche (hors gel, relance, marche normale).
Une horloge commande le passage de grande vitesse à petite vitesse dans un réfectoire, en fonction de l’horaire de la journée

Le temps de retour de telles opérations est souvent inférieur à 1 an.

Exemple.

Un ventilateur sanitaire extrait 1 000 m³/h, dans un immeuble de bureaux occupé de 8 à 18 h. Par rapport à un fonctionnement en continu, l’adaptation des horaires de ventilation à l’occupation permet d’économiser :

En électricité :

0,25 [W/(m³/h)] x 1 000 [m³/h] x 4 130 [h/an] =
1 032 [kWh/an]

où :

0,25 W/(m³/h) est un ordre de grandeur de puissance absorbée pour une extraction seule (pour installation double flux, la puissance absorbée par les ventilateurs varient de 0,25 (installation performante) à 0,75 W (installation moyenne) par m³/h d’air transporté)).
4 130 h/an est le nombre d’heures d’inoccupation des bureaux durant la saison de chauffe (35 semaines/an ou 5 880 h/an).

En chauffage :

0,34 [W/m³.K] x 1 000 [m³/h] x (16 [°C] – 5 [°C])
x 4 130 [h/an]/ 0,7 / 1 000 =
15 446 [kWh/an] ou 1 544 litres de fuel ou m³ de gaz par an

où :

16° est la température de consigne de chauffage en période de ralenti et 5° la température extérieure moyenne nocturne durant la saison de chauffe.

L’économie financière totale s’élève de 1125,5 [€/an] (à 0,622 €/litre de fuel et 0,16 €/kWh en heures creuses).

L’investissement à consentir pour une horloge programmable est de l’ordre de quelques dizaines d’euros.

Cependant, il est à noter qu’en période d’occupation, une ventilation minimale doit toujours être maintenue même en-dehors de la présence des occupants, par exemple la nuit. Un arrêt complet de la ventilation hygiénique ne doit être envisager que dans le cas d’une période d’inoccupation plus longue : vacances, inoccupation du bâtiment, …

Calculs

Pour estimer la rentabilité d’une modification de l’horaire de ventilation dans votre situation.

Gestion de la ventilation à la demande

La gestion de la ventilation à la demande consiste à moduler les débits de ventilation en fonction du taux d’occupation des locaux. Un capteur (détection de présence, sonde CO₂, …) commande soit les bouches de distribution de l’air, soit directement la vitesse du ventilateur.

Concevoir

Pour choisir le mode de régulation et les capteurs.

L’investissement à consentir pour adapter l’installation existante (bouches réglables, réglage du débit du ventilateur, …) rend la gestion de la ventilation à la demande (c’est-à-dire par sonde de qualité d’air ou détection de présence) difficilement rentable dans les immeubles de bureaux classiques. Elle ne peut se justifier que pour des débits gérés par sondes et des temps de fonctionnement à régime réduit suffisamment importants (salle de conférence, salle de réunion, piscine, …). Dans les autres cas, il faut se contenter de systèmes très simples comme la simple horloge sur l’extraction.

Calculs

Pour estimer la rentabilité d’une gestion de la ventilation à la demande dans votre situation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Systèmes de ventilation

La ventilation des cuisines collectives

La norme prEN 16282, actuellement en projet, regroupe certaines recommandations de la VDI 2052 et de l’HACCP. Elle traite des composants de la ventilation des cuisines commerciales et recommande de disposer d’une extraction et d’une pulsion propres à la cuisine pour tout local contenant plus de 25 kW en appareils de cuisine. Les systèmes avec transfert décrits plus loin après ne sont donc plus conçus actuellement. La ventilation de la cuisine collective doit se faire de manière indépendante des autres locaux du bâtiment.

Chacun des systèmes ci-dessous peut être réalisé avec un système à simple flux (extraction mécanique et prise d’air naturelle) ou à double flux.

Le système indépendant

Chaque local possède son extraction et sa prise d’air. Il s’agit du système préconisé par les normes et règles d’hygiène de l’AFSCA (norme HACCP).

Le système avec transfert

L’air vicié est extrait dans la cuisine et l’air frais est introduit dans les autres locaux. L’équilibre se fait par des grilles de transfert entre les locaux. Les normes en matière d’hygiène déconseillent le transfert d’air entre la zone de repas et de cuisine pour les installations supérieures à 25 kW pour une question d’hygiène.

Le système avec transfert et amenée/extraction d’air complémentaires

Le troisième système combine les deux précédents : l’air vicié est extrait dans la cuisine et l’air frais est introduit dans les autres locaux. Des grilles permettent le transfert (partiel) de l’air entre les locaux. Chaque local dispose, en plus, d’une amenée ou d’une extraction d’air complémentaire de manière à pouvoir fonctionner en système indépendant lorsque l’autre local n’est pas ou que partiellement utilisé.

Ce troisième système est très pratique car il permet d’équilibrer les débits à tout moment de la journée. Toutefois dans la pratique, aucun transfert d’air ne sera fait entre la zone restaurant et la zone des cuisines. Les deux locaux seront ventilés séparément pour éviter que des polluants contenus dans l’air de la zone de repas ne viennent contaminer celui de la cuisine et par conséquent les aliments.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Envisager le financement par un tiers investisseur

Principe du tiers investisseur

A priori, un tiers investisseur réalise le projet de rénovation à la place du gestionnaire et lui promet de se faire rembourser via les économies générées. Après 5 ans (par exemple), l’investissement est remboursé et les nouvelles économies sont au bénéfice du gestionnaire.
Voici les modalités décrites par un tiers – investisseur du marché :

« Le tiers investisseur prend en charge la gestion technique, administrative et financière de toutes les phases d’un programme d’investissement.
Le tiers investisseur n’exerce aucune activité de fourniture de matériels, d’équipements, de biens consommables ou de main d’œuvre, ces activités sont obligatoirement sous-traitées par le tiers investisseur aux entreprises existantes du secteur. Sur base d’un cahier de charges, le tiers investisseur lance auprès des sous-traitants des appels d’offres afin de faire jouer les règles de la concurrence.
Dans un projet, le suivi des performances, la détermination des valeurs réalisées et, le cas échéant, l’identification des interventions correctrices relèvent de la responsabilité du tiers investisseur.
Le financement intégral du programme d’investissement est pris en charge par le tiers investisseur. Ce financement comprend :
- le coût des études et des services d’ingénierie nécessaires,
- les factures de tous les entrepreneurs et sous-traitants travaillant sur le projet,
- les frais relatifs au financement intercalaire,
- les honoraires du tiers investisseur ».

Avantages

Ce système est attractif !

Ainsi, si votre bâtiment est particulièrement consommateur d’énergie (avec une chaudière sur laquelle on viendrait cuire un œuf tellement son isolation est mauvaise, par exemple !), mais que vous ne disposez pas d’argent pour rénover, un investisseur extérieur fait les travaux pour vous, se paye grâce aux économies réalisées et « vous rend » votre installation 5 ans plus tard.

Voici ce qu’annonce un tiers investisseur du marché :

« Le remboursement du Coût Total de Réalisation du Projet (C.T.R.P.) augmenté des frais de financement s’effectue proportionnellement aux performances réalisées, avec la garantie d’un temps de remboursement maximum fixé. Ainsi, le Client cesse d’être débiteur des sommes correspondant aux performances réalisées dès le remboursement du programme et au plus tard à l’échéance de la durée maximale de remboursement prévue par contrat, même si le coût total du programme n’est pas intégralement remboursé.
Le budget du programme d’investissement, hors intérêts intercalaires, est arrêté à un montant maximum garanti par le tiers investisseur. Tout dépassement de ce budget est intégralement supporté par le tiers investisseur.
Le financement du programme d’investissement n’entraîne ni gage sur les équipements, ni aucune restriction quant au transfert de propriété de ceux-ci au Client. Le Client devient propriétaire des constructions, des installations ou des équipements au fur et à mesure de la mise en œuvre des matériaux et de leur incorporation au sol ou à l’ouvrage en construction ».

Organisation pratique

Voici les modalités décrites par un tiers investisseur du marché :

Le tiers investisseur assume le rôle de Maître de l’Ouvrage délégué, en ce compris la représentation et la défense des intérêts du Client dans les relations avec l’architecte et les entrepreneurs.
La gestion des achats, y compris les comparatifs des fournisseurs, les discussions des prix et le paiement des fournisseurs, relève de la responsabilité du tiers investisseur.
Les états d’avancement des travaux et l’évolution des frais engagés sont présentés régulièrement au Client.
L’étude économique et financière du projet est réalisée par le tiers investisseur.
Le montage financier et la mise à disposition des fonds. ce qui entraîne une grande vitesse de réaction et une souplesse dans l’approche des données.
La transparence totale des coûts et le travail à livre ouvert. À tout moment, le Client connaît le détail des frais engagés.
Le remboursement est liée à la performance et aux économies effectivement obtenues.
La fin des paiements est acquise par le Client dès qu’une des limites suivantes est atteinte :
- remboursement complet du Coût Total de Réalisation du Projet,
- fin de la durée maximale de remboursement prévue par le contrat.
Dans le deuxième cas, le solde éventuellement restant dû – si la performance était insuffisante – est à charge du tiers investisseur.
La possibilité est offerte au Client de rembourser à tout moment l’investissement ou le solde restant dû sans indemnité de remploi; ceci permet au Client d’économiser des frais financiers s’il possède les fonds nécessaires.
Le tiers investisseur offre à son Client les garanties d’un entrepreneur enregistré.

Inconvénients

Il n’y a pas de miracles !… Le tiers investisseur est une société qui doit vivre comme tout le monde et donc l’ensemble des services offerts doivent être remboursés, y compris les intérêts bancaires, y compris le risque lié à leurs engagements…

Tout le service de gestion proposé doit également être financé…

De plus, vu le prix actuel de l’énergie, l’idée que l’investissement va être remboursé sur quelques années d’économies d’énergie est difficile à vérifier dans la pratique… Aussi, le tiers investisseur propose un remboursement mensuel complémentaire. Prenons un exemple simple à euros constants :

L’investissement est de 375 000 € (intérêts inclus) et l’économie d’énergie prévue est de 50 000 €/an : un complément mensuel de l’ordre de 2000 €/mois sera demandé afin que tout soit remboursé en 5 ans (5 x 50 000 + 5 x 12 x 2000).

En pratique, le gestionnaire payera environ 6000 €/mois au tiers investisseur : 4000 € économisés sur l’énergie et 2000 € de « loyer ».

L’engagement du tiers investisseur porte sur l’évaluation du potentiel d’économie : il garantit que l’économie sera bien de 4000 €/mois, minimum. Sans quoi, il paye la différence.

Alors que se passe-t-il lorsque l’hiver est particulièrement froid ? L’économie d’énergie risque d’être réduite à peu de choses… Que rembourser ? Le tiers investisseur a prévu le coup et va estimer, par une règle de trois calculée sur base des degrés-jours du lieu ( = « du froid qu’il a fait »), ce qu’on aurait du consommer si on avait toujours l’ancienne installation ! Et il demandera de le payer sur base de la différence !

On le voit, il faut bien se mettre d’accord sur la manière d’évaluer les consommations (mesure de la consommation réelle et évaluation de la consommation ramenée à une année climatique moyenne). De même qu’il est utile de réfléchir à l’avance aux conséquences d’une modification des consommations prévisibles dans les prochaines années (augmentation du personnel, construction d’une annexe, achat d’équipements, …).
La phrase inscrite dans les « principes » du tiers investisseur prend à présent une autre signification :

« Dans un projet, le suivi des performances, la détermination des valeurs réalisées et, le cas échéant, l’identification des interventions correctrices, relèvent de la responsabilité du tiers investisseur ».

On comprend que pour le tiers investisseur la mission est délicate : il n’est pas gestionnaire du bâtiment et pourrait se voir injustement pénalisé si vous laissez vos fenêtres ouvertes…

Mais que l’arbre ne cache pas la forêt ! Si le contrat est clair et prévoit une évaluation précise et acceptée par chaque partie, chacun aura intérêt à réussir, ce qui est gage de réussite !

Un exemple

Nous avons suivi le cas d’un home pour enfants du Brabant Wallon où plusieurs bâtiments (répartis sur 7 ha) étaient alimentés par une boucle d’eau chaude enterrée. Selon nos estimations, 30 % de l’énergie étaient perdus par la longue boucle, mal isolée. De plus, des fuites étaient régulièrement réparées, à grands frais…

Le principe de la boucle était peu souple (besoins des bâtiments en chauffage très variables…). Et le coût de rénovation de la boucle semblait exorbitant. Le conseil d’administration aurait difficilement accepté un tel investissement…

Un tiers investisseur a dès lors proposé de construire 7 petites chaufferies (une par pavillon). L’investissement a été remboursé moitié par les économies (les 30 % se sont révélés exacts !), moitié par une indemnité mensuelle jugée acceptable par la direction. Celle-ci a par ailleurs apprécié que le tiers investisseur soit responsable du suivi technique du projet (réalisation du cahier des charges et suivi des travaux), comme garantie de bonne fin pour les deux partenaires !

Cinq ans plus tard, le home disposait d’une installation remise à neuf, et des économies énergétiques non négligeables. Sans compter la suppression de l’incertitude liée à une rupture éventuelle de la boucle en plein hiver… !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Désordres thermiques

Qu’est-ce qu’un désordre thermique ?

Sous l’effet de la chaleur, les matériaux utilisés dans les bâtiments se dilatent. En se refroidissant, ils se contractent.

L’ importance de la dilatation est proportionnelle à la température et varie d’un matériau à l’autre.

Si le matériau peut se dilater librement, il n’entraînera pas de contraintes internes dans les éléments constitutifs du bâtiment.

Dans le cas contraire, et lorsque les variations de température sont importantes, lorsque les différences de températures entre éléments constitutifs sont importantes, ou lorsque les coefficients de dilatation varient fortement d’un matériau à l’autre, des contraintes excessives amèneront des désordres, sous forme de déformation ou de rupture.

La rupture ou la déformation peuvent apparaître :

soit dans le matériau lui-même,
soit au joint avec un autre matériau,
soit aussi dans un élément voisin dont la résistance mécanique est plus faible.

Coefficients de dilatation thermique des matériaux.

Le cas des toitures plates

Un toit plat sans isolation thermique est déjà fortement sollicité par les variations de la température en sa partie supérieure. Les tensions thermiques sont cependant tempérées par la chaleur provenant de l’intérieur du bâtiment.

Si la toiture est isolée, et que l’isolant est correctement placé sur la face extérieure de la toiture (toiture chaude ou toiture inversée), celle-ci bénéficie de la stabilité de température intérieure du bâtiment. Les contraintes thermiques deviennent alors négligeables.

Par contre, si l’isolant est placé sous la face intérieure de la toiture, les variations thermiques sont augmentée, et le support ou le béton de pente subissent donc des chocs thermiques importants et peuvent se fissurer. Il peuvent également entraîner des désordres dans les parois latérales contiguës et dans la membrane d’étanchéité.

Le cas des métaux

Certains accessoires de toiture comme les finitions de rives, les évacuations, etc., sont réalisés en métal.

Comme tous les matériaux, les métaux se dilatent à la chaleur.

Des joints de dilatation doivent donc être prévus lorsque les pièces dépassent certaines longueurs.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Facteur de lumière du jour

Définition du facteur lumière du jour

En éclairage naturel, l’exigence d’éclairement peut se traduire en valeur de « facteur de lumière du jour » (FLJ).

Ce facteur est le rapport de l’éclairement naturel intérieur reçu en un point (généralement le plan de travail ou le niveau du sol) à l’éclairement extérieur simultané sur une surface horizontale, en site parfaitement dégagé, par ciel couvert. Il s’exprime en %.

Dans les conditions de ciel couvert (ciel normalisé par la Commission Internationale de l’Éclairage), les valeurs du facteur de lumière du jour sont indépendantes de l’orientation des baies vitrées, de la saison et de l’heure du jour.

FLJ	– de 1 %	1 à 2 %	2 à 4 %	4 à 7 %	7 à 12 %	+ de 12 %
	Très faible	Faible	Modéré	Moyen	Élevé	Très élevé
Zone considérée	Zone éloignée des fenêtres (distance environ 3 à 4 fois la hauteur de la fenêtre)			A proximité des fenêtres ou sous des lanterneaux
Impression de clarté	Sombre à peu éclairé		Peu éclairé à clair		Clair à très clair
Impression visuelle du local	Cette zone ………. semble être séparée ……… de cette zone
Ambiance	Le local semble être refermé sur lui-même			Le local s’ouvre vers l’extérieur
Confort de travail	non adapté pour un travail permanent		adapté à moins de 50 % des heures de travail		adapté à plus de 50 % des heures de travail mais risques d’éblouissement

Le facteur de lumière du jour moyen

À défaut de simulation informatique, il existe des formules approchées pour estimer le Facteur de Lumière du Jour moyen d’un local. Nous reprenons ci-dessous celle proposée par le BRE.

FLJmoy = Sf x TL x a / (St x (1 – RxR))

où :

Sf = surface nette de vitrage ( = ouverture de baies moins 10% pour les châssis).
TL = facteur de transmission lumineuse du vitrage, dont on déduit 10 % pour saleté.
a = angle du ciel visible depuis la fenêtre, exprimé en degrés. Par exemple, il vaut 90° si aucun masque n’est créé par des bâtiments ou l’environnement en face de la fenêtre. Il vaut 60° si un bâtiment crée un ombrage entre le sol et les 30 premiers degrés (cas 2 ci-dessous).

St = surface totale de toutes les parois du local, y compris celle des vitrages
R = facteur de réflexion moyen des parois du local (prendre 0,5 par défaut)

Exemple.

Supposons un local de 4 m (largeur) x 5 m (profondeur) x 3 m (hauteur). La surface vitrée est de 3 m sur 1,5 m.

Sf = 0,9 x 3 x 1,5 = 4,05
TL = 0,75 x 0,9 = 0,675
a = 90°
St = 2 x (4 x 3 + 4 x 5 + 3 x 5) = 94
R = 0,5

D’où : FLJ = 4,05 x 0,675 x 90 / (94 x (1 – 0,5 x 0,5)) = 3,5, ce qui est correct en matière de qualité d’éclairage naturel. Mais à noter que si un bâtiment voisin s’établit en face et que l’angle de vision du ciel se réduit à 60° le FLJ tombe à 2,6…

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Plans de coupe d’un luminaire

Pour décrire les caractéristiques photométriques d’un luminaire, les fabricants définissent différents plans « C » et angles « ϒ » suivant lesquels on peut observer un luminaire.

Plan longitudinal	Plan transversal	Plans diagonaux
C90, C270	C0, C180	C30, C45, C60

Luminaire intérieur, coupe transversale et longitudinale.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Identifier une surchauffe liée à l’installation de chauffage

En période de chauffe, une installation de chauffage correcte doit dispenser sa chaleur en fonction des besoins réels. Par exemple, si des apports de chaleur gratuits se manifestent, la pleine puissance du chauffage n’est plus nécessaire. Il faut donc veiller à ce qu’elle soit réduite en conséquence.

Un excédent de puissance par rapport aux besoins conduit inévitablement à une surchauffe source d’inconfort mais aussi de surconsommation. Il est difficile de chiffrer cette dernière. Elle n’est en tous cas nullement 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 !

Il est donc important de combattre toute surchauffe et d’éliminer la régulation par ouverture des fenêtres courante dans les institutions tertiaires.

En période de chauffe, on peut rechercher les causes de surchauffe imputables directement ou indirectement à l’installation de chauffage au niveau :

Évaluer	La distribution.
Évaluer	Les corps de chauffe.
Évaluer	La régulation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Cheminée et ventilation : NBN 61-001 et 61-002

Attention : les NBN B61-001 et B61-002 de 2019 ont été abrogées le 8 avril 2021 et sont remplacées par les NBN/DTD B61-001 et NBN/DTD B 61-002 : 2021 à cette même date. En raison du nouvel AR du 02-02-2021 (MB du 15-02-2021) relatif au fonctionnement du NBN, c’est désormais la présence sur le e-shop du NBN qui officialise cette situation.

Depuis lors, il s’avère :

que certains aspects ne sont plus couverts, ou le sont de manière incomplète ;
qu’à partir des normes européennes (EN) il y a certaines références à des réglementations nationales qui n’existent pas en Belgique ;
que la faisabilité pratique et le contrôle sur le terrain sont sujets à interprétation.

Pour cette raison, la suivante a été décidée par les différentes parties prenantes impliquées dans ces normes :

le retrait des normes NBN B 61-001:2019 et NBN B 61-002:2019 ;
la publication d’une solution temporaire sous forme d’un document technique NBN/DTD ;
et la publication ultérieure d’une (de) nouvelle(s) norme(s).

La conséquence de ce fait est que durant la période depuis ce retrait jusqu’à la mise à disposition de la (des) nouvelles norme(s), les documents techniques NBN/DTD B 61-001 :2021 et NBN/DTD B 61-002 :2021 valent comme code de bonnes pratiques.

Pour plus d’info, vous pouvez consulter le site de l’ATIC : https://www.atic.be/fr/blog/hvac-nieuws/item/672-retrait-des-normes-nbn-b-61-001-2019-et-nbn-b-61-002-2019

Les éléments suivants concernent les normes NBN B 61-001:2019 et NBN B 61-002:2019 telles que rédigées avant leur retrait.

Les prescriptions générales en matière d’espace de l’installation de chauffage sont essentiellement basées sur les normes NBN B 61-001 pour les installations de puissances supérieures ou égales à 70 kW et NBN B 61-002 pour les installations de puissances inférieures à 70 kW. Ces prescriptions concernent les espaces d’installation, les amenées d’air ainsi que l’évacuation des fumées. Ces normes sont complètes mais relativement indigestes à lire si bien qu’un résumé est proposé dans cette page.

Besoin d’une chaufferie ? Où placer son installation de chauffage ?

Par le terme chaufferie, on désigne un ensemble de locaux constitué d’un local de chauffe, de la soute à combustible et des locaux auxiliaires éventuels qui les desservent.

Un tel local est nécessaire pour les puissances supérieures à 70 kW. Pour les puissances inférieures, il faut se référer à la norme NBN B 61-002 où la réponse est différenciée suivant les cas de figure : si la puissance est supérieure ou inférieure à 30 kW et si l’appareil de combustion est étanche ou non-étanche. Une chaudière non-étanche est une chaudière qui prend son air de combustion dans le local où elle se situe.

P < 30 kW :
- Appareil de combustion étanche : les chaudières peuvent être installées dans des espaces qui ont des fonctions autres que celle d’espace d’installation pour chaudière de chauffage central pour autant que les niveaux de bruit ne dépassent pas le maximum admis (c’est-à-dire selon la norme NBN S 01-401).
- Appareil de combustion non-étanche : les chaudières sont installées de préférence dans un espace qui n’est pas désservi par le système de ventilation du bâtiment. Dans le cas contraire, cela se fait sous des conditions énoncées par la norme.

30kW < P < 70 kW :
- Appareil de combustion étanche : les chaudières peuvent être installées dans des espaces qui ont des fonctions autres que celle d’espace d’installation pour chaudière de chauffage central pour autant que le niveaux de bruit ne dépassent pas le maximum admis (c’est-à-dire selon la norme NBN S 01-401).
- Appareils de combustion non-étanches pour maisons unifamiliales : les chaudières ne peuvent pas être installées dans un espace qui a une fonction d’habitation (ex. living, cuisine, chambre, chambre à coucher).
- Appareils de combustion non-étanches pour autres bâtiments : les chaudières doivent être placées dans une chaufferie.

P > 70 kW : une chaufferie est systématiquement requise.

Débouché de cheminée :

La norme NBN B61-001 relative aux installations de puissances supérieures à 70 kW date de 1987. Suivant la technologie de l’époque, la norme suppose que c’est le tirage naturel de la cheminée qui assure l’évacuation des gaz de combustion. Il en découle une série de contraintes à appliquer sur les débouchés de cheminée pour que l’évacuation des fumées ne soit pas perturbée par l’influence du vent ou des obstacles voisins. Ces contraintes sont d’application quelque soit le type de chaudière considéré.

La norme NBN B61-002 relative aux installations de puissances inférieures à 70 kW est beaucoup plus récente, c’est-à-dire avril 2006. Elle contient dès lors une distinction suivant la configuration de la chaudière. On distingue notamment la présence ou non d’un ventilateur pour forcer le débit dans la chaudière. Dans ce cas de figure, le débit d’extraction est par définition assuré par ce ventilateur. Il reste néanmoins le cas des chaudières non-étanches, c’est-à-dire qui puisent leur air de combustion au sein de la pièce où elles se trouvent, où l’évacuation des fumées est réalisée par tirage naturel (sans ventilateur). Dans ce cas de figure, des contraintes sont introduites sur la position des débouchés de cheminée, de nouveau pour éviter la perturbation par des obstacles voisins ou du vent.

Puissance > 70 kW et tout type de chaudière : NBN B 61-001

Pour que l’évacuation des fumées ne soit pas perturbée par l’influence de vent et des obstacles voisins, le débouché de cheminée doit respecter certaines règles quant à son emplacement :

Coupe horizontale de l’environnement de la cheminée : le débouché de la cheminée est pris comme repère.

Un bâtiment est un obstacle pour la cheminée

s’il se situe à moins de 30 m de la cheminée,
et s’il est plus haut que le débouché,
et s’il est vu par la cheminée dans un plan horizontal sous un angle de plus de 23°C.

Prenons, l’exemple de le figure ci-dessus : 1 est un obstacle s’il est plus haut que la cheminée, 2 et 3 ne sont pas des obstacles. Le bâtiment sur lequel se trouve la cheminée peut également être considéré comme un obstacle.

Définition des zones d’influence du vent pour une toiture plate (gauche) et inclinée (droite).

Pour l’influence du vent, il faut définir 3 zones telles que représentées ci-dessus :

Aucun débouché ne peut se trouver dans la zone 3 (à cause de surpressions éventuelles induites par le vent).
Dans la zone 2, seuls sont autorisés des débouchés dont la souche est surmontée d’un aspirateur statique et pour une chaudière d’une puissance inférieure à 1 400 kW.
Tous les débouchés sont autorisés dans la zone 1 (parce que le vent n’a pas d’influence).

De plus, avec les toitures dont la pente est supérieure ou égale à 23°, la cheminée doit se trouver le plus près possible du faîte. Pour les toitures plates ou de pente inférieure à 23°, la cheminée peut être située à un endroit quelconque de la toiture.

Pour les chaudières gaz atmosphériques disposées dans une chaufferie en toiture, le débouché de la cheminée doit être plus haut que sa sortie de la toiture, de 1,5 m.

La norme NBN B61- 001 définit également les emplacements à respecter pour que l’évacuation des fumées ne perturbe pas le voisinage.

Puissance < 70 kW pour chaudière non-étanche à tirage naturel : NBN B 61-002

Dans ce cas de figure, on trouve aussi des contraintes concernant la position du débouché de cheminée. Un bâtiment est un obstacle pour une cheminée

s’il se situe à une distance inférieure à 15 m de la cheminée,
et si l’obstacle est situé, dans un plan horizontal perpendiculaire au conduit d’évacuation, à l’intérieur d’un angle supérieur à 30°C,
et si la partie supérieure de l’obstacle se trouve dans un angle d’élévation de plus de 10° par rapport au plan horizontal.

Schéma coupe horizontale et verticale de l'environnement de la cheminée.

Coupe horizontale (figure haut) et verticale (figure bas) de l’environnement de la cheminée : le débouché de la cheminée est pris comme repère. Sur la figure du haut, le bâtiment 1 peut être un obstacle s’il se trouve dans un angle d’élévation supérieur à 10° par rapport au plan horizontal. Les bâtiments 2 et 3 ne constituent pas des obstacles.

De manière équivalent à la norme NBN B61-001, on définit 3 zones concernant l’influence du vent :

Aucun débouché ne se trouver dans la zone 3 (à cause de surpressions éventuelles induite par le vent)
Dans la zone 2, seuls sont autorisés des débouchés dont la souche est surmontée d’un dispositif anti-refouleur (par exemple, un aspirateur statique).
Tous les débouchés sont autorisés dans la zone 1 (parce que le vent n’a pas d’influence).

De nouveau, avec les toitures dont la pente est supérieure à 23°, la cheminée doit se trouver le plus près possible du faîte.

Dimensionnement d’une cheminée :

Quelque soit la niveau de puissance et donc la norme utilisée pour dimensionner le conduit de cheminée, la philosophie reste identique. A la base, la calcul du diamètre du conduit de cheminée dépend de nombreux paramètres qui reflètent la complexité de la physique entrant en jeu. On trouve notamment l’influence de :

la longueur et la hauteur du conduit de raccordement,
la hauteur de la cheminée,
les résistances aérauliques locales comme les coudes, les tés, le couronnement de cheminée, …
la nature de la surface du conduit dont la rugosité,
l’isolation et l’inertie du conduit,
le type de chaudière et sa puissance,
le rendement de combustion,
le taux de CO₂ compris dans les fumées,
la température des gaz de combustion.

Un tel calcul n’est pas à la portée de tout le monde, c’est une question d’expert. Néanmoins, des valeurs de diamètres ont été pré-calculées dans les normes pour certains jeux de valeur des paramètres cités ci-dessus. Ce sont des paramètres par défaut définis dans les normes. Cela donne lieu à des abaques permettant de fixer directement la section requise pour un conduit de cheminée en fonction du type de chaudière.

Ces abaques restent valables tant que les conditions de fonctionnement réelles sont plus favorables que les conditions de calcul (de ces abaques). Dans le cas contraire, il faudra procéder à un calcul spécifique à la configuration qui sera réalisé par un spécialiste.

Puissances > 70 kW : norme NBN B61-001 et normes DIN

Mis à part les générateurs à gaz à brûleurs atmosphériques, il y a lieu de prévoir un conduit par générateur. Ce conduit est droit et vertical. Deux coudes d’au plus 15°C sont toutefois tolérés.

La norme NBN B61-001 donne des abaques permettant de calculer la section requise pour un conduit de cheminée, en fonction du type de chaudière (à foyer en surpression ou en dépression, gaz atmosphérique).

Détermination du diamètre de la cheminée pour une chaudière en dépression selon la norme NBN B61-001.

Hypothèses : une température de fumée de 220°C, une ventilation de la chaufferie conforme à la norme, un raccordement chaudière-cheminée au plus égal au 1/4 de la hauteur utile de la cheminée, avec un maximum de 7 m, un maximum de 2 coudes à 90° arrondis dans ce raccordement et une entrée directe dans la cheminée, une cheminée de rugosité = 0,002 m, un coefficient de transmission thermique des parois inférieur à 2 W/m²K, une température extérieure de 15°C, une température de chaufferie de 20°C, une dépression nulle à la sortie des chaudières en surpression.

Les conditions d’établissement de ces abaques correspondent à des chaudières de type ancien (la norme NBN B61-001 date de 1987). C’est pourquoi CEDICOL reprend, lui, les abaques contenus dans les normes DIN allemandes pour les chaudières à brûleur pulsé fonctionnant en dépression ou en surpression. Ces abaques ont été établis pour une température des fumées à la sortie de la chaudière de 160 °C.

Détermination du diamètre de la cheminée pour une chaudière en dépression (gauche) et surpression (droite).

Hypothèses : une température de fumée de 160°C, un conduit convenablement isolé et à faible inertie thermique, un raccordement chaudière-cheminée au plus égal au 1/4 de la hauteur utile de la cheminée, avec un maximum de 7 m (source : CEDICOL).

Puissance < 70 kW : norme NBN B61-002

La norme donne des abaques permettant le dimensionnement d’un conduit d’évacuation des produits de combustion desservant une seule chaudière de chauffage central. Ces valeurs ont été établies pour certains types de chaudières, à savoir :

à brûleur atmosphérique au gaz combustible,
à brûleur à air soufflé au gaz ou au fuel léger.

Ces abaques ont été calculées sur base de la norme EN 13384-1. À titre illustratif, il s’agit des conditions suivantes :

l’amenée d’air comburant est calculée de façon à ce que la différence de pression (perte de charge) sur l’orifice ou le conduit ne dépasse pas 3 Pa,
le conduit de raccordement vers le conduit d’évacuation n’est pas isolé thermiquement, à une pente montante avec une longueur horizontale maximale de 0.5m et ne peut comporter qu’un coude de 90° comme changement de direction,
le conduit d’évacuation est vertical sur toute sa longueur et sa hauteur de tirage est d’au moins 4 m, a une résistance thermique d’au moins 0,4 m².K/W sur toute sa longueur, n’est pas muni d’une protection contre la pluie et il ne se trouve pas dans une zone de surpression statique (zone de type 3).

L’utilisation des abaques/tableaux est la suivante :

En fonction du type de chaudière, de la température des produits de combustion et éventuellement de la dépression nécessaire à la sortie de la chaudière, on cherche l’abaque correspondante.
Dans cette abaque, on détermine l’intervalle dans lequel doit se situer le diamètre du conduit en fonction de la puissance nominale de la chaudière et de la hauteur de tirage : Dmin, le diamètre minimal et Dmax, le diamètre maximal.
Dans le cas d’un conduit circulaire, on choisit de préférence un diamètre proche de (Dmin+Dmax)/2. Dans le cas de conduits rectangulaires de coté a x b (b étant le coté le plus long), il faut déterminer a et b suivant la relation : 4 (a x b)/(2 (a+b)) = (Dmin+Dmax)/2.

Ventilation de la chaufferie : P > 70 kW, norme NBN B61-001

Dans le cas d’une puissance installée supérieure à 70 kW, la norme en vigueur est la NBN B61-001. Dans cette norme, on considère un cas général de chaudière non-étanche dont l’évacuation des produits de combustion est réalisé par tirage naturel. Typiquement, on trouve donc en présence d’une ventilation basse et haute, naturelle ou mécanique, pour assurer la ventilation de la chaufferie.

Section de la ventilation basse suivant la NBN B61-001

Section de ventilation basse naturelle suivant la NBN B61-001

Section de ventilation basse requise en [dm²] P = puissance totale installée en [kW]; n = nombre de grilles et de coudes à 90° que compte le conduit de ventilation basse
n	Hauteur cheminée > 6 m			Hauteur cheminée < 6 m
n	P < 1 200 kW	1 200 kW < P < 12 000 kW	P > 12 000 kW	P < 1 200 kW	1 200 kW < P < 12 000 kW	P > 12 000 kW
< 3	P / 17,5	2 P	à calculer	1,5 x P / 17,5	3 P	à calculer
4	1,1 x P / 17,5	2,2 P		1,65 x P / 17,5	3,3 P
5	1,2 x P / 17,5	2,4 P		1,8 x P / 17,5	3,6 P
> 5	à calculer			à calculer

Selon la norme NBN B61-001, la ventilation basse naturelle est toujours préférée à la ventilation mécanique quand ce choix est possible.

Dans le cas de ventilation basse mécanique, le fonctionnement des générateurs est asservi à l’existence du flux d’air pour la ventilation basse.

Si la ventilation basse est mécanique, le débit d’air à respecter est de 2 m³/h par 1.16 kW de puissance calorifique utile nominale des équipements de chauffe installés.

Lorsque les brûleurs automatiques puisent directement leur air de combustion à l’extérieur du local de chauffe, la ventilation basse reste nécessaire. La section de celle-ci est déterminée en vue d’assurer un débit d’air suffisant pour évacuer les gaz nocifs éventuels et la chaleur dégagée par les appareils.

Section de ventilation haute suivant la NBN B61-001

L’évacuation haute se fait toujours de manière naturelle. L’évacuation d’air vicié du local de chauffe s’effectue par un conduit dont une extrémité débouche au ras du plafond du local de chauffe, et l’autre à l’extérieur au-dessus du toit, à un endroit situé en dehors des zones susceptibles d’être en surpression par rapport au local de chauffe. Le conduit de ventilation haute est rectiligne.

Si la hauteur de la cheminée est supérieure à 6 m et que le conduit de ventilation haute est intégré à celle-ci, la section du conduit de ventilation doit être d’au moins :

0,25 x section de la cheminée

Conduit de ventilation haute intégrée à un ensemble cheminée.

Dans les autres cas, la section du conduit de ventilation doit être d’au moins :

0,33 x section de ventilation basse

Si la ventilation basse est mécanique, la section minimale de la ventilation haute est calculée comme s’il y avait une ventilation basse naturelle.
Dans tous les cas, la section de ventilation haute doit être au minimum de :

2 dm²

Ventilation basse et haute combinées suivant la NBN B61-001

Lorsqu’au moins deux parois verticales du local de chauffe sont extérieures et opposées, les ventilations basse et haute peuvent être réalisées par deux orifices , un dans chacune des deux parois. Chacun a une section minimale égale à celle imposée dans le général de la ventilation basse naturelle. Le bord supérieur de ces orifices se trouve à ras du plafond.

Dans les chaufferies de moins de 450 kW, un soupirail unique peut remplacer les ventilations hautes et basses dans les chaufferies pour autant que :

La profondeur du local à partir de la paroi extérieure ne dépasse pas 5 m,

La section libre du soupirail soit égale à 5 fois la section nette prévue normalement pour la ventilation basse (sans tenir compte des majorations pour grilles et coudes supplémentaires),

Le bord supérieur du débouché du soupirail se trouve à ras du plafond.

Ventilation de la chaufferie : P < 70 kW et norme NBN B61-002

Dans le cas de puissances inférieures à 70 kW, il faut se référer à la norme NBN B61-002. Cette norme date de 2006 et tient compte des différentes configurations de chaudière. On trouve, d’une part, les chaudières non-étanches qui puisent leur air de combustion dans le local où elles se situent et, d’autre part, les chaudières étanches par rapport au local où elles sont installées.

L’objectif de la ventilation de la chaufferie n’est pas identique dans les deux cas. De manière générale, la ventilation de la chaufferie a pour objectif de pouvoir évacuer la chaleur dégagée par les chaudières et les tuyauterie. La norme spécifie qu’il faut limiter la température du local à 40°C. Le début minimal à assurer pour réaliser cette fonction est 0.72 m³/h par kW avec un minimum de 25,2 m³/h. Ce débit doit être respecté aussi bien pour les chaudières étanches que non-étanches.

Dans le cas des chaudières non-étanche, la ventilation de la chaufferie a aussi pour objectif de fournir le débit d’air nécessaire pour assurer une combustion optimale dans la chaudière. Une amenée d’air est toujours nécessaire, soit par orifices ou par conduits, dans le cas des chaudières non-étanches. Cette amenée doit se faire directement de l’extérieur et non pas au travers d’une ouverture de transfert provenant d’un autre local.

On différencie alors les différents cas :

Chaudière étanche :

Ventilation naturelle du local de chauffe :
- P [kW] / V [m³] > 35 : la section de l’orifice d’amenée et de l’orifice d’évacuation des pertes de chaleur est de 1cm²/kW avec un minimum de 50 cm².
- P [kW] / V [m³] < 35 : il n’est pas nécessaire de prendre des dispositions spéciales pour évacuer les pertes de chaleur.

Ventilation mécanique :
- Amenée mécanique ou naturelle et évacuation mécanique : si la chaudière ou le conduit d’évacuation est muni d’un ventilateur et que la partie en aval du ventilateur est étanche.

Chaudière non-étanche :

Ventilation naturelle du local de chauffe :
- S’il s’agit d’un orifice d’amenée d’air : la section est donnée par le tableau suivant avec un minimum de 50 cm².

Type d’appareil	Section amenée	Section évacuation
Valeur minimale	50 cm²	50 cm²
Chaudière à gaz avec coupe-tirage antirefouleur (gaz naturel, propane, butane), chaudière au charbon et à pellets	6 cm²/kW	2 cm²/kW
Chaudière au fuel léger et chaudière gaz sans coupe-tirage antirefouleur (gaz naturel, propane, butane)	3 cm²/kW	1 cm²/kW
Chaudière à bûches de bois	30 cm²/kW	10 cm²/kW

- S’il s’agit d’un conduit d’amenée d’air, le diamètre est calculé pour pouvoir assurer le débit d’air neuf suffisant pour la combustion à une vitesse inférieure à 1m/s (une vitesse supérieure générerait des problèmes acoustiques). Dans le cas de chaudière à tirage naturel, la différence de pression sur le conduit d’amenée d’air ne peut dépasser 3 Pa. Si la chaudière est équipée d’un ventilateur, la limite est fixée en fonction des caractéristiques de celui-ci.
- La section du conduit de ventilation haute ou de l’orifice d’évacuation est d’au moins 1/3 de la section d’amenée d’air avec un minimum de 50 cm².

Ventilation mécanique :
- Amenée mécanique et évacuation naturelle : uniquement pour des appareils non-étanches sans coupe-tirage.
- Amenée mécanique ou naturelle et évacuation mécanique : si la chaudière ou le conduit d’évacuation est muni d’un ventilateur et la partie en aval du ventilateur est étanche.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité du refroidissement

Analyse de la performance du bâtiment

Pourquoi analyser d’abord le bâtiment ?

Imaginons un seau d’eau percé dont on demande de maintenir en permanence le niveau d’eau : le premier réflexe consistera à boucher les trous !

De même en conditionnement d’air, une installation efficace, c’est d’abord un bâtiment efficace ! Si l’éclairage est éteint, la climatisation devra moins fonctionner !

Il existe diverses mesures permettant de limiter les besoins thermiques. En voici quelques-unes avec leur impact énergétique sur un plateau de bureau-type.

Limiter les apports solaires

Photo protections solaires.

Placer des stores extérieurs mobiles (facteur solaire de 0,2) > – 12 % sur la consommation thermique totale du bâtiment.

Photo fenêtre double vitrage à basse émissivité.

Placer un double vitrage à basse émissivité et avec un facteur solaire de 0,4 >– 13 %

Améliorer l’étanchéité de la façade

Si l’on fait baisser le taux d’infiltration d’un immeuble de bureaux-type de 0,3 à 0,1 vol/h > – 2 % sur la consommation thermique totale du bâtiment.

Exemple : il est utile d’évaluer l’intérêt du placement d’un sas à l’entrée du bâtiment, ou à la périphérie des zones climatisées (salle d’opération, p.ex.), surtout si elles sont en surpression.

Limiter les apports internes

Les équipements et l’éclairage représentent à eux seuls 40 % de la consommation d’un immeuble type et plus de 50 % des coûts énergétiques. En été, toute économie est double : elle se fait sur la consommation de l’équipement et sur la consommation de la climatisation qui extrait la chaleur apportée par l’équipement.

Analyse de la pertinence des consignes et de leur programmation

Température et taux d’humidité

Les niveaux des consignes de température et d’humidité doivent être évalués.

Par exemple, voici les économies réalisées sur un immeuble de bureaux-type :

Adopter une consigne de climatisation en été à 25°C au lieu de 24°C (surtout si plafonds froids rayonnants) > – 7 % sur la consommation thermique totale du bâtiment.

Limiter l’humidification pour obtenir une ambiance à 40 % d’humidité relative en hiver > – 14 % sur la consommation thermique totale du bâtiment.

La réalisation de zones neutres,

entre chauffage et refroidissement,
entre humidification et déshumidification,

est également une garantie de bonne utilisation des équipements. Si l’on demande de chauffer une ambiance en dessous de 21,9°C et de refroidir au dessus de 22,1°C, à coup sûr l’installation va se mettre à « pomper » entre le chaud et le froid.

La programmation horaire des équipements mérite également une évaluation.

Il est, en effet, inutile d’apporter de l’air neuf hygiénique (a fortiori de l’air traité, c’est-à-dire chauffé et humidifié) dans le bâtiment, lorsque le bâtiment est inoccupé (sauf si l’on veut faire du free cooling de nuit). On sera particulièrement attentif aux périodes de relance des installations de chauffage. Trop souvent, la ventilation est mise en action en même temps que le chauffage (enclenchement des ventilateurs, ouverture des volets d’air neuf). Or, durant toute la période de remise de température du bâtiment, la ventilation constitue une déperdition importante et inutile puisqu’il ne faut assurer le confort respiratoire de personne.

Améliorer	Pour en savoir plus sur l’adaptation de la consigne de température.
Améliorer	Pour en savoir plus sur l’adaptation de la consigne d’humidité.

Débits d’air neufs

Les débits d’air neufs seront utilement comparés aux besoins réels du bâtiment : ils ont été définis par le bureau d’études sur base de plans et donc d’une utilisation théorique du bâtiment. Régulièrement, il est utile de vérifier l’adéquation des débits à la présence effective des occupants.

Le traitement de l’air neuf représente 29 % de la consommation thermique totale du bâtiment-type. Toute réduction de 10 % des débits d’air va générer 3 % d’économie sur le montant total.

Améliorer

Pour en savoir plus sur l’adaptation des débits d’air neufs.

Analyse du risque de destruction de l’énergie froide et chaude

Il est très fréquent de constater des destructions énergétiques entre du fluide (eau, air) froid et du fluide chaud.

Des installations thermiques dont les régulations se chevauchent

Exemples de destruction d’énergie :

les radiateurs apportent de la chaleur en façade … alors que de l’air refroidi en centrale est pulsé par les bouches d’apport d’air neuf.

l’air neuf hygiénique est réchauffé en centrale, puis est pulsé dans un local … refroidi par des ventilo-convecteurs. Ce sera souvent le cas si l’air neuf est pulsé à 20°C, voire parfois 22°C. En effet, pour des températures extérieures inférieures à ces valeurs, la plupart des ventilo-convecteurs produisent déjà du froid

Il est possible de corriger ce problème en adaptant les consignes. Ainsi, la simulation sur un immeuble de bureaux-type montre que pulser de l’air neuf à 16°C dès que le local est en mode refroidissement (au lieu de 21°C) génère > – 10 % sur la consommation thermique totale du bâtiment.

Concevoir

Pour en savoir plus sur l’analyse des besoins thermiques pour un immeuble de bureaux

Des réseaux dont les pertes se renforcent

Les installations de ventilos-convecteurs à 4 tubes entraînent la circulation d’eau glacée et d’eau chaude dans les faux plafonds et gaines techniques. Il est utile d’arrêter cette circulation en dehors des périodes de fonctionnement du bâtiment.

Améliorer

Pour en savoir plus sur la régulation des ventilo-convecteurs.

Une mauvaise exploitation du traitement d’air en centrale

Le fonctionnement en mi-saison d’un groupe de traitement d’air n’est pas toujours aisé à gérer. Il est utile de faire vérifier l’installation, et tout particulièrement sa régulation, par un spécialiste.

Tout particulièrement, il est utile de vérifier :

que humidification et déshumidification ne fonctionnent pas en même temps (sic !),

que la déshumidification est réalisée avec une batterie suffisamment froide que pour entraîner la réelle condensation de l’humidité de l’air,

que les vannes de chaud et de froid ne détruisent pas leur effet mutuellement.

Ce dernier problème survient souvent lorsque :

l’humidification est réalisée au moyen d’un laveur d’air et régulée suivant le principe dit du « point de rosée« . Dans ce cas, en mi-saison, il est possible de l’on refroidisse l’air extérieur pour respecter la consigne de point de rosée pour le réchauffer ensuite pour respecter la consigne de pulsion :

L’air extérieur (E) est refroidi et déshumidifié (Y), ensuite humidifié (X) et réchauffé (S) pour respecter la température de consigne de pulsion.

Techniques

Il importe donc d’analyser le mode de régulation du groupe de traitement d’air pour y déceler les risques de fonctionnement simultané des batteries chaudes et froides. Pour en savoir plus sur la régulation par point de rosée.

lorsque l’on cherche à déshumidifier l’air en été, en commandant la batterie de refroidissement en fonction d’une sonde d’humidité, on sera bien souvent obligé de postchauffer l’air après la déshumidification pour atteindre une température de pulsion acceptable pour le confort des occupants.

Gérer

Pour en savoir plus sur l’audit de l’exploitation d’une installation de climatisation.

Analyse de l’humidification

La plupart du temps, nous vivons dans des bâtiments dont l’air n’est pas humidifié.

Une humidification se justifie pourtant par période de temps froid : l’air extérieur de ventilation, une fois réchauffé dans le bâtiment, est alors très sec (à la limite, c’est aux sports d’hiver que l’on prend conscience de la sécheresse de l’air par température extérieure très froide).

Mais dès la mi-saison, l’humidification ne se justifie plus.

Dans l’analyse par simulation d’un immeuble de bureaux-type, l’humidification de l’air afin d’obtenir 50 % d’humidité relative en permanence représente 15,6 % de la consommation thermique totale du bâtiment.

Concevoir

Pour en savoir plus sur l’analyse des besoins thermiques pour un immeuble de bureaux.

Or les critères de confort thermique, résumés dans le graphe ci-dessous, donnent à penser qu’un taux d’humidité ambiante de 40 % est suffisant pour le confort des occupants (exigences du RGPT).

1. Zone à éviter vis-à-vis des problèmes de sécheresse.
2 et 3 : Zones à éviter vis-à-vis des développements de bactéries et de micro-champignons.
3. Zone à éviter vis-à-vis des développements d’acariens.
4. Polygone de confort hygrothermique.

Dans le cas d’une climatisation de confort, il est donc énergivore et inutile de pousser l’humidification au-delà de cette valeur :

Si l’humidification est commandée au moyen d’une consigne d’humidité relative (dans l’ambiance ou dans la gaine de reprise d’air), il faut vérifier si la consigne programmée est proche de 40 %.

Si l’humidification est commandée par une sonde installée dans la gaine de pulsion, la consigne doit être inférieure à 40 % puisqu’il faut tenir compte de l’apport en humidité des occupants.

Si l’humidification n’est pas commandée par une sonde d’humidité mais uniquement via une régulation par point de rosée, il faut s’assurer que la consigne de rosée soit suffisamment basse en hiver pour éviter une humidification excessive. Par exemple, un point de rosée réglé à 14°C (valeur couramment rencontrée) et une température de pulsion de 20°C, l’air sera amené dans le local avec une humidité relative de 58 %.

Techniques

Mais l’optimalisation d’une régulation par point de rosée n’est pas une chose simple, si on veut limiter l’humidification et ne jamais détruire d’énergie. Pour en savoir plus sur la régulation par point de rosée.

Pour éviter tout risque d’humidification excessive en mi-saison, autant que l’humidificateur soit automatiquement mis à l’arrêt. Cela pourra être le cas dès que la température extérieure dépasse 5 .. 8°C. Dans ce cas la teneur en eau de l’air extérieur est suffisante pour assurer le confort sans humidification complémentaire.

Exemple.

En stoppant l’humidification lorsque la température extérieure dépasse 8°C et en limitant la teneur en eau de l’air pulsé à 4 greau/kgair, pour obtenir une ambiance à plus ou moins 40 % d’humidité relative, une économie très importante peut être réalisée, avec un minimum de conséquence sur le confort.

Par rapport à une humidification en action durant toute la saison de chauffe et une teneur en eau de l’air pulsé limitée à 7 greau/kgair (équivaut à un air pulsé à 20°C et 50 % d’humidité relative), cette limitation de l’humidification entraîne, sur un bâtiment type, une économie de :

90 % sur la consommation énergétique liée à l’humidification,
soit, 14 % sur la consommation thermique totale du bâtiment.

Améliorer

Pour en savoir plus sur l’adaptation de la consigne d’humidité.

Analyse de la récupération de chaleur sur l’air extrait

Récupération de chaleur sur l’air extrait

Imaginons une installation fonctionnant en « tout air neuf ».

Le coût d’une installation en « tout air neuf » est très élevé puisque le chauffage est assuré, en plein hiver, par de l’air extérieur qu’il faut réchauffer à grands frais.

Exemple : pour apporter 1,5 kW de chaleur utile au local, un apport de 3,5 kW est demandé au caisson de traitement d’air : 2 kW pour porter l’air de 6° à 22°C, puis 1,5 kW pour l’amener à 40°C (la température de 6°C correspond à la température moyenne de l’air extérieur).

Remarque : en toute exactitude, les 270 m³/h à 6°C se dilatent en passant à 40°C.

Pour diminuer les coûts d’exploitation d’une installation « tout air », une bonne partie de cet air peut être recyclé.

Exemple : 60 m³/h sont conservés pour l’apport d’air hygiénique et 210 m³/h extraits des bureaux à 22°C sont recyclés. La puissance de chauffe redescend à 1,9 kW :

À défaut de ne pouvoir recycler l’air extrait du bâtiment (risques hygiéniques), il est peut-être possible de placer un récupérateur de chaleur sur l’air extrait. La puissance de chauffe devient alors 2,9 kW.

Améliorer

Pour en savoir plus sur l’intérêt d’un récupérateur de chaleur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la gestion de l’humidité

Choix du contrôle de l’humidité

1. Critère de choix

L’impacte de la consigne d’humidité sur la consommation des équipements de climatisation n’est pas négligeable. Le choix de fixer cette consigne est lié essentiellement au type d’activité prévu dans la zone considérée. Certaines activités, notamment en chirurgie, nécessitent de travailler à humidité constante.

Si les utilisateurs ne précisent pas la consigne d’humidité à appliquer, il est intéressant de laisser varier cette valeur dans une plage donnée. La norme NF S90-351 recommande une plage de variation de l’humidité entre 45 et 65 %. Énergétiquement parlant, on peut entrevoir la possibilité de réaliser des économies sur l’humidification et la déshumidification d’une part, le chauffage et le refroidissement d’autre part.

Le choix de la plage de 45-65 % n’est pas un hasard :

45 % constitue la limite basse d’humidité relative où il est nécessaire d’humidifier la zone afin de réduire le risque d’explosion lié à la libération éventuelle de gaz lors de l’utilisation du bistouri en chirurgie abdominale par exemple;

65 % constitue la limite haute d’humidité relative où il est nécessaire de déshumidifier la zone afin de réduire le risque de développement de germes pathogènes.

Évaluer

Pour en savoir plus sur l’évaluation des paramètres de confort.

2. Orientations

La consigne d’humidité ambiante est fixe

Vu les débits mis en jeu, ce choix conduit à une débauche de consommation des équipements de traitement de l’air :

En période chaude, il est nécessaire de refroidir et déshumidifier plus que nécessaire avec dans la plupart des cas le besoin de post-chauffer; Il y a donc destruction de l’énergie.

En période froide, il est nécessaire d’humidifier plus.

Le diagramme de l’air humide suivant met en évidence la classification des points-heures représentatifs d’une année climatique type. En d’autres termes chaque point (en moyenne 8 760 points sur un an) représente une heure pendant laquelle la température et l’humidité sont relevées et figées.

Points-heures d’une année climatique type à Uccle..

La densité et la surface qu’occupent les nuages de points de couleurs différentes traduisent l’importance des périodes pendant lesquelles il est nécessaire de traiter l’air extérieur pour l’amener aux conditions d’ambiance de la zone à risque de contamination élevé.

On voit tout de suite qu’il y a beaucoup de périodes où :

il faut chauffer et humidifier,
il faut déshumidifier et post-chauffer.

Évaluer

Pour en savoir plus sur le contrôle théorique de l’humidité d’une salle d’opération en « tout air neuf ».

La consigne d’humidité est variable dans une fourchette prédéfinie

Points-heures d’une année climatique type à Uccle.

Dans le graphe ci-dessus, on voit tout de suite que les périodes où il faut :

chauffer et humidifier sont réduites,
déshumidifier et post-chauffer sont moins importantes.

Évaluer

Pour en savoir plus sur le contrôle théorique de l’humidité d’une salle d’opération en « tout air neuf ».

3. Choix

Le choix énergétique s’orientera naturellement vers la solution où l’on peut éviter au maximum le contrôle de l’humidité autour d’une valeur fixe. Les résultats suivants en attestent.

Les graphiques ci-dessous représentent la consommation théorique des équipements de l’installation de climatisation d’une salle d’opération classique au cours d’une année type et en période d’occupation.

Consommation des équipements de l’installation de climatisation.

Consommation de l’installation de climatisation par type d’énergie.

Sur base du bilan présenté à travers les graphiques ci-dessus, on constate que le choix de la gestion de l’humidité ambiante variable dans une plage admissible par les occupants, et en accord avec les normes de confort et d’hygiène, s’impose (économie de 30 à 40 % en tout air neuf).

L’exercice est le même pour les zones à risque contrôlé élevé à recyclage.

Ici le bilan peut être encore plus probant: pour les mêmes conditions, c’est-à-dire passer d’une consigne fixe à 50 % d’humidité relative ambiante à une fourchette de variation de 40 à 70 % (selon le RGPT), entraîne une diminution de la consommation de l’ordre de 60 % sachant cependant, que dans l’absolu, les quantités d’énergie mises en jeu sont beaucoup plus faibles.

Dans une configuration de terrain, il est nécessaire de laisser le choix au chirurgien de pouvoir programmer sa consigne d’humidité fixe si cela s’impose mais avec l’option par défaut de la création prédéfinie d’une plage de variation admissible de l’humidité.

Choix de la régulation associée

On peut sans grand problème réguler l’humidité ambiante par un jeu de sondes d’humidité :

à la sortie de la centrale de climatisation,
et dans la reprise.

En humidification

En fonction de l’écart entre l’humidité relative mesurée sur l’air extrait et la valeur de consigne réglable sur le régulateur, il y a action sur l’humidificateur. Un limiteur maximal d’humidité relative de l’air soufflé limite, par exemple, le débit de vapeur pulvérisé. Une sonde de sécurité (en option) commande directement l’arrêt de l’humidificateur.

D’autres types de régulation moins onéreuse au niveau de l’investissement existent. Néanmoins, si elles sont mal réglées, elles génèrent une surconsommation non négligeable :

Techniques

Pour en savoir plus sur la régulation d’un humidificateur par point de rosée.

En déshumidification

C’est le même régulateur qui agit en cascade sur la batterie froide, pour la déshumidification.

Les régulateurs sont actuellement :

soit des régulateurs classiques préprogrammés,

soit des automates programmables adaptés à la gestion HVAC des bâtiments. On les choisira en s’assurant de la possibilité de programmer des plages d’humidité d’ambiance, sachant qu’en général les régulateurs classiques n’intègrent qu’une consigne fixe de 50 % HR avec une précision de + ou moins x % par exemple.

Exemple.

> Soit une consigne d’humidification fixe de HR 50 % à + 10 % :

La limite haute à laquelle le régulateur réagit pour donner l’ordre de déshumidifier est de HR = 60 %. À partir de ce moment, la batterie froide fonctionne jusqu’au moment où l’humidité ambiante est revenue à une valeur de 50 %,

la limite basse est de 40 %. C’est à ce moment que le régulateur commande l’humidificateur pour ramener la valeur de l’humidité ambiante à 50 %.

On se rend compte que l’énergie mise en jeu est importante pour ramener l’humidité ambiante à sa valeur de consigne.

> Soit une consigne d’humidification variable entre 40 % et 60 %

Ce mode de régulation est énergétiquement intéressant !

Le régulateur peut être :

Centralisé dans le local technique à côté de la centrale de climatisation. Il peut aussi être programmé en local ou à distance, via un bus de communication, à partir d’une GTC (gestion technique centralisée). La commande à distance à partir de la zone à climatiser est souvent une option.

Local avec intégration de la sonde d’humidité. Cette configuration peut permettre aux utilisateurs de la commande de la consigne d’humidité.

Techniques

Pour en savoir plus sur la régulation de la déshumidification.

La limite haute de l’humidité

Dans le cas d’un humidificateur à vapeur, il y a toujours un risque de souffler du brouillard : saturation de l’air en eau. Une détérioration rapide des conduites s’en suivrait. Il est donc impératif de placer une limite haute d’humidité dans le conduit de pulsion.

Choix des composants associés

1. L’humidificateur

Le choix de l’humidificateur en zone à risque de contamination élevé est délicat. En général, les concepteurs préfèrent jouer la carte de la sécurité, à savoir l’humidificateur à vapeur. Ce choix, en effet, est prudent puisqu’il élimine pratiquement tous les problèmes de contamination.

Mis à part le critère d’hygiène, en conception énergétique plus la plage de régulation de l’humidité est grande, plus le dimensionnement de l’humidificateur sera faible !

Il est important quand même de mentionner les autres types d’humidificateur età chacun de se faire sa propre opinion.

Techniques

Pour en savoir plus sur :

2. La batterie de déshumidification

La batterie froide remplit les deux fonctions, à savoir :

le refroidissement de l’air,
et sa déshumidification.

En conception énergétique, le choix de la batterie de déshumidification sera influencé entre autres par la nécessité de déshumidifier jusqu’à une valeur d’humidité de consigne fixe.

3. Les sondes d’humidité

Dans la conception moderne des zones à risque de contamination élevé, le contrôle de l’humidité pose moins de problèmes qu’auparavant. En effet, les sondes d’humidité ou hygromètres actuels sont devenus fiables et permettent, associées à des automates, de réguler de manière optimum l’humidité de l’ambiance.

Dans la conception énergétique, il est intéressant soit de combiner dans l’algorithme de régulation les données enregistrées par des sondes d’humidité et de température ou soit de carrément considérer les sondes enthalpiques.

4. Les régulateurs

Dans les projets modernes, les régulateurs sont des automates programmables reliés entre eux et, éventuellement, à un superviseur (GTC) par un bus de communication. À l’heure actuelle, il est rare de voir des conceptions où les régulateurs sont pneumatiques. En effet, les coûts d’investissement (centrale de production d’air comprimé), d’exploitation (système de régulation à fuite contrôlée) sont importants et la précision ne vaut pas celle d’une installation électronique.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Laverie vaisselle – les grands systèmes d’organisation

Laverie vaisselle - les grands systèmes d'organisation

Le lavage de la vaisselle peut se concevoir selon 4 schémas de base. Ces 4 possibilités peuvent aussi se mixer sur une même exploitation. Cela permet de coller au plus près aux besoins et particularités de l’entreprise.

Le lavage instantané de la vaisselle

Il s’agit de synchroniser 3 opérations :

le rythme de dépose,
le débit des tris,
le débit de la machine à laver.

C’est le rythme de dépose qui impose les 2 autres débits.
Au fur et à mesure de son arrivée, la vaisselle est :

soit, triée dans les paniers qui sont introduits dans la machine une fois qu’ils sont remplis, pour les machines à paniers,
soit, introduite directement dans la machine, pour les machines à convoyeur (sauf pour les couverts qui sont (dans certains cas) d’abord triés dans des paniers, puis introduits dans la machine).

Pour respecter ce système, la laverie doit être dimensionnée de façon à absorber les pointes d’activité du service sans créer de bouchon et de gêne pour le client. Cela engendre un surdimensionnement.
C’est néanmoins la solution la plus utilisée car la vaisselle est lavée dès son utilisation.

Avantages

lavage plus facile car les restes n’ont pas le temps de se déshydrater et de s’accrocher à la vaisselle,
manutentions limitées,
durée du lavage courte,
bonne rotation de la vaisselle,
diminution des surfaces et des volumes dus au stockage de la vaisselle propre.

Inconvénients

investissement élevé et non utilisation du lave-vaisselle à sa pleine charge (consommations inutiles),
nombre d’employés important à l’heure du service,
appel de puissance électrique simultané avec la cuisine aux heures de pointe.

Le lavage différé partiel

Cette solution consiste à trier la vaisselle sale dès sa dépose. Cependant, une partie du lavage est différée.

Ce système d’organisation nécessite de prévoir des zones tampon.

Il est utilisé pour faire face à certains contextes :

Adaptation du débit d’arrivée de la vaisselle sale au débit de la machine

Alors que le débit de la machine est programmable et régulier, l’arrivée de vaisselle sale est fonction du passage des clients. La dépose est faible pendant une partie du service.

Pendant cette durée, seul le triage est assuré avec mise en casiers par un effectif réduit. Dès que le flot des consommateurs devient plus élevé, le lavage est mis en route. La vaisselle mise en attente est lavée soit au départ, soit pendant les creux de service.

Avantages

durée du lavage courte
utilisation de la machine optimisée,
manutentions relativement limitées.

Inconvénients

difficultés possibles de lavage dues aux aliments secs collés à la vaisselle.

La machine est sous-dimensionnée

On prolonge la durée en différant une partie du lavage vers la fin ou après le service.

Avantages

investissement est plus faible,
manutentions relativement limitées.

Inconvénient

la durée du lavage est plus longue avec un coût d’exploitation plus élevé.

Le lavage différé total

Cette organisation est utilisée très souvent par la restauration hospitalière mais elle s’applique dans certains autres cas :

service avec restaurants pavillonnaires ou situés à différents niveaux,
selfs avec petit nombre de rationnaires,
capacités d’investissement limitées,
organismes n’utilisant pas de personnel à temps partiel ou ayant des difficultés à en trouver,
volonté de décaler le fonctionnement du lave-vaisselle des autres équipements de manière à ne pas augmenter la pointe quart-horaire.

Avantages

économies d’énergie,
pendant le service tout le personnel se consacre au service du client,
investissement limité,
possibilité d’utilisation de personnel à temps complet exclusivement.

Inconvénients

lavage difficile et plus lent dû au dessèchement des aliments sur la vaisselle,
stock important de vaisselle,
quantité importante de matériel de stockage pour la vaisselle sale et propre,
double manutention.

Le lavage différé séquentiel

Ce système a été mis au point par les sociétés de restauration de cafétérias. Il s’agit de faire réaliser par un même personnel en salle à manger les tâches de débarrassage des tables avec pétri et dépose sur chariot ou convoyeur mécanisé et ensuite le lavage en laverie. Lorsque le convoyeur est rempli de vaisselle sale, un signal appelle le personnel en laverie pour assurer la séquence de lavage. Ces 2 séquences sont fonction du débit des clients.
Ce système d’organisation nécessite une bonne organisation.

Avantage

personnel limité travaillant sans temps morts.

Inconvénients

risque d’encombrement des tables par des plateaux souillés,
tri de la vaisselle devant les clients ce qui n’est pas toujours agréable.

Tableau récapitulatif

Lavage instantané

Lavage différé partiel

Lavage différé total

Lavage différé séquentiel (fréquent dans les restaurants de cafétérias)

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Puissance active et puissance réactive

KW ou kWh ?

Le kW (kilo-Watt) est une unité de puissance, le kWh (kilo-Watt-heure) est une unité de travail ou d’énergie.

On dira d’une lampe qui développe une puissance lumineuse de 60 Watts, qu’elle est moins puissante qu’une lampe de 100 watts.

Mais on dira également que sa consommation en 24 heures est de :

60 W x 24 h = 1440 Wh = 1,44 kWh

On traduit là l’énergie consommée pendant un temps donné.

D’une manière générale,

Énergie = Travail = Consommation

Énergie = Puissance x Temps

De même,

Puissance = Énergie / Temps

Exemple

Chauffer 100 litres d’eau de 0 à 100 °C demande 11,6 kWh d’énergie calorifique. Cette quantité est indépendante du temps.

Mais chauffer cette eau en 1 heure demandera moins de puissance que si le chauffage doit être réalisé dans un préparateur d’eau chaude en 6 minutes :

dans le 1^er cas : Puissance = 11,6 kWh / 1 h = 11,6 kW
dans le 2^e cas : Puissance = 11,6 kWh / 0,1 h = 116 kW !

Puissance active et cos phi

Dans les circuits à courant continu, l’expression de la puissance électrique est très simple :

Puissance = Tension x Courant

P = U x I

1 watt = 1 volt x 1 ampère

Exemple

Une machine à café qui demande 3 ampères sous 220 volts développe une puissance de :

P = U x I = 220 x 3 = 660 watts.

Sa consommation énergétique, si elle chauffe en continu durant 2 heures, sera de :

660 x 2 = 1320 Wh = 1,32 kWh

Dans les circuits à courant alternatif, le calcul est un peu plus complexe. En alternatif, il existe trois types de récepteur : des résistances, des inductances, des condensateurs. Or, seule la résistance va effectivement développer de la puissance !

En moyenne, une inductance pure (un bobinage de moteur) ou un condensateur pur ne consomment rien au réseau, ils ne font pas tourner le disque du compteur. Et pourtant, ils appellent du courant !

On pourrait comparer cette situation à celle d’un ressort qui doit être tendu par une force oblique : la composante perpendiculaire au chemin de déplacement « F » ne produit aucun effet, aucun travail. Et pourtant, la force est bien réelle !

Lorsqu’une installation appelle 10 ampères au réseau, il ne faudra considérer dans ce courant que la composante qui est en phase avec la tension, qui agit en synchronisme avec le réseau : on parle de composante active ou de courant actif. C’est ce courant qui va développer de la puissance, encore appelée puissance « active ».

De là, la formule de la puissance en alternatif :

Puissance = Tension x Courant actif

P = U x I x cos φ

où « φ » (ou « phi ») est le déphasage du courant par rapport à la tension.

Exemple
Une lampe fluorescente est alimentée sous 220 volts alternatif. Un courant total de 0,3 ampère est mesuré. La lampe comporte un récepteur résistif, le tube lumineux, et un récepteur inductif, le ballast.

Le courant total sera déphasé de phi = 60°. Il est constitué par la somme de la composante en phase avec la tension pour le tube (I_w) et de la composante déphasée de 90° pour le ballast (I_b).

La puissance est donnée par :

P = U x I x cos phi
P = 220 x 0,3 x cos 60°
P = 220 x 0,3 x 1/2
P = 33 watts

C’est la puissance « active » développée par la lampe.

Le facteur « cos phi » s’appelle « facteur de puissance« . Il est indiqué sur la plaquette électrique de la plupart des machines électriques.

Puissance réactive

La puissance réactive n’a de puissance… que le nom !

En fait, la seule puissance au sens mécanique du terme (l’expression d’un travail réalisé dans un temps donné), c’est la puissance active qui la fournit.

La puissance réactive Q est définie par analogie à la puissance active P :

Q = U x I x sin j

Elle s’exprime en VAr ou VAR, abréviation de « volt-ampère-réactif ».

Son intérêt provient du fait qu’elle permet d’évaluer l’importance des récepteurs inductifs (moteurs, lampes fluorescentes, ….) et des récepteurs capacitifs (condensateurs, …) dans l’installation.

Les compteurs récemment installés vont d’ailleurs enregistrer distinctement la puissance réactive inductive et la puissance réactive capacitive.

Exemple

Une lampe fluorescente est alimentée sous 220 volts en alternatif. Un courant total de 0,3 ampère est mesuré. La lampe comporte un récepteur résistif, le tube lumineux, et un récepteur inductif, le ballast.

Le courant total sera déphasé de phi = 60° . Il est constitué par la somme de la composante en phase avec la tension pour le tube (I_w) et de la composante déphasée de 90° pour le ballast (I_b).

La puissance réactive est donnée par :

Q = U x I x sin phi
Q = 220 x 0,3 x sin 60°
Q = 220 x 0,3 x 0.87
Q = 220 x 0,26
Q = 57 VARs

De même, l’énergie réactive est exprimée par le produit de la puissance réactive et du temps. Ainsi, le fonctionnement de la lampe durant 3 heures entraînera :

En. réactive = Q x T = 57 VAR x 3 h = 171 VARh

Si un condensateur est placé en parallèle sur l’installation, et qu’il est dimensionné de telle sorte qu’il appelle un courant exactement égal à celui du ballast, alors :

Le courant capacitif est en opposition de phase par rapport au courant inductif (le courant capacitif est 90° en avance et le courant inductif est 90° en retard sur la tension) –> leur somme est nulle.
Le courant total est équivalent au courant résistif dans le tube; il vaut donc 0,15 ampère.
Avant le placement du condensateur :
- courant total = 0,3 ampère
- puissance active = U x I x cos phi = 220 x 0,3 x cos 60° = 33 watts
- puissance réactive = U x I x sin phi = 220 x 0,3 x sin 60° = 57 VARs.

Après le placement du condensateur :
- courant total = 0,15 ampère
- puissance active = U x I x cos phi = 220 x 0,15 x cos 0° = 33 watts
- puis. réactive inductive = U x I_b x sin phi = 220 x 0,26 x sin (-90°) = -57 VARs
- puis. réactive capacitive = U x I_c x sin phi = 220 x 0,26 x sin 90° = 57 VARs

puissance réactive totale = U x I x sin phi = 220 x 0,15 x sin 0° = 0 VARs

Conclusions

Le placement du condensateur a permis de diminuer le courant, sans modifier la consommation d’énergie du circuit ! Le condensateur a redressé le cos phi de l’installation, c’est un « condensateur de compensation ».

Puissance apparente

Le produit de la tension par le courant s’appelle puissance apparente.

Puissance apparente = S = U x I

Elle est exprimée en VA (volt-ampère)

Cette grandeur a peu de signification physique. Elle n’exprime en aucune façon la puissance développée par un circuit alternatif ( = puissance active). Elle a la même expression que celle de la puissance développée par un circuit continu, de là, le terme de puissance « apparente ».

Quand est-elle utilisée ?

La puissance apparente est utilisée pour quantifier la capacité de puissance d’un transformateur.

Par exemple, un transformateur qui peut délivrer 1 000 ampères sous 220 volts sera appelé un transfo de 220 kVA (kilo-volt-ampères). Il se peut que ce transfo débite 220 kW, … si le cos phi de l’installation vaut 1, si l’installation est globalement purement résistive. Mais si l’installation présente un facteur de puissance de 0,8, la puissance développée par le transfo sera de 220 x 1 000 x 0,8 = 176 kW.

Le fournisseur ne peut présager des caractéristiques de l’installation de son client : il annoncera donc un transfo de 220 kVA !

A signaler enfin que cette caractéristique ne présage pas des tensions d’utilisation entrée – sortie. Par exemple, 220 kVA, cela peut-être

au primaire, 100 000 volts et 2,2 ampères,
au secondaire, 220 volts et 1 000 ampères.

Pointe Quart-horaire

Dans la tarification Haute Tension, le distributeur souhaite rémunérer l’investissement matériel qu’il a consenti pour fournir à son client l’énergie demandée.

Le client A qui consomme 1 000 kWh, à raison de 1 000 kW durant 1 heure, sera plus difficile à satisfaire que le client B qui consomme 1 000 kWh à raison d’1 kW durant 1 000 heures !

Le distributeur va donc mesurer la puissance maximale appelée par l’installation durant le mois de facturation, pour lui en imputer le coût.

On pourrait penser que c’est la pointe maximale du mois qui va être retenue… Non ! En réalité, le compteur va enregistrer les consommations tous les 1/4 d’heures. En divisant l’énergie consommée par le temps écoulé (15 minutes), il va déterminer la puissance moyenne appelée durant ce 1/4 d’heure. C’est le maximum de ces puissances moyennes qui servira de base à la facturation. C’est la pointe 1/4 horaire du mois !

kW = kWh max en 15 minutes / 15 minutes

Exemples.

Une résistance chauffante de 2 kW fonctionne en continu près de la secrétaire : l’impact sur la pointe 1/4 horaire mensuelle est de 2 kW.
Un ascenseur de 20 kW est appelé 3 fois dans le 1/4 d’heure, pour une utilisation de 1 minute : son impact sur la pointe est de 20 x 3 x 1 / 15 = 4 kW (c’est sa puissance moyenne dans le 1/4 d’heure).
Une secrétaire est dans son bureau. La seule consommation électrique à cet instant est l’éclairage (240 W). À un moment donné, elle allume son ordinateur (300 W). Cela se passe 5′ après l’impulsion de changement de 1/4 d’heure d’Electrabel. 5′ plus tard, elle allume en plus sa « chauferette » électrique (1 200W). L’énergie demandée par les activités de la secrétaire sur 15′ est 210 Wh. Son impact sur la pointe 1/4 horaire mensuelle est de 840 W.

Attention !, … il suffit d’une fois sur le mois…

Dans un hôpital de Namur, la société de maintenance effectuait les essais des machines frigorifiques une fois par mois, lors de la pointe du matin, au moment où la cuisine « tire » un maximum… Il a suffit de décider de faire les essais l’après-midi pour diminuer sensiblement la facture !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condensation interne par diffusion de vapeur

La condensation interne, c’est-à-dire au sein d’un élément de construction, se produit si, à un endroit de cet élément, la pression de vapeur réelle devient égale à la tension de saturation correspondant à la température régnant à cet endroit. Ce phénomène résulte des différences de pression de vapeur et de température de part et d’autre de ou dans l’élément.

La diffusion de vapeur et condensation

Tout comme la chaleur qui se déplace des zones de température plus élevée vers les zones de température plus basse, la vapeur d’eau se déplace des zones à forte concentration en vapeur vers les zones à faible concentration en vapeur. On parle de diffusion de vapeur.

Quand on considère un bâtiment, il existe toujours une différence de pression de vapeur entre l’intérieur et l’extérieur à l’intérieur, on exerce des activités diverses produisant de l’humidité (production de vapeur par les occupants, plantes, lessive, cuisson, nettoyage) augmentant ainsi la quantité de vapeur d’eau contenue dans l’air. En hiver la pression partielle de vapeur intérieure est supérieure à celle correspondant au climat extérieur. La diffusion crée, dans ce cas, un flux de vapeur à travers la paroi, de l’intérieur vers l’extérieur.

Schéma principe diffusion de vapeur et condensation.

Il se produira donc de la condensation interne dans une paroi s’il y a une différence de température et de pression de vapeur dans cette paroi et que, localement, la pression de vapeur est égale à la tension de saturation.

La condensation interne par diffusion de vapeur a pour effet de créer dans la construction des zones mouillées en permanence et donc une perte d’isolation thermique et, éventuellement, une dégradation des parois (apparition de moisissures,…).

Contrairement à la condensation de surface, la condensation interne n’est pas visible directement.

Risque principal

L’air chaud à une plus grande capacité à contenir de la vapeur d’eau. En hiver, la pression de vapeur résultante est souvent supérieure à l’intérieur qu’à l’extérieur. Ce différentiel de pression de vapeur engendre, comme nous venons de le voir, une migration de vapeur par diffusion vers l’extérieur. Au fur et à mesure qu’elle traverse les différents matériaux constituant l’enveloppe, la vapeur se rapproche de l’extérieur et se refroidit progressivement. Si la température du point de rosée est atteinte, la vapeur se condense. On parle alors de condensation d’hiver. L’humidité peut dégrader les matériaux et avoir des conséquences sur la durabilité de la paroi et de ses performances ainsi que sur le confort et la santé des habitants.

Si on veut éviter la condensation interne dans une paroi constituée de plusieurs couches de matériaux différents (pour lesquels le risque de condensation interne apparait derrière, ou dans, l’isolant voire, dans le voisinage de la paroi porteuse (par exemple une maçonnerie plus froide), il faut que la perméabilité à la vapeur de ceux-ci augmente de l’intérieur vers l’extérieur.

Si ce n’est pas possible (par exemple avec certaines techniques d’isolation par l’intérieur), il faut poser un pare-vapeur du côté chaud de la paroi pour provoquer une chute de la pression de vapeur avant l’isolant.

Les outils de validation classiques (statiques) conduisent presque systématiquement à placer une membrane étanche à la vapeur (et à l’air) du côté chaud de la paroi en cas d’isolation par l’intérieur. Cependant, cette solution n’est pas toujours la meilleure comme le montre le paragraphe suivant.

Risque de condensation en hiver s’il n’y a pas de membrane pour réguler la vapeur …

Photo : J. Lstiburek in Isolation thermique par l’intérieur des murs existants en briques pleines – SPW 2011.

Remarque : dans une paroi constituée d’un seul matériau, il n’y a pas de risque de condensation interne.

Risque secondaire

En été et au printemps, la température et l’humidité relative de l’air extérieur sont parfois plus élevées qu’à l’intérieur, la pression de vapeur peut donc être plus élevée à l’extérieur qu’à l’intérieur (entrainant un flux d’humidité vers l’intérieur). L’humidité présente dans les matériaux de la paroi a alors tendance à migrer vers l’intérieur. Si elle est bloquée par une éventuelle membrane, la vapeur qui migre vers l’intérieur ne peut alors plus s’évaporer vers l’intérieur. Au contraire, elle peut condenser en arrivant contre celle-ci. (Au final, c’est le potentiel de séchage du mur qui est affaibli, et l’humidité risque alors de s’accumuler).

On parle alors de « condensations d’été ». Elles apparaissent entre la membrane et l’isolant provoquant alors une perte de performance de l’isolant humidifié et des risques de moisissures s’il y a du bois ou des matériaux organiques dans cette couche du mur.

Pour éviter ce problème, on place des membranes dites « intelligentes », aussi appelées à mu variable, qui permettent de réduire ce type de risque.

Risque de condensation internes en été si une membrane empêche trop la migration de vapeur vers l’intérieur.

Exemple de moisissures à l’arrière de la membrane de régulation.

Photo : Künzel in Isolation thermique par l’intérieur des murs existants en briques pleines – SPW 2011.

Évaluation par méthode statique : le cas de la toiture plate avec couverture bitumineuse

Ce type de couverture est pratiquement étanche à la vapeur d’eau et se trouve du côté extérieur de l’isolation. L’apparition de condensation interne entre l’isolation et la couverture est donc possible. Toutefois, si la structure portante offre suffisamment de résistance à la diffusion de vapeur et si la différence de pression de vapeur entre l’intérieur et l’extérieur est celle que l’on trouve normalement dans les habitations, la formation de condensation reste limitée et ne conduit pas à des problèmes.

Pour déterminer s’il y a risque d’apparition de condensation interne, il faut déterminer les températures au droit de chaque plan de séparation entre couches. A chacune de ces températures correspond une tension de vapeur maximale. On en déduit l’évolution de la tension de vapeur maximale. Si cette courbe coupe celle de l’évolution de la pression de vapeur, il y a condensation.

Dans l’exemple calculé ci-après, nous voyons que la courbe de la tension de saturation (qui a la même allure que celle de l’évolution de la température) coupe la courbe de pression de vapeur.

Caractéristiques des matériaux	d(m)	λ(W/(m x K))	μ (-)
C1 : Roofing	0,01	0,17	2 000
C2 : Mousse PUR	0,05	0,03	30
C3 : Béton de pente	0,10	0,35	10
C4 : Béton	0,12	2,00	70
C5 : Enduit	0,015	0,70	20

Conditions limites	Extérieur	Intérieur
θ (C°)	0	20
Φ (%)	90	50
P_v (Pa)	550	1 170

avec R_t = 2,27 m² x K/W.

Exemple :

avec, (μd)_t = 31,2 m/s

Exemple :

La situation représentée ci-dessus n’est toutefois pas possible du point de vue des lois physiques. En effet, la pression de vapeur dans la zone de condensation serait supérieure à la pression de saturation, ce qui est impossible.

On peut démontrer que dans le cas de condensation interne, l’évolution physiquement correcte de la pression de vapeur est donnée par la tangente du point (Z_t, p_vi) à la courbe de saturation et la tangente du point (0, p_ve) à la courbe de saturation.

Exemple.

1. Considérons la paroi suivante :

Enduit extérieur.
Maçonnerie.
Isolation.
Enduit intérieur.

2. Déterminons l’évolution de la pression de vapeur dans le système d’axes (Z,p_v) :

3. Déterminons l’évolution de la température dans la paroi en régime stationnaire; on en déduit ensuite la courbe la tension de saturation.

4. Évolution de la pression de vapeur réelle (tracer les tangentes) :

La quantité de condensat par plan de condensation est donnée par la différence d’inclinaison entre les tangentes entrante et sortante de pression de vapeur. S’il n’y a qu’un seul plan de condensation, on peut écrire :

Cette approche, est appelée méthode de Glaser; elle est un outil intéressant pour l’étude des détails de construction du point de vue de la physique du bâtiment mais très restricteur car elle conduit souvent à placer des membranes très étanches à la vapeur sans tenir compte du risque secondaire associé. Elle ne permet pas non plus de valider l’intérêt de membrane dite intelligente.

Cas 2 : Influence de la position du pare-vapeur sur le risque principal de condensation interne

La position du pare-vapeur dans un élément de construction est très importante. Le pare-vapeur joue un rôle identique à celui de l’isolant thermique dans l’évolution de la température. La paroi est divisée en deux zones bien distinctes : celle du côté extérieur du pare-vapeur réagissant à la pression de vapeur extérieure et celle du côté intérieur du pare-vapeur réagissant à la pression de vapeur intérieure. Pratiquement toute la différence de pression de vapeur entre l’intérieur et l’extérieur se situe donc au droit du pare-vapeur.

Prenons comme exemple une paroi homogène offrant une certaine résistance thermique.

Cet élément ne donnera pas lieu à de la condensation interne. L’évolution de la tension de vapeur réelle (courbe p ci-dessous) reste en tout point inférieure à la tension de vapeur maximale (courbe p_vs).

Si la face extérieure reçoit une finition très imperméable à la vapeur, la courbe p_vs reste identique puisque l’évolution de la température ne change pas, mais l’évolution de la pression de vapeur (courbe p_v) change.
Il y aura condensation interne juste derrière la couche pare-vapeur.

La pose d’une couche étanche à la vapeur, du côté intérieur, remédie à la situation. La tension de vapeur maximale (p_vs) reste toujours supérieure à l’évolution de la pression de valeur réelle (p_v).
Cet exemple montre que la couche pare-vapeur doit toujours se trouver du côté chaud de l’élément de construction.

Cas 3 : Influence de la position de l’isolation sur le risque principal de condensation interne

Prenons le même exemple et examinons la position de la couche d’isolation. La résistance à la diffusion de vapeur de l’isolation est considérée comme négligeable par rapport à celle du reste de la paroi.

Ce qui change, c’est la tension de vapeur maximale puisque la présence de l’isolation influence l’évolution de la température dans la paroi.

Si l’isolation se trouve du côté intérieur, la tension de vapeur calculée est supérieure à la tension maximale au droit de l’interface isolation-brique. Il en résulte une condensation interne.

La mise en œuvre d’un pare-vapeur efficace du côté intérieur peut remédier au problème.

La mise en œuvre de l’isolation du côté extérieur empêche également la formation de condensation interne pour autant que l’isolation ne reçoive pas une finition étanche à la vapeur.

Cas 4 : La condensation interne dans les châssis en bois

La condensation interne ne concerne que les châssis en bois, elle n’est pas à craindre dans d’autres types de châssis (Alu, PVC, polyuréthane….).

La condensation interne par diffusion de vapeur à travers le bois a pour effet de créer dans le châssis des zones mouillées en permanence et donc une perte d’isolation thermique et, éventuellement, une dégradation du châssis si elle n’est pas détectée à temps.

Contrairement à la condensation de surface, la condensation interne n’est pas facilement détectable directement.

Indice de présence de condensation interne ?

Un écaillage ou un cloquage de la peinture peut révéler la présence de condensation interne.

On vérifiera l’état du bois sous la peinture.

Il y a des risques de condensation interne lorsque la résistance à la diffusion de vapeur de la finition intérieure est inférieure à celle de la finition extérieure.
En effet, en période froide, la température à l’intérieur du châssis en bois diminue très régulièrement de l’intérieur vers l’extérieur. Par contre la pression de vapeur ne diminue que très lentement jusqu’à ce qu’elle atteigne la finition extérieure à partir de laquelle elle chute brusquement. Ainsi la pression de vapeur à l’intérieur de châssis risque de dépasser la pression de saturation. Il y a condensation.

Schéma condensation interne dans les châssis en bois.

pvs : pression de vapeur de saturation.
pv : pression de vapeur.

Cette situation se rencontre lorsque :

La finition intérieure a une perméabilité à la vapeur supérieure (le cas des finitions non filmogènes) à celle de la finition extérieure (le cas des peintures ou vernis).

Les finitions intérieures et extérieures sont toutes deux des peintures, et que le nombre de couches intérieures est inférieure au nombre de couches extérieures.

Source : certains passages de cette feuille sont extraits du guide Isolation thermique par l’interieur des murs existants en briques pleines réalisé par Arnaud Evrard, Aline Branders et André De Herde (Architecture et Climat-2010) dans le cadre de la recherche ISOLIN, financée par le département Énergie et Bâtiment durable du Service Public de Wallonie. Disponible sur le site : energie.wallonie.be

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Tubes fluorescents

T5 : 16 mm – T8 : 26 mm – T9 : 29 mm – T12 : 38 mm.

Comment fonctionne un tube fluorescent ?

Les lampes fluorescentes font partie des lampes à décharge. Elles fonctionnent par décharge d’un courant électrique dans une atmosphère gazeuse.

Les lampes fluorescentes utilisent de la vapeur de mercure sous basse pression.

Lorsqu’on met le tube sous tension, des électrons sont émis par les deux électrodes de tungstène. Lors de leur trajet au travers du tube, ils entrent en collision avec les atomes de mercure. Il en résulte une libération d’énergie sous forme de rayonnement ultraviolet invisible. Ce rayonnement est absorbé par la couche fluorescente présente sur la face interne du tube et converti en rayonnement visible.

La composition chimique de la couche fluorescente placée à l’intérieur du tube influence la couleur de la lumière émise et l’indice de rendu des couleurs de la lampe.

Comme toutes les lampes à décharge, le tube fluorescent a besoin pour fonctionner d’un starter, d’un ballast et d’un condensateur pour compenser le mauvais cos φ.

L’ensemble de ces 3 éléments peut être remplacé par un ballast électronique.

Techniques

Pour en savoir plus sur le principe d’allumage d’un tube fluorescent !

Types et caractéristiques générales

Les différents diamètres

Il existe 3 grands types de tubes fluorescents sur le marché :

T12 ou T38 : de diamètre 38 mm,
efficacité lumineuse = 40 à 70 lm/W;
T8 ou T26 : de diamètre 26 mm,
efficacité lumineuse = 65 à 95 lm/W (à 25°C de température ambiante);
T5 ou T16 : de diamètre 16 mm,
efficacité lumineuse = 85 à 105 lm/W (à 35°C de température ambiante).

Les tubes de diamètre de 38 mm (T12) n’existent pratiquement plus. Les tubes T5 offrent, quant à eux, des possibilités de design plus important des luminaires de par la concentration de la lumière dans une source de dimension réduite.

La température de fonctionnement des lampes

Températures faibles

Le flux lumineux et l’efficacité lumineuse chutent très fort avec la température ambiante, à tel point que certaines lampes ne s’allument plus en dessous de 0°C.

Températures ambiantes

Beaucoup d’encre a coulé concernant la révolution énergétique qu’a apportée le développement du tube fluorescent T5 par rapport au T8. À notre avis, le besoin d’une autre esthétique de la part des architectes a été primordial dans le développement du T5.

Reste un point nébuleux !

À savoir la comparaison de l’efficacité énergétique des tubes T5 par rapport aux T8 est tributaire de la température de régime du tube dans son environnement (soit la température ambiante). Le graphique suivant montre clairement que la lampe T5 donne son flux maximum à une température de 35 °C tandis que la lampe T8 l’atteint à 25 °C.

Et donc même si le flux lumineux des T5 présentée par les fabricants est supérieure (d’environ 90%) à celui des T8 (à puissance équivalente), dans un même local (soit à même température ambiante), les T5 et T8 présenteront sensiblement le même flux lumineux !

Puissances et dimensions

Type de lampe	Puissances courantes	Flux lumineux	Longueurs
T12	20	de 1 050 à 4 800 lm	59
	40		120
	65		150
T8	18	de 1 350 à 5 200 lm	59
	36		120
	58		150
T5	14	de 1 350 à 4 900 lm	55
	21		85
	24		55
	28		115
	35		145
	49		145
	54		145
	80		145

Pour les T8, les lampes de puissances différentes sont de longueurs différentes et ne sont donc pas interchangeables.

En ce qui concerne les T5, certaines lampes de puissances différentes sont de même longueur comme par exemple les 14 et 24 W ou les 35, 49, 54 et 80 W.

Attention : même si les dimensions des lampes sont identiques, le remplacement d’une lampe de 49 W, par exemple, par une lampe de 54 W ne pourra s’effectuer vu que les ballasts sont spécifiques à leur lampe.

L’indice de rendu des couleurs et température de couleur

La lumière des tubes fluorescents est souvent considérée comme froide et peu agréable. Cette remarque, valable pour les tubes d’ancienne génération (IRC = 65), n’est plus d’application avec les tubes actuels (IRC > 85). Ceux-ci présentent, en effet, une grande gamme de températures de couleur et d’IRC. Il est donc possible de choisir un tube ayant des caractéristiques presque semblables aux lampes à incandescence.

La dénomination à trois chiffres (930 … 865) semble devenir un standard pour tous les types de lampes fluorescentes. Le premier chiffre indique la classe de rendu de couleur (9 = Ra > 90, 8 = 90 > Ra > 80, …). Les deux derniers chiffres représentent la température de couleur (30 = 3 000 K, …).

Les tubes fluorescents de la gamme IRC = 2 sont aussi appelés tubes fluorescents « standards », les autres tubes fluorescents « nouvelle génération » ou encore « triphosphores ».

L’efficacité lumineuse d’un tube fluorescent dépend également de son indice de rendu de couleur. Ci-dessous, une gamme de lampes fluorescentes présente sur le marché. On constate que l’efficacité lumineuse est maximale pour un IRC de 85 (classe 1B).

IRC	lm/W
62 (classe 2)	79
80 (classe 1B)	85
80 (classe 1B)	94
85 (classe 1B)	90
85 (classe 1B)	95
91 (classe 1A)	80
95 (classe 1A)	61
98 (classe 1A)	65
98 (classe 1A)	61

La durée de vie

La durée de vie des tubes fluorescents dépend du type de ballast qui leur est associé. Avec un ballast électronique avec préchauffage des électrodes, la durée de vie utile des tubes de 16 ou 26 mm de diamètre et de classe 1B, atteint environ 16 000 h. Dans les autres cas (ballast électromagnétique ou électronique sans préchauffage), elle est voisine de 10 000 h (8 000 h pour un montage inductif et 12 000 h pour un montage capacitif).

Dans les derniers cas ci-dessus, le nombre d’allumages aura également une influence importante sur la durée de vie des lampes. Le graphique suivant montre qu’une lampe allumée et éteinte toutes les 15 minutes a une durée de vie 3 fois plus courte qu’une lampe fonctionnant par plages de 10 h. Dans le cas des lampes à ballast électronique avec préchauffage, l’augmentation de la fréquence d’allumage diminue nettement moins la durée de vie (perte de 0,02 h par allumage).

Notons également qu’il existe une gamme de tubes de 16 et 26 mm de diamètre dite de longue durée dont la durée de vie utile atteint 30 000 voire 40 000 h.

Gradation du flux lumineux

Pour pouvoir moduler le flux lumineux des tubes fluorescents, on doit les équiper de ballasts électroniques graduables (appelés aussi dimmables).

Données	pour connaitre les caractéristiques des tubes fluorescents !
Données	pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Principes de régulation : P – PI – PID

La régulation par « tout ou rien » ou « On-Off »

Chaque fois qu’il y a « régulation », il y a adaptation de la fourniture de chaleur aux besoins réels du bâtiment. L’existence d’une sonde, d’un capteur d’ambiance permet d’avoir le feedback de la situation et de fournir l’intensité voulue. Il y a comparaison entre la consigne attendue et la valeur atteinte et de cet écart naît une action correctrice.

Prenons l’exemple d’une régulation de la température ambiante par un groupe frigorifique. Supposons une consigne placée à 24°C.

Si la température ambiante dépasse la valeur de consigne (24,05°C), le régulateur le détecte et ferme l’interrupteur.

Le compresseur est enclenché à 100 % et la température du local redescend.

Si une température de 23,95°C suffisait pour arrêter le groupe frigorifique, un risque de « pompage » apparaîtrait : le compresseur passerait de « marche » à « arrêt », puis à « marche », … avec une telle fréquence que le matériel en souffrirait. On prévoit dès lors le placement d’un différentiel, dont la valeur est réglable par le technicien.

Par exemple : le compresseur s’enclenche à 24°C et s’arrête à 23°C.

Ceci se repère sur le schéma de régulation par les flèches montante (enclenchement) et descendante (déclenchement).

Plus le différentiel est élevé plus la machine travaillera dans de bonnes conditions (longues plages de travail propices à un bon rendement du compresseur), mais plus la température oscillera dans le local … Ceci diminue le confort et généralement augmente la consommation (ici, la vraie température moyenne de consigne est de 23,5°).

Et ce phénomène est amplifié par l’inertie du local : le local a un temps de repos tel que le différentiel réel est peut être de 1,6°C (22,7 à 24,3°C, par exemple).

Ce différentiel dépend du type d’application. Ainsi, la régulation d’une résistance chauffante électrique peut se concevoir avec un différentiel beaucoup plus court : une résistance accepte sans dommage une alimentation très « hachée », avec un enclenchement à 20,9° et un déclenchement à 21,1°, par exemple, pour une consigne à 21°.

La régulation Proportionnelle (P)

Imaginons un meilleur système : une vanne 3 voies mélangeuse qui modulerait la température d’alimentation d’un radiateur pour que celui-ci reçoive la température d’eau juste nécessaire, telle que l’émission de chaleur du radiateur soit justement égale aux déperditions de la pièce. C’est dans ce cas que la température d’ambiance serait stable.

Soit une consigne fixée à 20°C. Supposons au départ une température ambiante inférieure à la consigne, il faut chauffer.

Supposons que la vanne soit toute ouverte pour 17°C (écart de 3° par rapport à la consigne). De l’eau très chaude arrive, la température ambiante monte et arrive à 18,5°. L’écart est alors de 1,5°C et la vanne n’est plus ouverte qu’à 50 %.

Hélas, arrivée à 19°C, plus rien ne bouge : la température du local est stabilisée et l’ouverture de la vanne aussi : elle est ouverte au tiers de sa valeur maximale.

Pourquoi ?

Avec une ouverture au tiers, elle fournit de l’eau à une température telle que l’émission du radiateur compense exactement les pertes du local. La température reste à 19°C, l’écart reste de 1°C par rapport à la consigne, et cet écart entraîne 33 % d’ouverture ! Tout est stable et le restera.

Il est d’ailleurs impossible que l’on atteigne les 20°C souhaités ! Si c’était le cas, l’écart serait nul, la vanne serait fermée, le local se refroidirait puisque les déperditions continuent, . donc l’écart ne resterait pas nul !

C’est le problème d’une régulation proportionnelle à l’écart par rapport à la consigne : puisqu’il faut du chauffage, il faut que la vanne soit ouverte, il faut donc qu’un écart subsiste. La température se stabilisera sur 19°C, au lieu des 20°C demandés.

Ne pourrait-on « tricher » sur la consigne ?

Pourquoi ne pas indiquer 19° sur le régulateur au lieu de 20°C ? Hélas non : imaginons qu’il fasse – 10°C à l’extérieur, le chauffage aura besoin de toute la puissance de chauffe, la vanne devra être ouverte à 100 %. la température ambiante va donc se stabiliser sur 17°C . Il faudrait donc adapter l’indication du régulateur en fonction de la température extérieure, ce qui est impossible.

On comprend pourquoi les constructeurs de vannes thermostatiques n’indiquent pas la température de consigne mais bien des chiffres 1-2-3-4-5 : le fonctionnement d’une vanne thermostatique répond à une régulation proportionnelle.

S’il fait froid, si la température de consigne n’est pas atteinte, la poche de gel de la vanne va se contracter et de l’eau alimentera le radiateur. Puisque le local perd de la chaleur, la vanne devra rester ouverte en permanence.

De combien devra-t-elle être ouverte ? Le constructeur ne pourrait le dire puisqu’elle dépend de l’importance des déperditions et donc de la température extérieure. Il a seulement pu intelligemment améliorer quelque peu la régulation proportionnelle en plaçant la consigne au milieu de la page d’ouverture : la valeur de la consigne est réglée pour une ouverture est de 50 %. L’écart à la consigne est ainsi diminué en moyenne.

Nouvelle idée : ne pourrait-on pas diminuer la plage de température qui génère l’ouverture de la vanne ?

En reprenant la situation de la page précédente, si la vanne était 100 % ouverte en dessous de 19°C, elle se stabiliserait à 33 % de sa valeur pour une température ambiante de 19, 66°C. C’est effectivement une possibilité : on dit que l’on réduit la bande proportionnelle de 3 à 1°C.

Mais cette solution a ses limites : avec une bande proportionnelle trop courte, le système va se mettre à osciller, passant de trop ouvert à trop fermé, parfois sans pouvoir se stabiliser. On dit que le système « pompe », incapable de se stabiliser.

Calculs

Pour vous convaincre de tout ceci, utilisez le petit logiciel établi sur Excel et testez diverses valeurs pour vous familiariser avec cette régulation proportionnelle présente dans tout le monde de la technique.

Même une chasse de WC est un régulateur proportionnel : le débit d’eau est admis lorsque le flotteur descend, lorsqu’un écart existe par rapport à la consigne de niveau d’eau.

Chance : sauf une fuite permanente, les pertes du système sont nulles la plupart du temps car le flotteur se stabilise sur le niveau demandé !

La régulation Proportionnelle – Intégrale (PI)

En agissant avec une force proportionnelle à l’écart entre l’ambiance et la consigne, un écart subsiste en permanence. On décide dès lors que la force d’intervention aura deux composantes. La première, c’est la force proportionnelle à l’écart, comme dans la première solution ci-dessus. Mais une deuxième force la complète : une force proportionnelle à l’intégration de l’écart dans le temps, c’est-à-dire proportionnelle à la somme de tous les écarts mesurés en permanence.

Si la température se stabilise à 19°C, de par la composante proportionnelle, un écart de 1°C subsiste. Tous les « pas de temps », le régulateur va mesurer cet écart et l’additionner à la valeur d’une case « mémoire ». L’ouverture de la vanne sera donnée par la somme des 2 composantes. Tant que la consigne ne sera pas atteinte, la composante Intégrale augmentera, la vanne s’ouvrira un peu plus, jusqu’à atteindre cette fois la consigne.

Une fois celle-ci atteinte, l’écart est nul et la composante intégrale n’est plus modifiée (puisqu’elle additionne une valeur « 0 »).Si la consigne est dépassée, l’écart sera négatif et la composante intégrale diminuera.

Dans le fond, cette composante intégrale ne pourrait-elle travailler seule ? Non, elle est trop lente pour réagir efficacement à des variations de la demande thermique. Il faudrait diminuer son pas de temps (diminuer le « temps d’intégration ») mais alors à nouveau le système devient instable.

C’est bien le mariage des 2 actions (P et I) qui est le plus adéquat pour répondre à la demande : la composante P fait le gros du travail, puis la composante I affine dans le temps. C’est le mode de régulation souvent rencontré dans les systèmes thermiques à eau.

À nouveau le logiciel peut vous permettre de tester la régulation I et PI avec diverses valeurs des paramètres de réglage.

La régulation Proportionnelle – Intégrale – Dérivée (PID)

Dans les installations de conditionnement d’air, le fluide à réguler peut être de l’air. Or, n’ayant que peu de capacité thermique, l’air verra sa température varier très rapidement en fonction de la position de la vanne de réglage. Il faut donc ajouter une 3ème composante à la grandeur de réglage : une force dont la valeur est d’autant plus grande que l’écart varie rapidement, c’est-à-dire d’autant plus grande que la « dérivée » de l’écart par rapport au temps est élevée.

La valeur de la « grandeur réglée », la température de l’eau de radiateur (ou ici l’ouverture de la vanne) sera le résultat d’une addition de 3 grandeurs : une composante proportionnelle à l’écart existant (P), une composante proportionnelle à l’intégrale de l’écart dans le temps (I) et une composante proportionnelle à la dérivée de l’écart (D).

Reste à affiner les bandes proportionnelles, temps d’intégration et temps de dérivation pour adapter l’importance respective de ces 3 composantes . C’est le travail du « metteur au point » de l’installation de régulation qui affine les valeurs de base réglées d’usine.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Effet Coanda

Lorqu’un jet d’air est envoyé parallèlement au plafond, à une certaine distance de celui-ci, la veine d’air a tendance à y adhérer. C’est ce qu’on appelle l’effet COANDA. Ce phénomène est dû au tourbillon et à la dépression locale créés à la sortie de la bouche. Il n’est possible que si la distance entre la bouche et le plafond ne dépasse pas 30 à 50 fois l’épaisseur du jet.

Le même phénomène se produit lorsque l’on pulse de l’air sous le plafond sous un angle par rapport au plafond inférieur à 45°. L’écoulement de deux jets voisins est soumis au même phénomène.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Agrément technique des matériaux (ATG)

Qu’est-ce qu’un agrément technique ?

Suivant l’UBAtc :

L’agrément technique (ATG en abrégé) est une appréciation favorable de l’aptitude à l’emploi dans la construction, des procédés, matériaux, éléments ou équipements non traditionnels.

L’ATG ne dégage toutefois pas :

l’utilisateur ou le prescripteur de ses obligations légales et contractuelles;
le fabricant de sa responsabilité vis-à-vis du produit.

Contrairement aux normes NBN qui revêtent une portée générale, un ATG ne s’applique qu’à un produit de construction donné, confectionné par un fabricant bien déterminé, et n’est valable que pour une durée limitée (3 ans).

Dans la plupart des cas, l’agrément ATG est suivi avec certification.

Le produit ou le système de construction agréé reçoit un label qui implique qu’il a fait l’objet de l’évaluation favorable, consignée dans un document appelé « agrément technique ».

« Appréciation favorable »

Ce terme implique la délivrance d’un avis technique détaillé lors de l’octroi de l’agrément, compte tenu de l’état des connaissances scientifiques. Cet avis exempte les produits agréés des essais de contrôle préalablement à leur mise en œuvre, pour autant que la conformité avec l’agrément soit vérifiée.

« Aptitude à l’emploi dans la construction »

Cela signifie que l’appréciation s’opère sur la base d’une application bien précise et que sont analysées tant les propriétés intrinsèques du produit que les conditions d’utilisation et les performances réelles.

« Non traditionnels »

Il s’agit de procédés, matériaux, éléments ou équipements dont la qualité n’a pas encore reçu la sanction de l’expérience ou du temps et n’est pas encore définie par les normes.

« Suivi avec certification »

Ce système consiste en un contrôle régulier par un délégué de l’UBAtc, de la conformité des produits aux conditions stipulées dans l’agrément.

Qui attribue un agrément technique ?

L’agrément technique et le label ATG sont délivrés par l’UBAtc.
Cette organisation détermine si le produit considéré est susceptible de recevoir un agrément technique, désigne les membres du groupe spécialisé qui sera chargé du dossier, et attribue l’agrément.

Adresse :
Secrétariat de l’UBAtc
Direction Agrément et Spécifications
Rue de la Loi, 155
B-1040 Bruxelles
Site internet :

http://www.ubatc.be

Les matériaux agréés

L’UBAtc et l’Institut Belge de Normalisation éditent, sur CD-Rom, le répertoire complet des ATG et des licences BENOR en vigueur.

Il peut être obtenu gratuitement auprès du :
Ministère des Communications et de l’Infrastructure (MCI)
Administration de la Réglementation de la Circulation et de l’Infrastructure
Direction Agrément et Spécifications (DAS)
Rue de la Loi, 155
B-1040 Bruxelles
Tél : 02/287.31.54
Fax : 02/287.31.51

Valeurs λ utiles et R utiles des matériaux isolants agréés

L’usage des valeurs λ (conductivité thermique) et R (résistance thermique) est réglementé par la NBN B 62-002 (+ addenda).

Dans le cas d’un matériau muni d’un agrément ATG ou non dont on ne connaît pas la marque exacte, on utilise les valeurs de λou R par défaut tabulées dans l’annexe VII de la PEB.

Dans le cas d’un matériau agréé connu, on peut utiliser les valeurs λ_U ou R_u reprises dans son agrément technique, ou déduites des valeurs λ_D ou R_Dqui s’y trouvent. Les valeurs ainsi obtenues sont généralement plus favorables.

Pour ces matériaux agréés, il existe sur le site Web de l’UBAtc une page qui indique les valeurs λ ou R, par fabriquant, par type de matériau et par application.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer l’étanchéité à l’air

Impact de l’étanchéité à l’air

Toute infiltration d’air génère une consommation supplémentaire de chaleur en hiver, de froid en été. Elle peut être estimée en considérant qu’elle augmente la consommation liée au taux d’air neuf du bâtiment. En plus de son impact sur la consommation énergétique, l’étanchéité à l’air peut être responsable d’autres désagréments tels qu’une réduction de l’isolation acoustique, une détérioration des performances hygrothermiques des matériaux isolants ou encore l’apparition de courants d’air près des fuites.

Améliorer l’étanchéité au niveau des parties courantes des parois

Au niveau des parties courantes des parois délimitant le volume protégé, toute fissure doit être colmatée.
Les matériaux poreux utilisés en construction (briques, blocs de béton, laines minérales, …), s’ils ne sont pas enduits, sont perméables à l’air.
De plus, il arrive que les joints des maçonneries ne soient pas correctement réalisés : les joints verticaux sont partiellement remplis mais ce défaut est camouflé par rejointoyage augmentant encore la perméabilité de l’ensemble de la maçonnerie. À titre d’exemple, des mesures d’étanchéité sur des maisons en murs creux en blocs de béton non plafonnés sont donné des débits d’environ 0.5 m³/(h.m²).

Pour améliorer l’étanchéité à l’air de l’enveloppe, ces matériaux doivent être protégés d’une couche étanche à l’air : un enduit (cimentage ou plafonnage), des plaques de plâtres enrobées correctement rejointoyées. Une couche de peinture épaisse et filmogène peut aussi convenir. Une fois traités, les valeurs de débit à 50 Pa varient de 0 à 1.3 m³/(h.m²) en fonction du type et de la qualité de traitement, avec une moyenne de 0.3 m³/(h.m²) (moyenne sur 89 mesures faites par 8 auteurs différents)((Projet AirPath50 – Martin Prignon & Geoffrey Van Moeseke)).

Exemple.

Suite à une mesure de pressurisation sur un bâtiment en blocs non enduits et donc peu étanche, on a obtenu un n₅₀ = 10/heure. L’application d’une couche de peinture épaisse sur les blocs a réduit le n₅₀ à 1/heure.

Remarque : un pare-vapeur est plus ou moins étanche à la vapeur d’eau suivant sa nature, mais est également à l’air.

Améliorer l’étanchéité aux raccords des éléments de façade ou au niveau des percements

Les jonctions telles que les raccords entre les éléments de la construction (façade/toiture, façade/plancher au niveau de la plinthe, …) ou les percements (passage de conduite, baie vitrée, portes, caisson de volet, boîtiers électriques, …) sont toujours des points délicats. On doit vérifier la parfaite jonction du raccord entre les différents éléments de construction ou entre la paroi et le percement dès que ce dernier touche la ou les couche(s) de la façade qui assure l’étanchéité à l’air. Si cette jonction présente des espaces, il faut les colmater.

Améliorer l’étanchéité du raccord mur-châssis

Avec les châssis anciens, le joint entre le châssis et la maçonnerie était habituellement réalisé au moyen d’un mortier au ciment, souvent fendillé avec le temps et donc insuffisamment étanche.
On peut réfectionner ce joint. On procède en 4 étapes :

On dégage le joint existant (mortier ou mastic), y compris l’éventuel fond de joint.
On nettoie et on dégraisse les lèvres du joint.
On réalise un fond de joint (pour autant que l’espace vide soit suffisant), par exemple, en plaçant un préformé de bourrage à cellules fermées.
Dans le cas d’un mur plein, il est conseillé de créer une chambre de décompression entre le resserrage extérieur avec le gros œuvre et le resserrage intérieur.
L’injection de mousse de polyuréthane n’est pas conseillée car, de par son caractère expansif, peu provoquer des dégâts (arrachement, …).
On applique sur ce fond de joint un mastique élastique (exemple : mastic silicone) en veillant à assurer un bon contact entre les lèvres.

Améliorer l’étanchéité des châssis

Remarque : dans ce paragraphe, l’étanchéité à l’eau a été traitée en même temps que l’étanchéité à l’air ces deux-ci étant difficilement dissociables.

Une mauvaise étanchéité des châssis peut être due à :

Une classe de résistance à l’air et à l’eau du châssis insuffisante par rapport aux solicitations :

En effet, le STS définit des niveaux de performance d’étanchéité à l’eau (PE2, PE3, PE4, PEE ) et à l’air ( PA2, PA2B, PA3 ) des châssis à atteindre en fonction de la hauteur du châssis par rapport au sol.
S’il s’agit de châssis standards ces niveaux de performance sont signalés par l’agrément technique.

Hauteur par rapport au sol

Perméabilité à l’air

Étanchéité à l’eau

0 à 10 m

10 à 18 m

18 à 25 m

25 à 50 m

> 50 m

PA2B (1) (3)

PA2B (3)

PA3

PE2 (2)

PE3

PE4

PEE

(1) Si il n’y a pas d’exigence particulière du point de vue thermique et/ou acoustique, on se contentera d’un niveau PA2.
(2) Si le bâtiment a une exposition sévère (digue de mer), on prend un châssis de résistance PE3, et on le signale dans le cahier spécial des charges.
(3) Si on est en présence de locaux avec air conditionné, un niveau PA3 s’avèrera nécessaire.

Si les performances des menuiseries sont inadaptées à l’exposition et à la hauteur par rapport au sol, il n’est pas toujours possible d’y apporter les améliorations nécessaires (ajout d’une barrière d’étanchéité, modification du profil…).
Dans ce cas, seul un remplacement du châssis peut être envisagé.

Concevoir

Pour en savoir plus sur le choix des châssis.

Une mauvaise étanchéité entre dormant et ouvrant

Un mauvais fonctionnement de la double ou triple barrière d’étanchéité :
Remarque : des infiltrations d’eau et d’air sont inévitables malgré un bon dispositif d’étanchéité dans certains types d’ouvrants, au sein desquels l’interruption des joints d’étanchéité au droit des charnières est obligatoire.

Concevoir

Pour connaître les risques d’infiltration en fonction du type d’ouvrant.

Dans les anciens châssis, la forme des profilé ménageant une ou deux frappes constituait l’unique dispositif de joint entre dormant et ouvrant.
Dans ce cas et en cas de problème d’étanchéité, il est possible de réaliser un joint souple sur la frappe la plus intérieure de l’ouvrant, soit en mousse compressible, soit en mastic silicone épousant la forme des châssis.
Dans les châssis plus récents en bois, on peut ajouter également un tel type de joint sur la deuxième ou la troisième frappe.
Les fuites d’étanchéité peuvent être dues au vieillissement du préformé, dans ce cas, celui-ci doit être remplacé.
Remarque : lors de l’entretien des châssis en bois, le traitement du bois ne doit pas recouvrir le préformé, sinon ce dernier est rendu inefficace.
Il est indispensable de souder ou de recoller les joints d’étanchéité présentant une discontinuité dans les angles. En effet, la continuité du joint dans ces zones est particulièrement délicate : le joint peut facilement se défaire à cet endroit.
Dans tous les cas, il faut que le joint soit continu et reste dans un même plan sur tout le pourtour de l’ouvrant.

Un mauvais drainage

Le drainage de la chambre de décompression peut s’avérer insuffisant. Des conduits de drainages peuvent être rajoutés dans le dormant.
On veillera à réaliser des conduits d’inclinaison et de diamètres identiques à ceux existants. Normalement, les conduits seront situés près des angles et équidistants de +/- 50 cm.

Un mauvais réglage ou/et entretien des quincailleries.

Un bon réglage des quincailleries permet d’assurer un écrasement du préformé de -/+ 2 mm et garantit ainsi un bon fonctionnement de la barrière d’étanchéité.

Une déformation excessive du châssis lors de sa manipulation ou par la dilatation thermique.

Cette déformation engendre principalement un défaut d’étanchéité entre le dormant et l’ouvrant car ailleurs (c.-à-d.. entre la maçonnerie et le châssis et entre le châssis et la vitre), les joints sont extensibles.
On améliore la raideur du châssis en rapportant des profilés à la face intérieure ou extérieure.

Une mauvaise étanchéité entre le cadre et le vitrage

Dans les anciens châssis, un mastic durci et non élastique, posé généralement du côté extérieur, assurait la fixation du vitrage dans son cadre. Des petits clous assuraient la stabilité du vitrage en attendant la pose du mastic.
Les anciens mastics doivent être remplacés par des mastics souples après nettoyage et retraitement des châssis. On peut également d’abord rajouter des parecloses.
Pour les châssis récents en bois, on vérifie et éventuellement on remplace les joints, les parcloses, et l’emplacement des cales.
Pour les châssis PVC, aluminium ou polyuréthane, le joint autour des vitrages est généralement colmaté à l’aide d’un préformé d’étanchéité en néoprène, par exemple. Il doit être vérifié et remplacé s’il est abîmé.
Si on constate une insuffisance de drainage de la feuillure, on peut ajouter des conduits de drainage. L’opération est plus délicate que celle d’ajouter des conduits de drainage à la chambre de décompression car elle se fait dans l’ouvrant du châssis et toute erreur de disposition peut entraîner des infiltrations d’eau de rejet en aval de l’étanchéité à l’air du profilé.

Si le vitrage est remplacé, il faut prévoir un nouveau type de joint et vérifier la présence de drainage de la feuillure.

Une mauvaise étanchéité des assemblages

Les assemblages peuvent être rendus étanches par des injections de mastic fluide ou de colle.

Améliorer l’étanchéité au niveau des ouvertures

Les halls d’entrée sans sas

L’air conditionné en été et l’air chauffé en hiver s’échappent joyeusement… ! Le coût généré par cette fuite est variable en fonction de la durée d’ouverture.

À titre de repère, un trou permanent d’1 m² dans une enveloppe (vitre brisée, par exemple) génère un passage d’air à la vitesse moyenne de 1 m/s. Ce m³ qui s’échappe par seconde va entraîner une consommation hivernale de :

1 [m³/s] x 3 600 [s/h] x 5 800 [h/saison chauffe] x 0,34 [Wh/m³.K] x (15° – 6°) / 1 000 = 63 000 [kWh/an]

où :

15° est la température moyenne intérieure, tenant compte d’un abaissement nocturne et d’un apport équivalent de 3° par les apports « gratuits »,
6° est la température moyenne extérieure hivernale dans le centre de la Belgique,
0,34 Wh/m³xK est la capacité thermique de l’air.

Soit un équivalent de +/- 2 500 € par an et par m² d’ouverture permanente, si la chaleur est fournie par du combustible fuel à 0,375 €/litre.

Une solution consiste à créer un sas avec doubles portes ouvrantes automatiques, ou avec porte tournante, thermiquement plus efficace mais plus contraignante à l’usage.

Solution minimale : le ferme-porte automatique.

Cas particulier des bâtiments climatisés

Ce problème est moins important dans les bâtiments conditionnés dès leur origine : des châssis étanches, voire fixes, auront été prévus.

De plus, les locaux sont souvent maintenus en surpression (débit de pulsion > débit d’extraction) : l’air extérieur ne peut pénétrer et les courants d’air sont exclus.

Quelques cas particuliers sont cependant à prendre en considération :

Les halls d’entrée sans sas

L’air conditionné (et donc coûteux…) s’échappe joyeusement ! Le coût généré par cette fuite est variable en fonction de la durée d’ouverture.

A titre de repère, un trou permanent d’1 m² dans une enveloppe (vitre brisée, par exemple) génère un passage d’air à la vitesse moyenne de 1 m/s. Ce m³ qui s’échappe par seconde va entraîner une consommation hivernale de :

1 [m³/s] x 3 600 [s/h] x 5 800 [h/saison chauffe] x 0,34 [Wh/m³.K] x (15° – 6°) / 1 000 = 63 000 [kWh/an]

où :

15° est la température moyenne intérieure, tenant compte d’un abaissement nocturne et d’un apport équivalent de 3° par les apports « gratuits »,
6° est la température moyenne extérieure hivernale dans le centre de la Belgique,
0,34 Wh/m³.K est la capacité thermique de l’air.

Soit un équivalent de +/- 2500 € par an et par m² d’ouverture permanente, si la chaleur est fournie par du combustible fuel à 0,375 €/litre.

Une solution consiste à créer un sas avec doubles portes ouvrantes automatiques, ou avec porte tournante, thermiquement plus efficace mais plus contraignante à l’usage.

Les climatiseurs mobiles

Il arrive qu’un climatiseur de local soit installé dans l’urgence !
Pour évacuer la chaleur au condenseur, une solution peu onéreuse consiste faire passer soit le manchon d’air, soit les conduits de fluide frigorigène, par un coin de la fenêtre… qui de ce fait reste entrouverte !

En été, comme un serpent qui se mort la queue, la climatisation se fatigue à refroidir l’air chaud … dont elle a favorisé l’entrée !

Les bâtiments partiellement conditionnés

Un bloc opératoire d’un hôpital, une salle de conférence d’un immeuble de bureaux, … sont parfois des zones climatisées distinctement. L’étanchéité de cette zone par rapport au reste du bâtiment est nécessaire pour limiter les consommations.

Exemple.

Dans un centre hospitalier de Mouscron, seul le quartier opératoire était conditionné et mis en surpression. En pratique, cette surpression n’était pas atteinte puisque les couloirs communiquaient avec le restant de l’hôpital. Le responsable technique a fait placer des portes automatiques coulissantes (du type entrée de grand magasin) afin d’améliorer l’étanchéité de la zone et de diminuer les consommations.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mur plein

Le mur plein traditionnel

Le mur plein traditionnel de façade se compose le plus souvent, de l’intérieur vers l’extérieur :

D’un enduit mural à base de chaux et/ou de plâtre de 1,5 cm d’épaisseur.
D’une maçonnerie en terre cuite d’une brique d’épaisseur (19 cm) ou d’une brique et demie (29 cm). Pour des constructions plus anciennes et/ou situées dans certaines régions du pays, la maçonnerie peut être constituée de moellons de pierre naturelle. Dans ce cas, l’épaisseur est généralement plus importante.
D’un revêtement extérieur éventuel constitué par un enduit à base de chaux ou de ciment (épaisseur 2 cm) ou par un bardage (ardoises naturelles ou artificielles, …).

Mur plein en brique et mur plein en pierre.

Enduit intérieur.
Maçonnerie de briques.
Enduit extérieur facultatif.
Maçonnerie de moellons.

Le mur monolithique récent

Le mur monolithique récent se compose généralement de l’intérieur vers l’extérieur :

D’une finition intérieure constituée d’un enduit mince (quelques mm d’épaisseur) lorsque les tolérances dimensionnelles sur les matériaux et l’exécution sont faibles ou d’un enduit à base de chaux ou de plâtre de 1 ou 1,5 cm d’épaisseur lorsque les tolérances sont plus importantes.
D’une maçonnerie composée de blocs de grand format en terre cuite allégée, en béton de granulats d’argile expansé ou en béton cellulaire de 19, 29 ou 39 cm d’épaisseur, maçonnés ou collés entre eux.
D’une protection extérieure sous forme d’un enduit minéral (environ 2 cm d’épaisseur) ou résineux ou d’un bardage en bois, en fibro-ciment, en matière plastique, …

Mur plein en bloc de grand format

Finition intérieure.
Maçonnerie en blocs légers.
Finition extérieure.

Remarque : le béton léger composé d’argile expansé (λ = 0,17 W/mxK) et le béton cellulaire (λ = 0,15 à 0,30 W/mxK) sont des matériaux moins conducteur de la chaleur que la plupart des matériaux de construction, mais ne peuvent néanmoins pas être considérés comme des isolants proprement dits.

L’étanchéité à l’eau de pluie du mur plein

Le mur plein traditionnel d’une brique

Pour être considéré comme étanche à la pluie, un mur plein traditionnel d’une brique d’épaisseur doit être protégé par un enduit imperméable à sa face extérieure.
En effet, dans une maçonnerie en brique, l’eau s’infiltre par les défauts des joints ou entre joints et briques ainsi que par les microfissures présentes dans les briques. D’autre part, les briques et les joints absorbent l’eau par capillarité. Ainsi, un mur d’une brique, surtout s’il est exposé aux pluies battantes, ne peut, à lui seul, empêcher les infiltrations.

Le mur plein traditionnel d’une brique et demie

Dans un mur plein traditionnel d’une brique et demie, le mortier présent dans le joint central peut servir de coupure capillaire vis-à-vis des briques, c.-à-d.. qu’il interrompt le passage de l’eau au travers des matériaux. Ce qui améliore son étanchéité à l’eau de pluie. Celle-ci est d’autant meilleure que la maçonnerie peut jouer le rôle de paroi-tampon, càd. qu’elle est constituée de matériaux capillaires (en général, les maçonneries de parement plus légères).

Vue en plan d’une maçonnerie d’1 1/2 brique d’épaisseur.

Le mur traditionnel en moellons

Les murs de façade en moellons, même de forte épaisseur, ne sont pas étanches aux pluies battantes.

Le mur monolithique récent

Du fait de la dimension plus importante des blocs, ceux-ci sont mis en œuvre selon une épaisseur d’un demi ou d’un bloc; Il n’y a donc pas de joint central qui puisse assurer l’étanchéité à la pluie; celle-ci doit donc être assurée par un enduit extérieur étanche.
Les enduits ne sont, en général, pas complètement étanches, mais ils absorbent peu l’eau et sèchent rapidement.

Mais attention, vu que l’on se trouve ici en présence d’une simple barrière d’étanchéité (par opposition à la double barrière d’étanchéité du mur creux), de petits défauts d’exécution ou de petites dégradations peuvent compromettre cette étanchéité.

Remarque.

L’absorption de l’eau de pluie par l’enduit est faible et donc l’eau de pluie ruisselle rapidement et en grande quantité le long de la façade. Les menuiseries et leurs joints doivent donc être parfaitement étanches à l’eau.
Alors qu’un bardage ou un enduit de qualité et en bon état protège une maçonnerie extérieure contre les infiltrations de pluie, les peintures et hydrofuges de surface ne permettent pas d’assurer l’étanchéité à l’eau des façades.

Comportement à la condensation superficielle

Pour limiter le risque de condensation superficielle sur une paroi, il faut que le facteur τ de cette paroi soit le plus élevé possible.

Selon la NIT 153 du CSTC, il faut que τ > 0,7. Néanmoins, celle-ci concerne plus spécifiquement les logements et la valeur de 0,7 a été fixée en fonction des températures minimales et des humidités que l’on retrouvent dans ceux-ci. Pour les bureaux, par exemple, cette valeur pourrait sans doute être plus faible, car la production de vapeur est moins importante et, en général, on dispose d’une ventilation. Dès lors, dans le cas des bâtiments du secteur tertiaire, il vaut mieux évaluer le risque de condensation superficielle à partir des conditions réelles.

Néanmoins cette valeur peut servir de point de repère. Elle correspond à un coefficient de transmission thermique de la paroi U < 1,69 W/m²xK.

Dans les tableaux ci-dessous, on voit qu’en général, le coefficient de transmission thermique d’un mur plein traditionnel en pierre ou en brique dépasse cette valeur. Ces murs peuvent présenter de la condensation superficielle, même pour un climat intérieur normal (classe de climat intérieur < IV).

On y voit également que pour un mur plein monolithique récent, le risque de condensation superficielle existe si le mur est constitué de blocs de béton lourd ou mi-lourd, ou encore en silico-calcaire et ce à fortiori dans les angles ou derrière les meubles (hi < 5 W/m²xK), du fait de la moins bonne circulation de l’air dans ces zones. Pour une maçonnerie sèche en blocs de béton léger et/ou en terre cuite allégée d’une épaisseur supérieure à 19 cm, il n’y a pas de risque de condensation superficielle.

	Coefficient de transmission thermique U (W/m²xK) des murs pleins traditionnels, calculés selon l’annexe VII de la PEB
	Épaisseur 19 cm		Épaisseur 29 cm		Épaisseur 39 cm
	Sec	Humide	Sec	Humide	Sec	Humide
Maçonnerie de briques en terre cuite 1100 < ρ ≤ 1200	1,44	2,28	1,05	1,76	0,83	1,43
Maçonnerie de briques en terre cuite 1800 < ρ ≤ 1900	2,11	3,06	1,63	2,51	1,32	2,13
Maçonnerie en bloc silico-calcaire 1100 < ρ ≤ 1200	1,59	2,59	1,18	2,04	0,93	1,69
Maçonnerie en bloc silico-calcaire 1800 < ρ ≤ 1900	2,69	3,74	2,17	3,25	1,82	2,88
Maçonnerie en bloc béton avec granulat ordinaire 1800 < ρ ≤ 1900	2,87	3,32	3,36	2,78	2,00	2,39
Béton d’argile expansé 1100 < ρ ≤ 1200	1,68	2,07	1,25	1,57	0,99	1,26
Béton d’argile expansé 1600 < ρ ≤ 1700	1,68	2,75	1,80	2,20	1,48	1,83

Comportement à la condensation interne

Le mur plein traditionnel

Sans revêtement extérieur (enduit, peinture), le risque de condensation interne est nul.

Pour qu’il y ait un risque de condensation interne en hiver dans un mur plein traditionnel, il faut que le mur soit protégé par un enduit extérieur et que la résistance à la diffusion de vapeur de celui-ci soit sensiblement plus élevée que celle des enduits extérieurs courants (minéraux ou résineux), et que le climat intérieur soit anormalement élevé (classe de climat intérieur IV); sans ça, le risque est très faible.

Le mur monolithique récent

Pour les murs en blocs légers protégés par un enduit extérieur, la résistance à la diffusion de vapeur de ce dernier est plus élevée que celle de la maçonnerie et le risque de condensation interne à l’interface entre la maçonnerie et l’enduit extérieur est théoriquement réel. Mais pratiquement, pour des classes de climat intérieur normales (< IV), l’inertie hydrique de ces matériaux est telle que la condensation interne ne se forme pas ou qu’elle n’est pas résiduelle annuellement.

Comportement thermique du bâtiment en maçonnerie pleine

Le mur plein traditionnel

Le mur traditionnel, vu qu’il est composé de matériaux lourds, offre une bonne inertie thermique. Le risque de surchauffe en été à l’intérieur du bâtiment est diminué. Il faut un certain temps pour réchauffer ou refroidir le bâtiment.

Le mur monolithique récent

L’utilisation de blocs légers engendre une diminution de l’inertie thermique par rapport à un mur plein traditionnel lourd. Le risque de surchauffe en été augmente. Le bâtiment se réchauffe et se refroidit plus vite.

Comportement aux fissurations du mur plein

Le mur plein traditionnel

Vu le faible coefficient de dilatation thermique des matériaux mis en œuvre, la grande inertie thermique et la relativement bonne déformabilité de la maçonnerie, les écarts de températures annuels au sein de ces murs ne vont avoir pour seules conséquences que quelques micro-fissures.

Évolution de la température au sein du mur plein lourd lors d’une journée d’été et lors d’une journée d’hiver.

Enduit intérieur
Mur plein traditionnel.

Les variations de température journalières ont, a fortiori, une influence négligeable.

Le mur monolithique récent

Évolution de la température au sein du mur en bloc léger lors d’une journée d’été et lors d’une journée d’hiver.

Enduit intérieur
Maçonnerie en blocs de béton léger
Enduit extérieur.

L’enduit extérieur subit des variations de température été-hiver importantes.
Le risque qu’il se fissure est réel au voisinage des baies et aux endroits où il est appliqué sur des matériaux de nature différente. Dans ce cas, il est préférable d’armer la maçonnerie afin de mieux répartir ses déformations.

Le risque de fissuration est moindre pour un enduit de couleur claire.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Connaître les paramètres pour le dimensionnement de l’éclairage

La zone de calcul

Selon la norme NBN EN 12464-1, trois zones sont définies :

la zone de travail où la tâche visuelle est réalisée (le bureau : zone à 500 lux dans l’exemple),

la zone environnante immédiate à la zone de travail (zone à 300 lux dans l’exemple).

la zone de fond qui représente le reste de la surface du local.

Attention : pour le calcul de la puissance spécifique en W/m²/100 lux il faut considérer toute la surface du local (aussi bien pour le calcul de la puissance totale de tous les luminaires que pour le niveau d’éclairement moyen à hauteur du plan de travail.)

La zone de travail

Dans la zone de travail, l’éclairement moyen recommandé est à maintenir sur la surface de référence ou plan utile pendant toute la durée de vie de l’installation d’éclairage. Cette surface est celle où la tâche visuelle s’exécute comme par exemple :

la table à dessin,
le bureau,
le desk de réception,
le banc d’écolier,
le tableau,
l’établi,
…

On définit dans la zone de travail un niveau d’éclairement en fonction de la tâche effectuée.

Ces différentes valeurs sont données dans les normes.

Données

Pour connaitre les valeurs d’éclairement recommandé en fonction de l’usage, cliquez ici.

Où 20 lux représentent le seuil de perception; les autres valeurs étant séparées par un facteur approximatif de 1.5 et représentant la plus petite différence significative entre deux niveaux d’éclairement.

100

150

200

300

500

750

1 000

1 500

2 000

3 000

5 000

La zone environnante immédiate

Dans la zone environnante immédiate (bande de 0.5 m autour de la zone de travail), l’éclairement recommandé et l’uniformité doivent être en relation avec ceux de la zone de travail selon le tableau ci-dessous :

Éclairement de la tâche en lux	Éclairement des zones environnantes immédiates en lux
>= 750 500 300 200 150 100 <= 50	500 300 200 150 E tâche E tâche E tâche
Uniformité : > = 0.4 à 0.6	Uniformité : > = 0.4

On retiendra donc que dans cette zone, les niveaux d’éclairement peuvent être diminués d’un facteur de l’ordre de 1.5 à 1,666 avec une uniformité de 0.4.

La zone de fond

On pourrait définir la zone de fond comme l’espace couvrant le local, diminué des zones de travail et environnantes immédiate. Dans cette zone, le niveau d’éclairement doit être au moins égal au tiers de celui de la zone environnante immédiate avec une uniformité moyenne de 0.1.

Quelques exemples selon l’usage

Une caisse de grande surface

Un couloir

Une chambre d’hospitalisation

Le plan de référence

La surface de référence est constituée par le plan sur lequel s’effectue normalement le travail.

La hauteur du plan de référence est donc à définir en fonction de l’ergonomie et de l’activité menée de manière courante au niveau de la zone de travail considérée :

Surface de référence par rapport au sol	Tâche effectuée
Surface de référence par rapport au sol		Debout	Assis	Couché
Horizontale	Lecture, écriture sur un guéridon dans un couloir d’hospitalisation (h = 1 m). Marche dans un couloir (h = 0,10 m).	Écriture, lecture sur un bureau (h = 0.7 m sur un bureau standard et h = 0.85 m sur un plan de travail de laboratoire).	Examen médical sur une table d’examen (h = 0.85 m).
Verticale	Écriture au tableau.	Lecture au tableau.
Inclinée			Lecture d’un livre par un patient dans un hôpital en position couchée (h = 1 m avec une inclinaison de 75°).

Quelques exemples selon l’usage

Bureau

Il peut être à une hauteur de 0.75 m pour un plan de travail normal.

Schéma éclairage exemples selon l’usage, bureau.

Caisse de grande surface

Le plan sera horizontal et situé à la même hauteur que la caisse.

Schéma éclairage exemples selon l’usage, caisse de grande surface.

Chambre d’hospitalisation

Schéma éclairage exemples selon l’usage, chambre d’hospitalisation.

L’éclairement moyen minimum

On trouve dans les normes des valeurs de niveaux d’éclairement en fonction de la tâche exécutée.

Pour connaitre les valeurs d’éclairements moyens recommandés suivant l’activité du local : cliquez ici !

Les valeurs Em calculées dans les zones de travail, environnantes immédiates et de fond seront fournies par l’auteur du projet et, dans la mesure du possible, se rapprocheront de la valeur d’éclairement recommandé.
En début d’installation (dépréciation nulle), on limitera le surdimensionnement de l’installation (les cahiers des charges énergétiques préconisent de ne pas dépasser 20 % de surdimensionnement) afin de préserver l’efficacité énergétique de l’installation d’éclairage.

Exemple d’éclairement recommandé : 500 lux

–

500 lux

600 lux (+ 20 %)

> 600 lux

L’uniformité

Zone de travail

L’uniformité de l’éclairement recommandée dans la zone est précisée dans les normes.

Données

Pour connaitre les valeurs d’uniformité recommandées, cliquez-ici.

Zone environnante immédiate et de fond

Dans ces zones, l’uniformité est respectivement de 0,4 et 0,1.

Le coefficient de réflexion des parois

Si les couleurs des parois sont définies une fois pour toutes, et particulièrement si les parois sont de couleur foncée, les coefficients de réflexion choisis pour le dimensionnement devront correspondre à ces couleurs. Mais en général les couleurs ne sont pas fixes, et pour autant que les couleurs soient relativement claires, il vaut mieux faire les calculs avec des valeurs par défaut.

Données	Pour connaître les coefficients de réflexion par défaut ou correspondants à la couleur et à la matière de vos parois, cliquez ici !
Concevoir	Pour savoir comment choisir la couleur des parois

Le facteur de maintenance

L’installation doit fournir les niveaux d’éclairement requis durant toute sa durée de vie. Pour tenir compte de la diminution du flux lumineux avec l’âge (diminution du flux des lampes, encrassement des lampes et luminaires), le dimensionnement de l’installation doit intégrer la notion de facteur de maintenance « FM » (facteur de maintenance = 1 – facteur de dépréciation) qui surdimensionne l’installation d’origine.

On remarque cependant que ces facteurs ne couvrent pas la perte de flux en fin de vie utile. Or les lampes sont censées être remplacées après cette période. En pratique, l’éclairement, en fin de vie, sera donc inférieur aux valeurs recommandées.

Ces facteurs permettent néanmoins d’éviter un surdimensionnement trop important de l’installation neuve (et donc une surconsommation, voire parfois un inconfort).

La grille de calcul

Dans la zone de travail, les niveaux d’éclairement moyen sont calculés suivant un quadrillage au moins aussi fin que les recommandations des normes.

Exemple pour les halls omnisports

Les mesures doivent se faire selon un maillage spécifique généralement rectangulaire et recouvrant toute l’aire de référence au niveau du sol. Les éclairements sont calculés et mesurés au centre des mailles. Le pas maximum est déterminé en pratique par la formule suivante :

p = 0,2 . 5 EXP (log d)

où :

EXP = exposant,
d est la plus grande dimension de l’aire de référence,
p est le pas maximum du maillage.
Dans le cas de l’exemple (d = 28 m), on trouve p = 2 m.

Le nombre de points sur la longueur est donné par le nombre entier impair le plus proche du rapport d/p; soit 28/2 = 14. On peut choisir 13 ou 15; la norme donnera 13. Dans l’exemple, on a choisi 15 pour tenir compte d’une zone de sécurité débordante de 1 m.

Dans la mesure du possible, on essaye de prendre une maille carrée.

Dans la pratique, pour éviter un maillage excessif, on définit un maillage réduit de commun accord entre l’auteur de projet et le maître d’ouvrage. Cela peut être, par exemple, un maillage de « un point sur deux ». On peut s’aider aussi des valeurs reprises dans les tableaux de la norme EN 12193.

En pratique ?

De nombreux outils sont disponibles. Après avoir déterminé le type de type de lampe, de ballast et de luminaire à utiliser, les outils suivants permettent par exemple de dimensionner l’installation (nombre et position des appareils) :

DIALux et RELUX

Ces logiciels de calcul sont gratuits. Ils sont neutres et indépendants vis-à-vis des fabricants et permettent de simuler un système d’éclairage en tenant compte des caractéristiques réelles de la plupart des produits disponibles sur le marché.

Ces logiciels permettent de vérifier que le système d’éclairage répondra bien aux exigences de confort visuel. Il permet ainsi de calculer les niveaux d’éclairement, l’uniformité et l’UGR.

Pour accéder au site de DIALux, cliquez ici !

Pour accéder au site de RELUX, cliquez ici !

Les outils proposés par les fabricants de luminaires

L’étape intermédiaire entre l’utilisation des fichiers Excel et celui des logiciels DIALux et RELUX, est le recours aux logiciels proposés sur le site des constructeurs de luminaires. Ceux-ci permettent d’utiliser les caractéristiques réelles des appareils. Les résultats se limitent souvent à la valeur de l’éclairement moyen réalisé.

Le recours à un professionnel de l’éclairage

L’utilisation des logiciels plus poussés (Dialux et RELUX) nécessite une certaine expérience. Les professionnels de l’éclairage seront sûrement d’une aide utile lors de cette phase de dimensionnement.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le préchauffage de l’air neuf

Batterie à eau chaude ou résistance électrique ?

Une batterie à eau chaude est constituée d’un échangeur alimenté en eau chaude au départ d’une chaudière. La régulation se fait en agissant soit sur le débit d’eau (vanne deux voies, vanne trois voies en division), soit sur la température de l’eau (vanne trois voies en mélange) au départ d’une sonde placée dans la gaine de soufflage. La deuxième solution demande une pompe supplémentaire mais rend le réglage plus facile car la variation de puissance de la batterie est pratiquement proportionnelle à la température, tandis que dans le premier cas, la puissance échangée varie peu avec le débit lorsque celui-ci est proche du débit nominal et varie rapidement pour les faibles débits. Il faut en outre prévoir une sécurité antigel de la batterie forçant l’ouverture de la vanne, arrêtant la ventilation, fermant le clapet d’air neuf et enclenchant une alarme en fonction d’un thermostat situé après la batterie (alarme si la température de l’air pulsé chute sous 5°C).

Trois modes de régulation d’une batterie de préchauffe à eau chaude.

La solution de la résistance électrique est la plus simple, donc la moins chère à l’investissement. Par contre, elle conduit à un surcoût parfois important à l’exploitation.

Batteries électriques terminales.

Comparons le coût du préchauffage de l’air neuf avec une batterie à eau chaude et une résistance électrique pour un immeuble de bureaux de 50 personnes :

Type de préchauffage	Batterie à eau chaude	Résistance électrique
Débit d’air neuf.	1 500 [m³/h]
Durée de fonctionnement annuelle.	2 600 [h/an]
Température de soufflage.	16 [°C]
Consommation pour le préchauffage de l’air.	9 460 [kWh/an] (rendement du système : 70 %).	6 620 [kWh/an] (rendement du système : 100 %).
Coût du préchauffage.	588,4 [€/an] (à 0,622 €/litre de fuel).	1059,2 [€/an] (à 0,16 €/kWh).

Avec un gain de 500 €/an, le surcoût de la batterie à eau chaude raccordée à la chaudière existante peut rapidement être rentabilisé.

Calculs

Pour adapter ces valeurs à votre propre situation, cliquez ici !

Remarque : utilisation d’une pompe à chaleur réversible ?

Une alternative à l’utilisation d’une batterie électrique consiste à placer un échangeur en détente directe : pompe à chaleur en hiver et machine frigorifique en été. Le fonctionnement d’une pompe à chaleur est certainement plus performant que celui d’une résistance directe. Et en période de forte chaleur, un air prérefroidi peut être distribué dans les locaux. Mais :

Un tel système ne se conçoit qu’au sein d’un caisson de préparation d’air centralisé,
une température de pulsion commune à l’ensemble des locaux devra être trouvée,
le risque est alors grand de « casser » de l’énergie (en mi-saison, réchauffer l’air neuf à 22°C et … refroidir le local où cet air est pulsé !),
idéalement, il faudrait pulser de l’air à 16°C en hiver et refroidir l’air uniquement lorsque la température extérieure dépasse 24°C. Ce n’est que dans ce cas que l’air frais extérieur pourra être valorisé (free cooling).

Ce qu’il ne faut jamais faire : régler la température de l’air pulsé à une température « neutre » de 20°C …

Récupération passive de la chaleur

Il est possible de préchauffer l’air neuf hygiénique par récupération de chaleur :

Sur une zone tampon du bâtiment. Par exemple, une prise d’air placée dans un atrium captera de l’air déjà préchauffé par le bâtiment et/ou le soleil.
Sur un puits canadien dans le sol pour capter l’énergie géothermique. Un chauffage de 5 à 10 degrés est possible en hiver, mais également, un refroidissement de 5 à 10 degrés est possible en été !

Récupérateur de chaleur

Une partie du préchauffage de l’air extérieur peut être repris par un récupérateur de chaleur entre l’air extrait et l’air pulsé (échangeur à plaques, rotatif, à eau glycolée, …). Par exemple, si la température intérieure est de 20°C et que la température extérieure est de 0°C, un récupérateur de chaleur peut amener la température de l’air neuf aux environs des 10°C.

En milieu hospitalier, pour une question d’hygiène et de contamination croisée, on évitera l’échangeur de chaleur où les airs extraits et d’admission empruntent le même gainage (échangeur à accumulation croisée par exemple).

La récupération de chaleur sur l’air extrait est une solution énergétiquement très intéressante. Elle permet de récupérer de 50 à 95 % (en fonction du type du récupérateur choisi) de l’énergie rejetée par l’extraction d’air.

Dans une installation existante, étant donné les coûts élevés d’achat et de placement d’un récupérateur, l’augmentation de la consommation des ventilateurs avec les pertes de charge supplémentaires, la rentabilité à court terme du placement d’un récupérateur peut être difficile, sauf

pour des débits élevés (plus de 10 000 m³/h),
avec un usage permanent de l’installation.

Dans une nouvelle installation, dans la mesure où la récupération de chaleur fait partie de la conception initiale, la puissance de chauffage pourra être réduite et le surcoût initial sera rapidement amorti.

Concevoir	Pour choisir un récupérateur de chaleur, cliquez ici !
Calculs	Pour estimer le gain réalisable par le placement d’un récupérateur de chaleur, cliquez ici !

Il faut également tenir compte du fait que le récupérateur ne peut à lui tout seul reprendre l’entièreté des besoins en préchauffage :

Premièrement, parce qu’en plein hiver, la température de l’air neuf atteinte risque d’être insuffisante. Si on récupère 50 % de l’énergie rejetée, la température atteinte, par – 10°C extérieur, ne sera que de 5°C (pour une température de l’air rejeté de 20°C).
Ensuite parce que par grand froid, l’air rejeté, en cédant sa chaleur, risque de descendre en dessous de 0°C, entraînant des risques de givre sur la batterie d’échange. Pour éviter cela, une régulation du récupérateur (exemple : cas d’un échangeur à eau glycolée) est nécessaire, ralentissant l’échange lorsque la température de l’air rejeté descend trop, c’est-à-dire par grand froid et donc lorsque les besoins en préchauffage sont les plus importants.

Il est donc, la plupart du temps, nécessaire de doubler le récupérateur par une batterie de préchauffage traditionnelle.

Schéma sur récupérateur et une batterie de préchauffage traditionnelle.

Pour éviter la formation de glace sur l’échangeur du conduit d’air rejeté, un by-pass avec vanne trois voies limite le transfert de chaleur lorsque l’air rejeté se refroidit trop.

Récupération de chaleur sur le condenseur d’une machine frigorifique

Lorsque le bâtiment traité possède une installation frigorifique devant fonctionner même en hiver, on pourrait imaginer de récupérer la chaleur évacuée au niveau du condenseur pour préchauffer l’air neuf de ventilation.

Cette idée paraît intéressante, puisqu’il s’agirait en fait d’un transfert de chaleur des zones à refroidir vers les zones à chauffer.

Dans la pratique, cependant, cette récupération de chaleur ne semble pas forcément engendrer des économies d’énergie. En effet :

La température de condensation de la machine frigorifique ne permet pas de produire de l’eau à très haute température (aux environs de 40°C). Une batterie de préchauffage travaillant à cette température devra être surdimensionnée et présentera donc des pertes de charge supérieures, synonymes de consommations électriques supplémentaires. Augmenter la température de condensation de la machine frigorifique aurait également une conséquence néfaste car cela détériorerait l’efficacité frigorifique.
Souvent, en plein hiver, le fonctionnement de la machine frigorifique sera réduit, voire nul, alors que les besoins de préchauffage augmentent. Une batterie traditionnelle complémentaire sera donc nécessaire pour assurer un préchauffage correct à l’arrêt du condenseur. On se retrouve donc avec 2 batteries provoquant des pertes de charge importantes et permanentes.

Concevoir

Pour plus de détails sur la récupération de chaleur au condenseur d’une machine frigorifique, cliquez ici !

Sélection d’une batterie

Lors de la sélection d’une batterie à eau chaude, l’objectif « URE » est de minimiser sa perte de charge côté « air » et par là, la consommation du ventilateur.

Une batterie chaude est d’abord sélectionnée pour fournir la puissance désirée en fonction du régime de température d’eau souhaité.

Batteries à eau chaude.

Pour une même puissance fournie, plus le régime de température choisi pour le dimensionnement est bas, plus la batterie possédera un nombre de rangs important et donc plus sa perte de charge sera importante. Il est donc conseillé de dimensionner les batteries chaudes pour un régime de température de 90°/70° de manière à limiter au maximum ces pertes de charge. Une régulation de la température d’eau en fonction des conditions climatiques permet en outre de limiter les pertes de distribution (et de production) de l’eau chaude.

De même, il faut être conscient qu’un installateur essayera souvent de diminuer le coût de la batterie sans se soucier de la conséquence sur la consommation du ventilateur. Il faut donc être attentif à lui imposer de minimiser les pertes de charge côté air lors de la sélection.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à eau glycolée

Principe

Le récupérateur à eau glycolée est constitué de deux batteries, en général constituées de tubes en cuivre et d’ailettes en aluminium (éventuellement cuivre/cuivre ou l’ensemble en acier galvanisé), placées l’une dans le groupe d’extraction, l’autre dans le groupe de pulsion.

La distance entre ailettes est de 1,6 mm à 6 mm ce qui, vu la longueur habituelle des échangeurs, nécessite tant sur l’air neuf que sur l’air repris, un filtre de classe G3 monté chaque fois en amont de l’échangeur.

Etant donné l’encombrement non seulement de chaque échangeur mais également du filtre et des pièces de transformations entre l’échangeur et les conduits aérauliques en amont et en aval ainsi que la place nécessaire pour changer le filtre et nettoyer l’échangeur, on doit pouvoir disposer d’une longueur totale de 3,5 à 4 m, distance dont on ne dispose pas toujours pour l’installation, après coup, d’un échangeur, d’où la nécessité de veiller préalablement à ce point. Par ailleurs il est toujours judicieux de prévoir l’isolation thermique des pièces de raccordement aux conduits aérauliques.

Les batteries de pulsion et d’extraction sont reliées entre elles par un circuit de tuyauteries comprenant des vannes d’isolement, une pompe de circulation, un vase d’expansion, un orifice de remplissage et divers appareils de mesure (thermomètres et manomètre).

Dans le circuit ainsi constitué circule de l’eau glycolée (antigel). Ce fluide caloporteur sert de vecteur de transport des calories puisées dans l’air extrait (chaud, par ex : 20°C) vers l’air neuf (froid, par ex : – 10°C).

En descendant en dessous du point de rosée, la chaleur latente de la vapeur d’eau contenue dans l’air extrait peut être récupérée. Ce système n’assure cependant pas de transfert d’humidité. Il n’y a aucune contamination de l’air frais par l’air vicié.

Les circuits d’extraction et de pulsion peuvent être éloignés l’un de l’autre, ce qui peut être très avantageux.

Pour éviter la formation de glace sur l’échangeur de chaleur du conduit d’air rejeté, il faut éviter de refroidir trop l’air. Un by-pass avec vanne 3 voies sur le circuit d’eau permet de limiter la quantité de chaleur récupérée. Dans le calcul des frais d’exploitation, il faut tenir compte :

des pertes de charge créées par la présence des échangeurs dans les gainages et donc de la consommation d’énergie supplémentaire des ventilateurs,
de la consommation d’énergie de la pompe de circulation.

Le rendement est directement lié au nombre de tubes et de rangs des échangeurs. Il existe ainsi des récupérateurs à eau glycolée à haute performance dont les dimensions ont été majorées.

Puisque l’échange de chaleur se fait via l’utilisation d’un fluide intermédiaire (2 échangeurs en cascade et donc deux D T° ), le rendement maximum est assez faible.

Généralement, à cause de l’accroissement des pertes de charge avec l’augmentation de la surface d’échange, les rendements les plus élevés ne correspondent pas aux économies les plus importantes.

Le récupérateur à eau glycolée nécessite également une régulation pour éviter les surchauffes en été et les problèmes de gel en hiver.

De même, un entretien régulier concernant le circuit hydraulique du récupérateur doit être prévu.

Facteur influençant le rendement

Prenons un exemple :

Soit un groupe de ventilation de 5 000 m^³/h de section 78 x 78 cm soit 0.6 m². Le débit et la section de passage impliquent une vitesse d’air dans la batterie de 2,3 m/s (5 000 / (0,6 * 3 600)).

Sur le catalogue d’un constructeur, on sélectionne deux batteries, modèle 3-1, une sur l’air rejeté et une sur l’air frais (3 indique le nombre de rang de tube – 1 indique en mm l’espacement entre les ailettes).

Le graphique donne à partir des points 1 et 3 (débit), les points 2 et 4. À partir du point 4 une verticale est abaissée jusqu’à la courbe V_an/V_av, rapport entre le Volume d’air neuf et le Volume d’air vicié (ici on choisit V_an / V_av= q₁/ q₃= 0,9), le point 5 est obtenu.

À l’intersection de la verticale au point 2 et de l’horizontale au point 5, on trouve la valeur du rendement du récupérateur. Ici, +/- 61 %.

Graphe rendement du récupérateur.

Courbes de rendement.

On constate que l’efficacité de l’échange augmente si :

l’espacement entre les ailettes est réduit,
le volume d’air extrait est grand par rapport au volume d’air neuf,
le nombre de rang est élevé.

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 40 – 80 %.

Avantages – Désavantages

Avantages

Les flux d’air neuf et d’air rejeté sont totalement séparés, il n’y a donc pas de risque de contamination,
flexibilité dans la disposition des gaines d’air neuf et d’air évacué,
régulation de température très simple à réaliser par une vanne 3 voies,
groupement possible de plusieurs installations (la source de chaleur ne doit pas forcément provenir de l’installation de ventilation).

Désavantages

Transfert de chaleur latente limité car la température du fluide glycolé est peu souvent en dessous de la température de rosée de l’air extrait,
l’énergie consommée pour la pompe eau glycolée réduit le rendement net de récupération. Une valeur de 5 % est un ordre de grandeur,
perte de charge relativement importante,
rendement généralement faible,
la boucle d’eau demande une surveillance et un entretien supplémentaire vu le risque de corrosion et la présence d’une pompe de circulation,
la présence de glycol comme antigel accroît la perte de charge côté eau et réduit le transfert de chaleur,
coûts importants pour des petites installations,
sans mesures appropriées, il y a risque de givre sur l’air extrait.

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.

En demi-saison

La grandeur de réglage auxiliaire prépondérante est alors la température de soufflage. On utilise alors comme ensemble régleur une vanne à 3 voies. S’il faut réduire la puissance de l’échangeur, on diminue alors le débit d’eau glycolée en circulation dans l’échangeur sur l’air neuf. Dans les cas extrêmes, la vanne se ferme complètement et la pompe de circulation s’arrête.

En été

Lorsqu’en été la température extérieure augmente, la différence avec la température de reprise augmente également car même si l’on admet une température intérieure plus élevée, cette dernière augmente moins vite que la température extérieure. Il est donc tout à fait judicieux de récupérer du « froid » de l’air repris pour le transférer à l’air neuf. La pompe de circulation est alors mise en route en fonction de l’écart de température entre la température de l’air neuf et celle de l’air repris. La vanne 3 voies fonctionne alors en réglage simple (passage direct de l’eau sans mélange ni dérivation).

En hiver

Lorsque la température extérieure est basse, la température du fluide intermédiaire pourrait tomber en dessous de 0°C. En fonction de l’état de l’air repris, il n’est pas impossible que l’échangeur de chaleur sur lequel circule l’air repris se mette à geler. Pour éviter une telle situation et ses graves conséquences, on prévoit un thermostat antigel qui n’est autre qu’une sonde de température placée sur le conduit aéraulique en amont de l’échangeur. En fonction de ses indications, la vanne 3 voies réagit de façon à réduire le débit-masse de fluide intermédiaire qui circule dans l’échangeur de chaleur traversé par l’air neuf, d’où une diminution de la quantité de chaleur transférée. Il est donc bien évident que la puissance de la batterie de réchauffage classique prévue en aval de l’échangeur sur l’air soufflé doit être augmentée 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 à boucle d’eau		v
1	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
2	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
	fuites externes	X
3	Contrôle de la régulation
	régulation sur le circuit caloporteur	X
	régulation antigel	X
4	Contrôle du fluide caloporteur	–
	contrôle de la teneur en antigel (glycol)	X
	contrôle du remplissage du circuit	X
	contrôle du débit	X
	contrôle de la purge	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 eau glycolée, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix de batteries avec boucle d’eau glycolée, 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= (3,8 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,43 = 43 %

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 43 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0,43 x 32° = 13,8°.

Remarque : en réalité, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (7,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,30 = 30 %

Seulement 30 % 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 (3,8 – (-10°)) = 96 [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.

L’efficacité thermique, calculée dans les conditions extrêmes (- 10°C), reste sensiblement identique aux autres températures de la saison de chauffe. La température moyenne extérieure en journée étant de 8°C, la puissance moyenne récupérée sera de :

P_{moy. réc.}= 96 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 96 x 0,44 = 42 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de :

E_réc= 42 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem] x 35 [sem] / 0,8 = 92 140 [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	4,5 kW	6,8 kW

ce à quoi il faut ajouter une puissance de 0,6 kW pour le circulateur de la boucle.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Chauffage électrique direct

Modèle chauffe-serviette, esthétique mais dont la puissance est limitée puisque la surface d’émission et la température le sont…

Les convecteurs et ventilo-convecteurs

Les convecteurs sont des appareils de chauffage direct dont l’émission de chaleur se fait essentiellement par air chaud, soit par convection naturelle, soit par convection forcée par ventilateur (on parle alors de ventilo-convecteur).

Convecteurs

Un convecteur se présente sous forme d’un boîtier métallique comportant des ouvertures d’entrée et de sortie d’air placées respectivement en bas et en haut de l’appareil.

L’air en contact avec l’élément chauffant placé en bas de l’appareil s’échauffe, se dilate et monte sous l’action d’un phénomène de tirage (effet de cheminée). Cet air chaud pénètre ensuite dans le local via les sorties d’air en haut de l’appareil.

L’élément chauffant dont la puissance est généralement comprise entre 400 W et 3 000 W peut se présenter soit comme résistance nue (sous forme d’épingles ou d’un spirale), soit comme résistance blindée, souvent pourvue d’ailettes.

Généralement les convecteurs sont équipés d’un thermostat incorporé de type électromécanique ou de type électronique pour les appareils haut de gamme.

Les convecteurs de sol, par contre, utilisent des thermostats muraux. Les « convecteurs de sol » (500 W à 1 500 W) s’incorporent dans la chape du local à chauffer et s’installent souvent au droit des portes-fenêtres ou dans des locaux où l’installation d’appareils muraux est impossible par manque de place.

Ventilo-convecteurs

Dans les ventilo-convecteurs, le flux d’air chaud (vertical ou horizontal) est généré par un ventilateur axial ou centrifuge.

Par le débit d’air relativement important, la taille des appareils est réduite et on obtient rapidement une température homogène dans le local (par exemple une salle de bains).

Ils sont souvent équipés d’un commutateur de puissance, d’un thermostat incorporé et parfois d’une horloge de programmation ou d’une minuterie.

La puissance des appareils domestiques muraux ou portables varie généralement de 1 à 3 kW pour le domestique.

Aérotherme industriel électrique.

Les aérothermes utilisés en tertiaire ou en industrie sont des ventilo-convecteurs de grande puissance (3 à 50 kW) qui fonctionnent suivent le même principe.

Les appareils à rayonnement

Les appareils à rayonnement émettent au moins 50 % de leur puissance de chauffe sous forme de rayonnement. Une classification des appareils à rayonnement peut être faite en fonction de la température de l’élément chauffant.

Panneaux radiants

Il s’agit d’appareils dont la face avant fait fonction de surface rayonnante. Cette surface est soit accessible (max. 110°C), soit située derrière une grille de protection (dans ce cas, la surface rayonnante est portée à plus ou moins 200°C).

La résistance chauffante peut se présenter sous différentes formes :

résistance placée à l’arrière de la surface rayonnante,
circuit résistif métallique sur film isolant placé à l’arrière de la surface rayonnante,
circuit résistif métallique apposé directement sur tôle émaillée double face.

Les panneaux radiants muraux (jusqu’à 3 000 W) sont souvent équipés d’un thermostat incorporé et d’un commutateur de puissance.

Les panneaux radiants de type plafonnier peuvent être suspendus ou même incorporés dans des faux plafonds (tout comme des armatures d’éclairage) et sont commandés par thermostat mural.

Radiateurs infrarouges

Ces appareils sont composés d’un élément chauffant apparent (résistance portée à 500 …1 000°C, placée dans un tube en quartz ou en acier) et d’un réflecteur en métal poli qui sert à diriger le rayonnement infrarouge vers la zone à chauffer.

Ils sont utilisés pour le chauffage intermittent de petits locaux tels que les salles de bains (1 000 à 2 000 W) ou le chauffage de grands espaces (3 000 à 6 000 W) tels que entrepôts, ateliers ou églises.

Les surfaces radiantes

Il s’agit de systèmes travaillant à des températures de rayonnement très basses (25 à 40°C). Puisque la densité de chaleur émise se situe entre 50 et 200 W/m², des superficies importantes sont nécessaires.

Chauffage direct par le sol

Domaine d’application : comme chauffage principal de maisons ou chauffage de base pour des pièces telles que salles de bains, etc.

Le chauffage direct par le sol se différencie du chauffage à accumulation par le sol uniquement par une couche de béton plus fine et une répartition plus rapide de la chaleur produite.

La puissance installée par unité de surface lors d’un chauffage sol direct, est limitée à environ 130 W/m². Ainsi, la température de surface du sol ne dépasse jamais 29°C.

La température au niveau des câbles chauffants est consignée par un régulateur de température mécanique ou électronique. Ce dispositif peut être complété par un thermostat d’ambiance. La température limite de la dalle mesurée à hauteur des câbles chauffants doit, selon les besoins et l’installation, être réglée entre 40 et 50°C.

La sonde du régulateur de température est posée dans un tube de protection en cuivre ou métal traité, et doit se trouver au même niveau que les nappes chauffantes à distance égale entre les conducteurs chauffants.

L’enclenchement se fait en fonction de la composition du sol, environ 30 minutes avant l’occupation de la pièce. Le déclenchement se fait environ 30 minutes avant de quitter le local (de manière à tenir compte de la lenteur du système).

Plafond chauffant

Le système se compose d’un élément chauffant, essentiellement sous forme de film souple, placé entre un isolant thermique (destiné à éviter les pertes de chaleur vers le haut) et un parement (de préférence pas trop isolant).

Recouvrement du plafond.
Elément chauffant.
Elément constitutif du plafond.
Isolation thermique.
Voliges.

Les films chauffants peuvent se classer selon deux technologies :

Les films métallisés constitués d’un ruban métallique résistif disposé entre deux pellicules assurant l’isolation électrique.
Les films graphités constitués d’une couche ou d’un tissu imprégné de carbone et placés entre deux pellicules assurant l’isolation électrique. Des électrodes en cuivre sont fixées de part et d’autre de la zone conductrice. Ces films sont disponibles en rouleaux de différentes largeurs et densités de puissance.

La puissance maximale se situe généralement à 100 W/m² pour une température maximale de surface de 30 à 35°C.

La régulation de température se fait de préférence à l’aide d’un thermostat mural mesurant la température résultante du local.

Autres systèmes

D’application plutôt marginale on peut citer le chauffage par les murs et parois, dans lesquels on incorpore des résistances ou des films chauffants. Le système utilise notamment des tôles émaillées (comme pour les panneaux radiants à faible puissance) dont la face avant forme le revêtement décoratif de la paroi.

Des vitres chauffantes sont parfois utilisées en cas de grandes surfaces vitrées : vérandas, terrasses de restaurants,… mais aussi pour servir de parois pour un stand d’accueil dans un hall. Il s’agit d’un double vitrage avec deux films métallisés côté intérieur (lame d’air) des vitres.
Le film métallique de la vitre intérieure (côté local à chauffer) sert d’élément chauffant (maximum 250 W/m², température de surface intérieure de 40°C); l’autre film sert de couche réfléchissante et renvoie le rayonnement de chaleur vers le local à chauffer.

Source : d’après Le code de bonne pratique pour la réalisation des installations de chauffage électrique – Communauté de l’Electricité – CEG.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Vanne thermostatique, série 1

Les affiches ci-dessous (financées par la Région wallonne) peuvent être utilisée dans le cadre d’une campagne de sensibilisation que vous souhaiteriez réaliser dans votre bâtiment. Un plus grand format est accessible en cliquant sur les réductions ci-dessous. Il vous est possible de les imprimer directement sur votre imprimante.

Cet usage est limité à une utilisation interne à votre établissement. En aucun cas, une exploitation commerciale ne peut en être faite.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Analyser les besoins thermiques : un immeuble de bureaux

Objectif de l’analyse

Aujourd’hui, suite à l’isolation des parois et au placement de vitrages performants, le profil de la demande des bâtiments tertiaires a totalement évolué.

Les besoins de chauffage sont devenus très faibles, et plus de la moitié de ces besoins est générée par le chauffage de l’air neuf hygiénique. Une régulation des débits d’air permet donc encore des économies : par exemple, des détecteurs de présence n’enclencheront la ventilation de la salle de réunion que lors de l’entrée des occupants.
Le point d’équilibre s’est déplacé de 15 à 10°C, c’est-à-dire que l’on refroidit le bâtiment dès que la température extérieure dépasse 10°C.
Les besoins de froid ont fortement augmenté, mais contrairement à ce que l’on pourrait penser, cette augmentation s’est faite essentiellement pour des températures extérieures comprises entre 10 et 22°C. Or, à ces températures, nous pouvons valoriser l’air extérieur frais : pour ventiler directement le bâtiment (free cooling) ou pour refroidir l’eau froide qui elle-même circulera dans les faux plafonds des locaux.
Des besoins simultanés de chaud et de froid apparaissent : le cœur du bâtiment doit être refroidi en permanence alors que les locaux en façade sont à réchauffer, un local informatique demande du froid en hiver et en mi-saison alors que la préparation de l’air hygiénique demande de la chaleur,…D’accord, c’est le boulot du bureau d’études : à lui de mettre en place le système de climatisation qui valorisera ces énergies positives et négatives, qui exploitera l’air neuf extérieur disponible.Mais c’est aussi le boulot de l’architecte de créer un bâtiment qui favorise la ventilation naturelle des locaux, qui exploite la lumière naturelle tout en créant des masques solaires pour limiter la surchauffe, qui diminue tous les besoins thermiques … au point que des plafonds froids irrigués par de l’eau à 18°C suffisent pour rafraîchir les espaces, facilitant ainsi le travail de l’ingénieur !Aujourd’hui, dès la conception, une analyse des besoins du bâtiment devrait permettre de visualiser l’impact des mesures URE et d’établir une stratégie. En voici un exemple.

Qu’entend-on par analyse des besoins thermiques ?

Chaque local reçoit des apports (internes ou externes) et a besoin de chaleur ou de froid pour maintenir le confort intérieur.

Ainsi, pour un bureau, on distingue :

des apports :
- solaires,
- internes (luminaires, bureautique, occupation, etc.),
- des parois (positifs ou négatifs selon la saison),
- de ventilation et d’infiltration (positifs ou négatifs selon que l’air pénétrant dans le local est plus chaud ou plus froid que l’ambiance).
des demandes :
- de chauffage ou de refroidissement du local,
- de préparation de l’air de ventilation (chaud ou froid, humidification ou déshumidification) lorsque l’air pulsé est traité.

La demande thermique d’un local est donné par la relation :

Demande thermique = Puissance des équipements x Temps

La demande thermique du bâtiment regroupe ainsi les besoins thermiques des locaux, et les besoins thermiques liés à la préparation de l’air neuf pulsé.

On peut établir la puissance demandée par les équipements chaque heure de l’année et la représenter en fonction de la température extérieure qu’il fait à ce moment.

Par exemple, si l’on regarde la demande des parois, la puissance de chauffe est d’autant plus grande que la température extérieure est basse; la puissance de refroidissement est d’autant plus forte que la température extérieure est élevée. Entre les deux, il existe une zone neutre où la température ambiante évolue entre 21 et 24°C. Par exemple, pour un bureau type on aurait :

Les 8 760 heures de l’année se répartissent en fonction de la température extérieure comme suit (année type moyenne) :

En multipliant la puissance par le temps, on obtient donc un graphique du type :

La demande de chaleur est représentée en rouge sous l’axe des x, la demande de froid est représentée en bleu au dessus de l’axe des x, tout au long d’une année type moyenne.

On constate dès lors que si la puissance de refroidissement est forte pour des températures élevées, l’énergie correspondante est très faible puisque cela n’arrive (hélas !) que quelques heures par an.

Les caractéristiques du bâtiment étudié

Le bâtiment-type étudié est prévu pour 380 personnes, et a une surface de 3 000 m² répartie entre

bureaux (50 %),
salle de conférences (10 %),
couloirs (20 %),
réserves et sanitaires (12 %),
salle de réunions, salle informatique et cafétéria (8 %).

Les locaux sont occupés de 8h à 18h sauf pour la salle de réunions (2 X 2 heures par jour) et la salle de conférences (2 heures par jour).

Pour plus de détails sur le bâtiment étudié, consultez l’ (sous format Word).

Comparaison d’une version « années 60 » avec une version « années 2000 »

Comparons les bilans énergétiques entre une construction ancienne (simple vitrage, murs non isolés, …) avec une version plus récente (double vitrage, murs isolés, …)

Voici les bilans obtenus par simulation informatique des 2 bâtiments :

On constate logiquement que le bâtiment récent demande nettement moins de chauffage, mais plus de refroidissement. Si autrefois le bâtiment était chauffé jusque 15°C, la température d’équilibre s’établit aujourd’hui vers 12°C.

À noter que simultanément certains locaux demandent d’être refroidis (au Sud, à l’Ouest) alors que des locaux au Nord demandent encore de la chaleur.

Curieusement, l’accroissement de la demande de climatisation se fait surtout pour une température extérieure comprise entre 14 et 24°C, c’est-à-dire à un moment où de l’air frais extérieur peut être utilisé pour refroidir naturellement le bâtiment.

Alors, faut-il faire marche arrière et ne pas isoler nos bâtiments ?

Non ! La consommation totale est nettement plus faible qu’avant, surtout si le système de climatisation valorise intelligemment l’air frais extérieur !

Il restera sans doute une période où la machine frigorifique est nécessaire, mais elle ne représente proportionnellement qu’une très faible consommation : alors pourquoi se priver de ce confort ?

Profil de consommation standard aujourd’hui

Partons du bâtiment « récent » et décomposons les courbes de chauffage et de refroidissement :

Remarque : les paramètres d’exploitation ont été légèrement modifiés, aussi les demandes totales sont légèrement différentes.
Les besoins de chauffage (ancienne courbe rouge) se décomposent en 3 postes :

le chauffage apporté dans les locaux (rouge),
le chauffage de l’air neuf hygiénique (bleu clair),
l’humidification de l’air (mauve).

La demande de refroidissement est composée :

du refroidissement apporté dans les locaux (par les ventilos-convecteurs, par exemple)
et un peu du refroidissement de l’air neuf extérieur (lorsque le local est refroidi, l’air neuf est pulsé à 16°C).

Quelques réactions « URE » immédiates !

Le premier réflexe est de se dire que l’on a tout intérêt à maîtriser le débit d’air neuf en période de chauffage ! Par exemple, un détecteur de présence peut activer l’apport d’air neuf dans les salles de réunions uniquement lors de la présence effective des occupants, ou dans la salle de conférences, le débit d’air neuf peut être régulé en fonction de l’indication d’une sonde CO₂.

Deuxième réflexion : l’humidification de l’air n’est nécessaire que par température extérieure très froide. On pourrait la supprimer au-dessus de 8°C, par exemple.

Enfin, des besoins simultanés de chaud et de froid existent. Or une machine frigorifique qui extrait du froid, libère de la chaleur à son condenseur : on pourrait donc transférer de la chaleur d’un local vers l’autre ou préchauffer l’air neuf qui entre.

Mieux : imaginons que le refroidissement se fasse par des plafonds froids. L’eau entre à 15°C et sort à 17°C. Cette eau à 17°C peut préchauffer l’air neuf directement pour éviter le fonctionnement du groupe frigorifique. L’eau se refroidit et l’air se réchauffe : le bilan énergétique est nul !

Question : n’est-ce pas curieux de refroidir le local et de simultanément réchauffer l’air neuf de ce local ? Oui, mais le problème est que l’on ne peut pulser de l’air à 10°C dans un local sans créer un désagréable courant d’air.

Il n’empêche que l’on va privilégier les bouches hélicoïdales ou à jets toriques (qui réalisent un bon brassage de l’air) afin de pouvoir pulser de l’air dans les locaux à basse température, sans devoir le réchauffer de trop préalablement.

Les consommations énergétiques, rendement des équipements compris

Jusqu’à présent nous n’avons regardé que les demandes de chaud et de froid. Analysons à présent les consommations réelles en tenant compte des rendements de la chaudière et de la machine frigorifique et en intégrant les consommations des équipements (éclairage, bureautique, .)

Toujours pour cet immeuble de bureaux-type, voici des ordres de grandeur

de la consommation du bâtiment,
de sa consommation en énergie primaire (en tenant compte du rendement des centrales électriques),
du coût des consommations.

(Pour connaître les valeurs de rendement et de coût de l’énergie, consultez l’).

Représentation graphique du bilan énergétique du bâtiment

–	Consom. du bât. [kWh/m²]	Cons. nrj primaire [kWh/m²]	Coût de la consom. [€]	Consom. relative du bât.	Consom. Relative nrj primaire	Coût relatif de la consom.
Traitement des locaux	–	–	–	–	–	–
– apports de chaleur	30,6	30,6	0,765	17,2 %	7,9 %	6,0 %
– apports de froid	10,9	31,1	1,088	6,1 %	8,1 %	8,5 %
Préparation de l’air	–	–	–	–	–	–
– énergie sensible	37	39,6	1,03	20,8 %	10,3 %	8,0 %
– énergie latente	14,6	41,7	1,46	8,2 %	10,8 %	11,4 %
–	–	–	–	–	–	–
Pulsion de l’air	7,8	22,4	0,78	4,4%	5,8 %	6,1 %
–	–	–	–	–	–	–
Ventilo-convecteurs des locaux	6,7	19	0,66	3,8 %	4,9 %	5,2 %
–	–	–	–	–	–	–
Charges internes électriques	–	–	–	–	–	–
– éclairage	27,8	79,4	2,78	15,6 %	20,6 %	21,7 %
– équipements	42,6	121,7	4,26	23,9 %	31,6 %	33,2 %
–	–	–	–	–	–	–
TOTAL	178	385,5	12,83	–	–	–

Bilan énergétique du bâtiment initial : consommation du bâtiment, consommation d’énergie primaire et du coût de la consommation.

À l’analyse de ce bilan énergétique, on constate que :

L’éclairage et l’équipement bureautique sont les postes les plus importants dans la consommation d’énergie primaire (21 et 32 % respectivement) et dans le coût de la consommation (22 et 33 % respectivement).

La préparation et la pulsion de l’air pulsé constituent le poste le plus important du conditionnement d’air (33 % de la consommation d’énergie primaire totale et 25 % du coût de la consommation).

La consommation du traitement des locaux est finalement relativement faible (8 % de l’énergie primaire et du coût pour le refroidissement; 8 % de l’énergie primaire et 6 % du coût pour le chauffage).

L’impact de différentes améliorations énergétiques

Au regard du bilan énergétique global du bâtiment, c’est dans la consommation électrique des équipements que l’on peut faire le maximum d’économies : gestion automatisée de l’éclairage, mise en veille des équipements bureautiques.

Mais au niveau des besoins de chaud et de froid du bâtiment lui-même, profitons de notre bâtiment simulé pour lui injecter quelques rénovations URE et analysons l’impact de chacune de ces mesures.

Stopper l’humidification lorsque la température extérieure dépasse 8°C	>	– 14 %
Placer un double vitrage à basse émissivité et avec un facteur solaire de 0,4	>	– 13 %
Placer des stores extérieurs mobiles (facteur solaire de 0,2)	>	– 12 %
Organiser une ventilation nocturne naturelle de 4 renouvellements/heure, tout en augmentant l’inertie du bâtiment pour valoriser ce free cooling (si la ventilation était mécanique il faudrait ajouter la consommation des ventilateurs)	>	– 11 %
Pulser l’air neuf à 16°C dès que le local est en mode refroidissement (au lieu de 21°C)	>	– 10 %
Passer de 60 % de surfaces vitrées en façade à 40 %	>	– 8 %
Adopter une consigne de climatisation en été à 25°C au lieu de 24°C (surtout si plafonds froids rayonnants)	>	– 7 %
Améliorer l’étanchéité de la façade (taux d’infiltration passant de 0,3 à 0,1 vol/h)	>	– 2 %

Les différentes modifications ont été comparées indépendamment les unes des autres, toutes autres choses restant identiques.

Lorsqu’on cumule ces interventions, elles s’influencent l’une l’autre. Si bien que, si l’ensemble des améliorations est réalisé, la consommation thermique totale diminue de 42 % en énergie primaire, et de 44 % en coût, mais il est alors difficile de déterminer la part de chaque intervention sur la réduction totale.

Au niveau de la consommation globale du bâtiment, on constate une diminution de 26 % de la consommation en énergie primaire, et une diminution de 26 % du coût de l’énergie consommée (les consommations électriques pour la bureautique restant les mêmes).

Le cumul des interventions permet donc de diminuer de façon importante la consommation totale du bâtiment.

—	Demande thermique [kW/m²]	Consom. totale [kW/m²]	Énergie primaire [kW/m2]	Emission de CO₂ [kg de CO2/m² x 10]	Coût de l’énergie [€]	Différence par rapport au bât. initial
Traitement des locaux	–	–	–	–	–	–
– demande de chaud	19,8	24,8	24,8	65,3	0,62	– 19,2 %
– demande de froid	4,6	1,8	5,3	6,2	0,185	– 83,1 %
Préparation de l’air	–	–	–	–	–	–
– nrj sensible	21,0	23,3	25,9	62,5	0,687	– 37,1 %
– nrj latente	9,4	9,4	26,9	90,5	0,94	– 35,6 %
—	–	–	–	–	–	—
Pulsion de l’air		7,8	22,4	26,4	0,78	–
—	–	–	–	–	–	–
Ventilo-convecteurs des locaux	–	6,7	19,0	22,4	0,66
–	–	–	–	–	–	–
Charges internes électriques	–	–	–	–	–	–
– éclairage	–	14,1	40,3	47,5	1,41	– 49,3 %
– équipements	–	42,6	121,7	143,6	4,26
—	–	–	–	–	–	–
TOTAL thermique	54,8	59,3	82,7	224,5	2,43	–
Par rapport au bâtiment initial	– 44,3 %	– 36,4 %	– 42,2 %	– 37,1 %	– 44,1 %	–
–	—	–	–	–	–	–
TOTAL global	–	130,4	286,1	464,4	9,54	–
Par rapport au bâtiment initial	–	– 26,7 %	– 25,8 %	– 27,8 %	– 25,6 %	–
—	–	–	–	–	–	–

Une stratégie URE ?

>	Il n’existe pas de « mesures miracles » pour faire chuter la consommation des bâtiments.
>	C’est un ensemble de mesures qui permet d’améliorer progressivement le bilan final.
>	Certaines de ces mesures sont du ressort de la créativité de l’architecte dès le stade de la conception (le traitement des apports solaires par exemple, ou le refroidissement naturel du bâtiment par une ventilation transversale des locaux).
>	D’autres sont apportées par l’ingénieur de bureau d’études dans la gestion des équipements (la régulation de l’humidification en fonction de la température extérieure, par exemple).
>	Mais lorsqu’architecte et ingénieur travaillent de concert, on peut atteindre des bâtiments de confort avec des solutions très économes.

Par exemple :

Si les apports solaires sont bien maîtrisés par la conception de la façade, une climatisation de 60 Watts/m² peut suffire. Des plafonds froids peuvent être prévus et alimentés au régime entrée-sortie de 17° – 19°. L’eau à 19° peut être alors récupérée pour préchauffer l’air neuf hygiénique. Et de l’eau à 17° diminue le risque de condensation sur le plafond et donc le besoin de déshumidifier l’air. Au plus fort de l’été, le régime de refroidissement 15° – 17° pourra être temporairement établi.

Si différentes salles de réunion sont prévues, l’architecte les disposera de telle façon qu’elles soient alimentées sur un même réseau de préparation d’air (par exemple une par étage, raccordée par une trémie commune). L’ingénieur prévoira une climatisation à débit d’air variable (VAV), avec dans chaque local une bouche de pulsion commandée par détecteur de présence. Le ventilateur travaillera à vitesse variable en fonction de la demande réelle. Le groupe de préparation sera dimensionné avec un facteur de simultanéité (défini de commun accord avec le Maître d’Ouvrage) pour tenir compte du fait que toutes les salles ne seront pas occupées en même temps.

Si un local informatique est prévu, il sera heureux de l’associer avec des locaux demandeurs de chaleur (au Nord, par exemple). Par exemple, un réseau de climatisation à débit de réfrigérant variable permettrait d’assurer le transfert entre le local donneur et les locaux demandeurs de chaleur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Plaque de cuisson vitrocéramique à induction

Description

Avec un réchaud électrique à plaque en fonte, le récipient est chauffé par conduction thermique. Sur un réchaud à gaz à feu ouvert, il est chauffé par convection et rayonnement. L’appareil à induction chauffe le récipient par ondes électromagnétiques.

Principe

Le courant du réseau, fréquence 50 Hz est converti en courant à très haute fréquence, généralement 25 000 Hz, par un générateur électronique. Ce courant alimente une bobine de fil de cuivre, l’inducteur, lequel crée un champ magnétique. Tout récipient en métal magnétique, fer, fer émaillé, acier doux, inox ferrique entrant dans le champ magnétique est parcouru par des courants induits, ce qui a pour résultat de l’échauffer. Le transfert se fait sans perte, aucun autre élément n’absorbant de l’énergie.

Une plaque à induction est composée de :

l’inducteur, placé sous la surface de travail,
le support vitrocéramique,
chaque zone de chauffe correspond à un inducteur; elle est visualisée par un graphisme.

La vitrocéramique

La vitrocéramique est un matériau dont les performances sont appréciées pour la cuisson :

Elle est transparente au rayonnement infrarouge et au rayonnement magnétique. C’est la casserole en métal ferritique qui devient élément chauffant par effet joule, la plaque reste froide. Elle s’adapte à divers foyers.
Elle est bon conducteur thermique.
Elle est étanche et facile à entretenir. L’étanchéité est un avantage important pour le respect de l’hygiène en cuisine.
Elle est plus dure que l’acier, elle ne se raye pas.
Elle résiste aux chocs thermiques, elle possède un faible coefficient de dilatation.
Elle est esthétique.

Commande et régulation

Les foyers à induction sont équipés d’un limitateur de température intégré dans un ensemble isolé et ventilé.

La régulation est réalisée par variation continue à 1 % près.

Pour certaines plaques, à partir d’un certain niveau de température, la régulation se fait par paliers correspondants aux cuissons courantes.

Une programmation permet de limiter la surveillance.

Comparaison de la régulation de la plaque à induction avec les autres types de plaques.

Gamme

Aujourd’hui, il existe des foyers de 1, 3, 5 et 6 kW.

Utilisation

Toutes les cuissons habituellement réalisées sur des feux vifs peuvent être faites sur les plaques à induction : griller, saisir, cuire, assembler.

La plaque à induction est la seule plaque de cuisson sur laquelle on peut réaliser des réglages au degré près en basse température (fonte du chocolat ou autre cuisson très délicate).

La casserole doit obligatoirement avoir des propriétés électromagnétiques : tôle noire, fonte, acier émaillé, inox ferritique ou autres matériels bénéficiant de la marque « Class Induction ».

Avantages

Économie d’énergie : pas de consommation inutile puisque le fonctionnement s’arrête automatiquement en l’absence de récipient, et que la production de chaleur se fait directement dans le récipient, sans intermédiaire, d’où une augmentation de rendement considérable (rendement de 90 %), et peu de chaleur dégagée dans la cuisine (d’où besoin en ventilation diminué).
Rapidité de chauffe due à l’absence d’inertie.
Très grande précision de réglage facilitant les préparations délicates, tant en cuisine qu’en pâtisserie.
Respect de l’hygiène facilité, le nettoyage est aisé, la plaque restant froide et étanche.
Confort de travail : la plaque ne dégage pas de chaleur en dehors de la casserole.
Souplesse de choix dans les dimensions de récipients.

Contraintes liées à l’induction

Prix d’achat élevé.
Nécessité de disposer d’ustensiles adaptés en matériaux ferromagnétiques. Les casseroles en acier inoxydable austénitique ne conviennent pas.
Nécessité d’assurer une bonne ventilation de l’inducteur par un nettoyage régulier du filtre.
La pose de l’appareil près d’une autre source de chaleur est à éviter.
Risque pour les porteurs de certains stimulateurs cardiaques.
Nécessité d’éloigner les objets magnétisables, cartes de crédit, disquettes, machines à calculer par exemple.
Temps d’apprentissage des utilisateurs.
En outre, l’acquéreur d’appareil à induction a intérêt à exiger du vendeur la preuve que ses produits sont agréés par les instances de contrôle.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité de la production frigorifique associée

Évaluer l'efficacité de la production frigorifique associée

L’efficacité de la production frigorifique

Un indice de mesure d’efficacité : le COP

De l’analyse du fonctionnement thermodynamique de la machine frigorifique, on déduit son efficacité énergétique. C’est le rapport entre la quantité de chaleur absorbée par l’évaporateur et la quantité d’énergie électrique totale absorbée par l’installation, soit principalement le compresseur, mais également les équipements annexes (ventilateurs, pompes de circulation d’eau, … )

Efficacité théorique d’une machine frigorifique.

Le bilan énergétique d’une machine frigorifique apparaît sur le diagramme : toute l’énergie captée dans l’application alimentaire (meuble frigorifique ouvert, congélateur, chambre froide, …) par l’évaporateur (II), plus l’énergie utilisée par le compresseur (I), doit être évacuée par le condenseur vers l’air extérieur (I + II).

L’installation de réfrigération sera donc énergétiquement efficace si elle demande peu d’énergie électrique au compresseur pour atteindre une puissance frigorifique donnée à l’évaporateur.
Appliquons ceci à une chambre froide :

Évaluer l’efficacité frigorifique d’un appareil, c’est établir le rapport entre énergie frigorifique fournie et énergie électrique absorbée par le compresseur.

Quelle valeur de COP atteindre ?

Que dit EUROVENT ?

La plus élevée possible naturellement !

Une évaluation dans les conditions nominales grâce aux catalogues

A priori, le catalogue du fabricant permet d’évaluer cette situation dans les conditions nominales.

Exemple : voici les spécifications techniques d’un compresseur à détente directe pour application positive.

À l’heure actuelle, c’est sans difficulté qu’il vous est possible de consulter en ligne les catalogues des constructeurs de compresseur. Par rapport à la photographie de la plaque signalétique du compresseur ci-dessus, on retrouve les caractéristiques suivantes :

	Température de condensation [°C]	Température d’évaporation [°C]
	Température de condensation [°C]	-40	-35	-30	-25	-20	-15	-10	-5	0	5	7	10	12,5
Puissance frigorifique [kW]	30	1,39	1,97	2,74	3,70	4,85	6,2	7,75	9,55	11,55	13,75	14,75	16,2	17,6
	40	1,06	1.57	2,25	3,1	4,15	5,35	6,75	8,35	10,15	12,15	13,05	14,4	15,6
	50	0,77	1,21	1,81	2,56	3,45	4,55	5,8	7,2	8,85	10,6	11,4	12,6	13,7
Puissance électrique [kW]	30	1,23	1,44	1,65	1,86	2,05	2,23	2,37	2,46	2,51	2,49	2,46	2,4	2,32
	40	1,19	1,43	1,69	1,95	2,2	2,43	2,64	2,82	2,95	3,02	3,03	3,03	3
	50	1,14	1,4	1,69	1,99	2,3	2,59	2,86	3,11	3,32	3,48	3,.53	3,.58	3,6

Extrait du catalogue en ligne http://www.ecopeland.com.

Cet extrait du catalogue nous indique les caractéristiques suivantes pour une application en froid positif (température d’évaporation = -10 °C) utilisant le fluide réfrigérant R22 :

> Pour une température de condensation de 30°C

la puissance frigorifique utile est de 7,75 [kW];
la puissance électrique absorbée par le moteur du compresseur est de 2,37 [kW];
on en déduit le COP_froid = 7,75 / 2,37 = 3,27.

> Pour une température de condensation de 40°C

la puissance frigorifique utile est de 6,75 [kW];
la puissance électrique absorbée par le moteur du compresseur est de 2,64 [kW].
on en déduit le COP_froid = 6,75 / 2,64 = 2,55.

> …

Dans l’extrait du catalogue, on constate que plus la température du condenseur s’élève plus les performances énergétiques du compresseur diminuent. En général, c’est le climat qui va conditionner le fonctionnement du circuit frigorifique; ce qui signifie que si le condenseur est placé en plein soleil sur une toiture noire, par exemple, le condenseur risque de souffrir plus que le même condenseur placé à l’ombre d’une façade.

Pour une application froid négatif, les températures d’évaporateur disponible au niveau de l’application (une chambre froide de boucherie par exemple) peuvent atteindre parfois -35 °C en froid alimentaire. De nouveau, le catalogue nous renseigne que pour des températures de -25°C :

> Pour une température de condensation de 30°C

la puissance frigorifique utile est de 3,70 [kW];
la puissance électrique absorbée par le moteur du compresseur est de 1,86 [kW];
on en déduit le COP_froid = 3,7 / 1,86 = 1,99.

> Pour une température de condensation de 40°C

la puissance frigorifique utile est de 3,1 [kW];
la puissance électrique absorbée par le moteur du compresseur est de 1,95 [kW].
on en déduit le COP_froid = 3,1 / 1,95 = 1,59.

> …

On constate que plus la température d’évaporation (dans la chambre de conservation du boucher) est basse moins bon est l’efficacité de la machine frigorifique.

Les différents constructeurs sont aussi à même de fournir des informations complètes au niveau de l’ensemble des points constituant le cycle frigorifique tel que les pressions, les températures, …:

Remarques.

Il ne faut pas confondre COPfroid et COPchaud ! Le COPchaud est le rapport entre l’énergie thermique délivrée au condenseur et l’énergie électrique demandée par le compresseur (c’est un terme qui vient de l’évaluation du rendement d’une pompe à chaleur). Alors que le COPfroid part de la chaleur captée à l’évaporateur. La confusion étant fréquente, il n’est pas inutile lorsque l’on compare le rendement des machines dans les documentations de constructeurs, de vérifier ce qui se trouve derrière l’appellation COP.
Il est intéressant de s’inquiéter également de l’efficacité globale de la machine frigorifique installée, c’est à dire du rapport entre le froid produit et l’ensemble de toutes les consommations électriques, y compris les ventilateurs des condenseurs, les pompes pour les boucles de caloporteur, …
L’énergie mécanique des ventilateurs et des pompes se dégrade en chaleur. Donc, non seulement le COP se dégrade par la consommation électrique des auxiliaires, mais aussi la puissance frigorifique disponible diminue.

Comment évaluer l’efficacité énergétique d’une machine en fonctionnement ?

La procédure est complexe, il faut l’admettre. Mais pour une grande partie des installations à condensation par air, il est possible de mesurer approximativement le Delta T°; des échangeurs et d’en déduire le COP de l’installation. La précision est suffisante pour déceler des anomalies à l’installation.

Les mesures seront réalisées pendant un temps « stable », la température extérieure étant de 20 à 30°C car l’installation doit être bien chargée, le compresseur doit fonctionner à plein régime, tous les ventilateurs étant en fonctionnement continu.

On mesure :

la température de l’air aspiré par le condenseur T_ec (en °C) et la température de l’air à la sortie du condenseur T_sc (le plus près de la sortie possible, pour éviter que cet air soit déjà mélangé avec de l’air ambiant),
la température de l’air aspiré par l’évaporateur T_ee et la température de l’air refoulé par l’évaporateur T_se,
avec un anémomètre, la vitesse de l’air parcourant chacune des batteries (en m/sec),
avec un kWh-mètre, l’énergie absorbée par le compresseur uniquement Q_a (en kWh), et éventuellement l’énergie absorbée par la totalité de l’installation Q_t (en kWh),
le temps de fonctionnement du compresseur t (en heures),
la surface frontale du condenseur S, c.-à-d. la surface aspirant l’air (en m²).

On calcule alors :

Puissance condenseur = S x v x 1,2 x (Tsc – Tec) [kW]

Le facteur 1,2 est la chaleur volumique de l’air (1,2 kJ/m³.K), et doit éventuellement être corrigé en fonction de la température.

Puissance absorbée = Qa / t [kW]

Puissance totale = Qt / t [kW]

La puissance évaporateur, l’EE (COPfroid) et le COPchaud se calculent alors aisément.
Finalement, on mesure au manomètre (demandez à un frigoriste) la pression d’aspiration et de refoulement du compresseur.
En connaissant le réfrigérant, on peut déduire des tables thermodynamiques la température d’évaporation T0 [en °C] et de condensation Tc [en °C]. Sur base de ces mesures, il est possible de déduire le point de fonctionnement de l’appareil et de vérifier son adéquation avec les données du constructeur et les données du concepteur de l’installation.

Cette méthode est précise à moins de 10 %, en fonction de la précision des mesures. Pour l’avenir, il est important de bien noter les mesures et les résultats obtenus, pour vérification ultérieure et suivi de l’évolution du matériel.

En fait, ce n’est pas tant l’exactitude absolue des mesures qui compte, que la possibilité de comparer les valeurs d’une mesure à l’autre et de repérer une dérive, un jeu dans les clapets, … L’intervention à temps du fabricant permet alors de sérieuses économies.

Le bilan énergétique annuel

Si l’estimation ponctuelle du COP de la machine frigorifique n’est déjà pas simple, réaliser le bilan énergétique annuel de l’appareil est vraiment complexe.

Qui consomme de l’énergie ?

le compresseur Cc,
les auxiliaires permanents Cp (ventilateurs, pompes, etc.),
les auxiliaires non permanents Cnp (résistances de carter, etc.),
le dégivrage éventuel Cd (notons qu’il augmente aussi les besoins de froid en produisant de la chaleur à l’évaporateur qu’il faudra compenser par un fonctionnement supplémentaire du compresseur en cycle froid),
les pertes en réseau qui augmentent les besoins de froid, donc la durée de fonctionnement du compresseur (consommation intégrée dans cc).

La consommation globale annuelle de l’installation est :

C = cc + Cp + Cnp + Cd (kWh)

Des conditions de fonctionnement très variables

Pour évaluer ces consommations, il ne suffit pas, hélas, de multiplier la puissance des consommateurs par leur temps de fonctionnement…

En effet, la puissance du compresseur est fonction de ses conditions d’utilisation, donc des besoins de froid réels au cours d’une saison. À tout besoin de froid correspond une condition de fonctionnement de l’installation (température d’évaporation, température de condensation) et la chose se complique lorsque le fluide de refroidissement du condenseur n’a pas une température constante tout au long de la saison (ce qui est quasiment toujours le cas).

Pour déterminer la consommation d’énergie d’une installation, il est donc nécessaire d’intégrer tout au long de l’année les puissances absorbées à chaque régime de marche de tous les éléments consommant de l’énergie. Pour cela, il faut déterminer la variation des besoins de froid et le nombre d’heures correspondant à chacun de ses besoins; ceux-ci seront spécifiques à chaque installation.

Le calcul est donc complexe …

En pratique, c’est un compteur électrique qui pourra totaliser les consommations, et l’historique du régulateur numérique qui pourra établir le fonctionnement sur une saison.
Reprenons cependant l’exemple d’une installation frigorifique dont le bilan thermique est décrit dans l’ouvrage de J. Bernier (L’itinéraire d’un frigoriste paru chez PYC- Éditions) : l’analyse est intéressante pour visualiser l’origine des consommations d’une installation.

L’installation fonctionne toute l’année avec des besoins maximums de froid (Besoin de Froid = BF) de 10 kW. Pour simplifier, on répartira la puissance frigorifique par pas de 1 kW.

Le tableau ci-dessous illustre le calcul de consommation de cette installation fictive. Par exemple, l’installation a fonctionné durant 400 heures à 6 kW-froid, avec une température de condensation de 40°C.

*BF – Besoin de Froid (kW)*	10	9	8	7	6	5	4	3	2	1
Durée totale heures	800	1 500	2 000	1 500	1 000	700	500	300	260	200
Durée heures condensation 50°	600	1 000	1 300	700	300	200	100	–	–	–
Durée heures condensation 40°	200	400	500	600	400	300	200	80	60	50
Durée heures condensation 30°	–	100	200	200	300	200	200	220	200	150
Exemple de répartition sur l’année des besoins de froid et des temps de fonctionnement à chaque régime (en heures).

On remarquera que le nombre d’heures de la deuxième ligne correspond à un total de 8 760 heures, soit une année. Les lignes 3, 4 et 5 indiquent la répartition de ces heures en fonction du régime de fonctionnement du compresseur, lui-même fonction de la température extérieure.

Nous allons mettre en situation le compresseur et déterminer ainsi ses consommations partielles à chaque régime de marche. La température d’évaporation est supposée constante à – 10°C.

Consommation du compresseur

La puissance frigorifique et la puissance absorbée d’un compresseur varient suivant les températures d’évaporation et de condensation. La figure ci-dessous illustre ces variations pour notre exemple. La puissance frigorifique au régime extrême -10/+50 °C est de 11 kW. (On notera que les courbes utilisées correspondant aux conditions réelles de surchauffe et de sous-refroidissement, et non aux conditions nominales données par le constructeur).

Reprenons maintenant notre tableau de fréquences que nous allons compléter avec :

la puissance absorbée à chaque régime,
le taux de fonctionnement (pourcentage temps de marche horaire),
le nombre d’heures de fonctionnement.

Cependant, il faut savoir que pour les faibles taux de fonctionnement, le rendement de production de froid s’écroule littéralement. C’est normal, iI ne doit pas seulement couvrir le BF, mais aussi la mise à température du circuit, qui après chaque arrêt se réchauffe complètement.

Exemple d’affaiblissement de la Production de froid en fonction
du taux d’utilisation du compresseur (Rendement de production de froid RPF).

Ainsi, l’installation étudiée doit assurer pendant 50 heures une puissance froid de 1 kW lorsque la condensation se produit à 40 °C. La figure ci-dessus prévoit à ce régime 13,2 kW frigorifique. Le taux de fonctionnement sera de 1 kW/ 13,2 kW, soit 7,5 %. Mais à un tel taux de charge, le rendement de production de froid est de 80 %. Si bien que le temps de fonctionnement réel sera de :

50 heures x 1 kW / (0,80 x 13,2 kW) = 5 heures

D’une manière générale, le nombre d’heures de fonctionnement du compresseur hc à chaque fonctionnement partiel est égal à :

hc = nh x BF / (RPF x Qo)

où,

hc, le nombre d’heures de fonctionnement du compresseur
NH, le nombre d’heures d’utilisation
BF, le besoin de froid
RPF, le rendement de production de froid
Qo, la puissance frigorifique disponible à l’évaporateur

La consommation totale annuelle du compresseur est égale à la somme de toutes les consommations partielles, aux divers régimes.

Besoin de Froid – BF (kW)	10	9	8	7	6	5	4	3	2	1

Régime : – 10°/50°	–	–	–	–	–	–	–	–	–	–
Nbre heures utilisat. NH	600	1 000	1 300	700	300	200	100	–	–	–
Puissance frigo Qo (kW)	11	11	11	11	11	11	11	–	–	–
Taux fonct. (%)	90	82	73	64	55	45	36	–	–	–
Rendement RPF (%)	100	100	100	99	99	98	98	–	–	–
Puissance absorbée (kW)	6	6	6	6	6	6	6	–	–	–
Heures fonct. hc	545	818	945	445	164	92	37	–	–	–
Consommation cc (kWh)	3 270	4 908	5 670	2 670	984	552	222	–	–	–
	–	–	–	–	–	–	–	–	–	–
Régime : – 10°/40°	–	–	–	–	–	–	–	–	–	–
Nbre heures utilisat. NH	200	400	500	600	400	300	200	80	60	50
Puissance frigo Qo (kW)	13.2	13.2	13.2	13.2	13.2	13.2	13.2	13.2	13.2	13.2
Taux fonct. (%)	76	68	61	53	45	38	30	23	15	7.5
Rendement RPF (%)	100	99	99	99	98	98	97	95	91	80
Puissance absorbée (kW)	5.6	5.6	5.6	5.6	5.6	5.66	5.6	5.6	5.6	5.6
Heures fonct. hc	152	275	306	321	185	116	62	19	10	5
Consommation cc (kWh)	851	1 542	1 713	1 800	1 039	649	347	107	56	28
	–	–	–	–	–	–	–	–	–	–
Régime : – 10°/30°	–	–	–	–	–	–	–	–	–	–
Nbre heures utilisat. NH	–	100	200	200	300	200	200	220	200	150
Puissance frigo Qo (kW)	–	15.2	15.2	15.2	15.2	15.2	15.2	15.2	15.2	15.2
Taux fonct. (%)	–	59	53	46	39	33	26	20	13	6.5
Rendement RPF (%)	–	99	99	98	98	97	95	92	89	75
Puissance absorbée (kW)	–	5.3	5.3	5.3	5.3	5.3	5.3	5.3	5.3	5.3
Heures fonct. hc	–	60	106	94	121	68	55	47	30	13
Consommation cc (kWh)	–	317	563	498	640	359	294	250	157	70

Calcul de la consommation annuelle du compresseur

En additionnant toutes les consommations partielles, on trouve pour notre exemple :

cc = 29 556 kWh/an (soit 106 400 MJ/an)

De la même manière, le temps total de fonctionnement annuel du compresseur est égal à la somme des temps de fonctionnement partiels aux divers régimes : hc = 5 091 heures.

Consommation des auxiliaires permanents

Comme leurs noms l’indiquent, ces auxiliaires consommateurs d’énergie fonctionnent en permanence. Dans notre exemple, le ventilateur de l’évaporateur fonctionne en permanence, soit 8 760 heures par an.

Il absorbe 500 W et va donc consommer par an :

Cp = 0,5 kW x 8 760 h = 4 380 kWh/an

Consommation des auxiliaires non permanents

Ce sont les auxiliaires asservis au fonctionnement du compresseur (ventilateur de condenseur, vanne magnétique départ liquide, résistance de carter, etc.)

Pour notre exemple, le ventilateur de condenseur absorbe 300 W et est asservi au compresseur. La bobine de l’électrovanne absorbe 10 W. Le compresseur comporte en outre une résistance de carter (non régulée) qui consomme 20 W quand le compresseur est à l’arrêt.

Nous avons vu que le compresseur fonctionnait 5 091 heures par an. Les auxiliaires non permanents vont donc consommer :

Cnp = (0,3 + 0,01) x 5 091 + 0,02 x (8 760 – 5 091)

Cnp = 1 651 kWh/an

Consommation du dégivrage

Estimer sans observation les consommations d’un dégivrage n’est pas chose toujours facile, car leur fréquence est très variable. Pour notre exemple, nous estimerons en moyenne quatre dégivrages par jour de 15 minutes (0,25 heure) à l’aide dune résistance électrique de 6 kW, ce qui conduit à une consommation annuelle de :

Cd = 6 x 0,25 x 365 x 4 = 2 188 kWh/an

Récapitulation des consommations annuelles

La consommation totale annuelle est égale à la somme des consommations de tous les composants de l’installation soit :

C = 29 556 + 4 380 + 1 651 + 2 188 = 37 775 kWh/an ( soit 136 000 MJ)

Traduire en coût une telle consommation dépend essentiellement du régime tarifaire appliqué : entre 11 et 16 c€/kWh, généralement. Tout dépend du moment de fonctionnement de l’installation : jour ? jour durant la pointe ? nuit ? … .

Quelle efficacité énergétique ?

Déterminons l’énergie froid utilisée sur l’année. Il suffit d’intégrer les besoins de froid sur l’année, donc de totaliser les produits des besoins frigorifiques par le temps, pour les 3 régimes de marche.

*BF – Besoin de Froid (kW)*	10	9	8	7	6	5	4	3	2	1
Nbre d’heures régime : – 10°/50°C	600	1 000	1 300	700	300	200	100	–	–	–
Nbre d’heures régime : – 10°/50° C	200	400	500	600	400	300	200	80	60	50
Nbre d’heures régime : – 10°/50°C	–	100	200	200	300	200	200	220	200	150
Total heures	800	1 500	2 000	1 500	1 000	700	500	300	260	700
BF x heures (kWh)	8 000	13 500	16 000	10 500	6 000	3 500	2 000	900	520	200

Exemple de calcul simplifié de l’énergie froid annuelle

L’énergie froid annuelle nécessaire est la somme des chiffres de la dernière ligne du tableau soit :

EF annuel = 61 120 kWh (220 000 MJ)

L’efficacité énergétique moyenne annuelle de l’installation frigorifique est le rapport entre l’énergie froid produite et l’énergie électrique consommée soit, pour notre exemple :

EEmoy = 61 120 / 37 775 = 1,62

On est loin de la valeur nominale de 2,9 pour le COP au fonctionnement (- 10°C (évaporateur) / + 30°C (condenseur) sur base des données du catalogue (15,2 kW / 5,3 kW) !

Plus l’installation sera performante, bien réglée, et bien entretenue et plus ce coefficient sera élevé, ce qui veut donc dire tout simplement que moins l’installation sera gourmande en énergie électrique.

Le bilan énergétique annuel par simulation TRNSYS

Une autre manière d’évaluer le bilan énergétique annuel et le COPA (coefficient de performance global annuel) est de placer une installation frigorifique dans des conditions de simulation dynamique tant au niveau du climat externe qu’interne. En d’autres termes, pendant 365 jours, par modélisation TRNSYS (logiciel de simulation dynamique de la thermique des bâtiments), le climat extérieur d’ Uccle est appliqué à un supermarché comportant des allées froides de meubles frigorifiques ouverts eux-même soumis aux rigueurs de l’occupation durant la semaine.

Fuites de fluide frigorigène

Données principales

Le supermarché considéré est modélisé sur base d’un magasin existant dont les caractéristiques principales simplifiées sont les suivantes :

surface au sol : de l’ordre 2 000 m²;
heures d’ouverture de semaine et samedi compris : occupation selon un modèle variable de 6 à 20 heures ;
fermeture dominicale ;
mètres linéaires de meubles frigorifiques ouverts (applications positives) = 109 mètres;
mètres linéaires de meubles frigorifiques ouverts (applications négatives) = 26 mètres;

Modélisation

Le logiciel TRNSYS de simulation dynamique de la thermique des bâtiments est utilisé. L’intérêt d’une simulation dynamique est de tenir compte des influences conjuguées des climats externes et internes au magasin en tenant compte principalement :

de l’enveloppe du bâtiment, à savoir :

- - l’orientation des façades ;
  - le type de paroi externe : les façades avec les surfaces vitrées incluses, les ombrages attenants, la toiture, la constitution des parois, la présence d’ouverture dans la toiture (apport de lumière naturelle), …

des zones internes comme les caisses, les allées froides pour les produits laitiers, les poissons, les surgelés, les réserves, les bureaux, … séparées par des cloisons internes soumises à des transferts de chaleur, des couplages d’air, …

des occupations des différentes zones internes. Dans le cas de ce magasin, les statistiques de fréquentation sont inspirées d’une étude de l’EDF un peu poussiéreuse, mais à défaut de mieux … (« Le point sur les grandes surfaces électriques », les cahiers du tertiaire, EDF Direction de la distribution, 1980) en considérant que l’occupation en heure de pointe est de manière arbitraire de 1 personne / 5 m² soit pour une surface de 2 000 m² de l’ordre de 400 personnes, ce qui correspond aux statistiques de fréquentation relevée par certaines chaînes alimentaires :

Nombre de personne / heure
Zones de vente	9-11 heures	11-15 heures	15-20 heures
Caisses	10	15	30
Laitiers	5	8	15
Poissons	5	10	20
Traiteur	7	11	22
Surgelés	5	7	15
Vente	45	70	130
…

.des systèmes HVAC (Heating Ventilation Air Conditioning) ou les systèmes de chauffage, de ventilation et de climatisation des zones. Les principales zones sont équipées en HVAC sur le principe de la figure ci-dessous pour les zones de vente :

Systèmes
Zones du magasin	Chauffage via :	ventilation	climatisation
Caisses	CTA*	CTA	CTA
Caisses	Aérotherme	CTA	CTA
Laitiers	CTA	CTA	MFV**
Poissons	CTA	CTA	MFV
Traiteur	CTA	CTA	MFV
Surgelés	CTA	CTA	MFH***
Vente	Aérotherme	–	–
Bureau	Ventilo-convecteur 4 tubes	CTA +récupérateur de chaleur	CTA
CTA* : Centrale de traitement d’air à recyclage partiel (2/3 recyclé, 1/3 air neuf) + récupération possible sur la désurchauffe des groupes de froid; MFV : Meuble Frigorifique Vertical ouvert ; MFH* : Meuble Frigorifique Horizontal ouvert.

des process’s : les meubles frigorifiques ouverts sont modélisés sur base de leur bilan thermique et énergétique en fonction des conditions d’ambiance des zones de vente ;

Hypothèses

Des hypothèses sont prises afin de simplifier le modèle :

l’occupation en dehors des heures d’ouvertures des surfaces de vente, c’est-à-dire tôt le matin lorsque différentes équipes se succèdent pour préparer l’ouverture du magasin (alimentation des rayonnages, cuisson des pains, préparation des charcuteries, …) ou tard le soir, influence le climat interne du magasin et, par conséquent, le fonctionnement des meubles frigorifiques. Cependant, comme l’indique le graphique ci-dessous (monitoring réel des consommations pour ce magasin), les meubles frigorifiques sont soumis aux pires contraintes thermiques pendant l’ouverture du magasin. Pour cette simulation, on ne considérera que les périodes d’ouverture du magasin.

On n’étudie qu’une partie de l’installation de froid alimentaire, à savoir les 50 mètres linéaires de meubles frigorifiques ouverts verticaux de la partie produits laitiers et charcuterie, mais dans son contexte réel. En d’autres termes, les autres meubles frigorifiques, l’éclairage, l’occupation, … participent aux variations des conditions d’ambiance interne du magasin;

L’installation frigorifique qui alimente les meubles linéaires fonctionne en détente directe et est composée d’un compresseur semi-hermétique de 32 [kW] froid ( R404A) pour un régime de température de -15°C à l’évaporateur et 40°C au condenseur. On ne tient pas compte ici de la puissance des ventilateurs du condenseur.

Simulation

Le magasin étant modélisé, il est soumis au climat externe (température, humidité, rayonnement solaire direct, rayonnement diffus, …) pendant 8 760 heures par pas de 1 heure, ce qui correspond à une année complète.

l’installation frigorifique est un modèle mathématique développé par l’École des Mines de Paris. Ce modèle a été établi sur base d’une multitude de mesures effectuées sur des groupes de froid réels. Dans le cadre de la simulation, il calcule, par rapport à un régime nominal pour lequel il a été dimensionné, les variations de la puissance électrique absorbée au compresseur en fonction des variations :

- de la puissance froid utile nécessaire aux meubles frigorifiques et dues à la variation des conditions d’ambiance interne (apports internes tels que l’éclairage, l’occupation, …);

- du climat externe (température à l’entrée du condenseur).

À chaque pas de temps, TRNSYS calcule :
- la puissance frigorifique utile au niveau des meubles frigorifiques en kW_froid;

- la puissance électrique absorbée par le compresseur en kW_électrique;

- le COP de l’installation.

Analyse des résultats

Dans le jargon des chauffagistes on parle souvent de monotone de chaleur qui représente un classement décroissant des puissances de chauffe nécessaires sur toute la période de chauffe.

Monotone de chaleur (exemple : pendant 750 heures sur l’année, la chaudière fonctionnement à un niveau de puissance de 835 [kW])

Dans le même esprit, il est possible d’établir une monotone de froid afin de déterminer :

la consommation énergétique globale sur un an ;
la répartition des niveaux de puissance en fonction du climat ;
l’évolution des performances de l’installation frigorifique en fonction du climat;
…

Monotone de froid d’un groupe frigorifique.

L’analyse de la monotone de froid ci-dessus permet de montrer que :

La courbe de puissance électrique absorbée par le moteur du compresseur se calque assez bien sur celle de la température extérieure. Il était clair d’emblée que la puissance absorbée par le compresseur était fortement influencée par les conditions de fonctionnement du condenseur plongé dans le climat externe puisque c’est lui qui « pousse » la chaleur extraite des meubles frigorifiques à l’extérieur.

L’allure de la courbe laisse supposer que le climat interne, relativement constant en température, mais fluctuant en enthalpie force la courbe de puissance absorbée par le compresseur à se redresser.(il en découle que le COP saisonnier en vert) de l’installation s’améliore lorsque la température extérieure diminue. En effectuant une simple moyenne annuelle, on obtient un COPA de l’ordre de 3,2.

Le diagnostic d’une installation existante

Les signes de surconsommation énergétique d’une installation frigorifique

L’augmentation des temps de fonctionnement du compresseur, dont les causes sont :

- soit le manque de fluide frigorigène,
- soit l’encrassement des échangeurs (condenseur et évaporateur),
- soit encore le mauvais état du compresseur.

Le placement d’un compteur horaire de fonctionnement sur l’alimentation du compresseur est un petit investissement qui permettra de déceler une dérive de consommation.

La diminution de la température d’évaporation, dont la cause principale est l’encrassement des échangeurs.

L’augmentation du nombre de démarrages pour les petites installations ou du nombre de cylindres ou de compresseurs en service. Ceci est généralement dû à un encrassement du condenseur, à des fuites de réfrigérant ou à une mauvaise alimentation de réfrigérant liquide des détendeurs. Ils ne peuvent être pris en compte que si les autres paramètres restent constants, c’est-à-dire pour des conditions ambiantes identiques (même demande au point de vue température et humidité relative) et pour des conditions extérieures identiques (température de condensation, apports internes et externes).

Les tests à effectuer

Les tests à effectuer consistent :

Soit à donner des indications sur un fonctionnement anormal de l’installation (mesure du courant absorbé en fonctionnement continu et comparaison avec le courant nominal, comptage des heures de fonctionnement, mesure du débit de l’eau glycolée en cas d’utilisation d’une boucle de fluide frigoporteur,…).

Soit à vérifier l‘efficacité énergétique de l’installation frigorifique, c’est-à-dire le rapport entre la puissance électrique absorbée et la puissance frigorifique fournie.

Certaines grosses installations comportent deux compteurs d’énergie qui intègrent le débit de fluide frigorigène et le delta T° avec lequel soit l’évaporateur, soit le condenseur travaillent. Ceci permet de connaître les consommations thermiques sur une période donnée.

L’énergie du compresseur peut alors être déduite puisque l’on sait que les relations suivantes sont toujours vérifiées :

Puissance évaporateur + puissance compresseur = puissance condenseur

Énergie évaporateur + énergie compresseur = énergie condenseur

Pour vérifier la qualité de l’installation, il faut établir ce bilan à plusieurs régimes de fonctionnement et le comparer à la courbe d’efficacité en fonction de la charge du constructeur. Chaque installation est particulière et il est donc difficile de comparer sa consommation à des ratios standards. Les seules références sont : soit celles données par le constructeur, soit l’installation elle-même, à une période antérieure, lorsqu’elle était soumise à une charge similaire.

La rentabilité énergétique des interventions de maintenance

La rentabilité énergétique des opérations de contrôle et de maintenance n’est pas évidente à chiffrer. Toutefois, on peut donner les économies suivantes (chiffres établis sur base de l’expérience de la société SECA mais qui n’ont pas fait l’objet de mesures en laboratoire), :

Nettoyage régulier (au moins annuel) des condenseurs à air et des évaporateurs directs : rentabilité de 10 à 30 %
- 10 % dans le cas d’un encrassement faible,
- 30 % si ce nettoyage n’a jamais été réalisé.

Engorgement des filtres déshydrateurs sur le circuit de fluide frigorigène : surconsommation de 10 à 15 %;

L’analyse de la puissance frigorifique installée

Pas besoin d’un camion si une camionnette suffit ! Une installation surdimensionnée génère des pertes de fonctionnement supplémentaires…

Comment évaluer les puissances frigorifiques nécessaires ?

La puissance frigorifique nécessaire à la production doit « coller » le plus possible à celle de l’application dans les conditions de fonctionnement prévues au niveau de l’application même.

EUROVENT, par exemple, définit des classes de fonctionnement pour les meubles frigorifiques ouverts. Sur base de ces classes, les fabricants testent leurs applications dans les conditions de température et d’humidité de l’ambiance définies (classe 4 = 24°C et 50 % d’humidité relative) et déterminent les puissances frigorifiques nécessaires à l’évaporateur pour garantir un fonctionnement optimal de l’application;

Constater que la puissance frigorifique mentionnée sur la plaque signalétique du compresseur est équivalente à celle de l’application, est, à priori, un gage de fonctionnement correct de l’installation.

À titre indicatif, on reprend ci-dessous les puissances frigorifiques nécessaires en fonction du type d’application.

Meuble frigorifique à applications positives

Famille de meubles	Surface d’exposition [m²/ml]	Température de service [°C]	Puissance frigorifique spécifique [kW/ml]
Vitrine service par le personnel en convection naturelle	0,8	2 à 4	0,2 à 0,25
Vitrine service par le personnel en convection forcée	0,8	2 à 4	0,25 à 0,28
Comptoir horizontal self-service en convection	0,9	0 à 2	0,4 à 0,43
Meuble vertical self-service en convection forcée	1,3	4 à 6	1,2 à 1,3

En multipliant le nombre de mètres linéaires des différentes applications par leur puissance spécifique respective, on obtient une valeur de puissance globale proche de celle de la production frigorifique.

Meuble frigorifique à applications négatives

Famille de meubles	Type de rideau d’air	Surface d’exposition [m²/ml] ou [m²/porte]	Température de service [°C]	Puissance frigorifique spécifique [kW/ml]
Gondole self-service en convection forcée	horizontal, asymétrique, laminaire	0,8	-18 à -20	0,42 à 0,45
Vitrine service par le personnel en convection forcée	horizontal, asymétrique, laminaire	1,1	-23 à -25	0,63 à 0,67
Meuble vertical self-service en convection	vertical, à 3 flux parallèles, turbulents	1,1	-18 à -20	1,9 à 2,1
Meuble vertical self-service en convection forcée	portes vitrées, rideau d’air interne turbulent	0,84	-23 à -25	0,8 0,86

De la même manière, en multipliant le nombre de mètres linéaires des différentes applications par leur puissance spécifique respective, on obtient une valeur de puissance globale proche de celle de la production frigorifique.

Chambres froides à applications positives

Le rapport final : Energy Savings Potential for Commercial Refrigeration Equipment, by Arthur D. Little, Inc. For Building Equipment Division Office of Building Technologies U.S. Department of Energy, June 1996 donne des indications intéressantes quant aux valeurs approchées de puissance spécifique pour les chambres froides de réfrigération.

Famille de meubles	Volume de stockage[m³]	Température de service [°C]	Puissance frigorifique spécifique [W/m³]
Chambre froide (isolation 10 cm)	7,2	2	68

Chambre froide à applications négatives

Du même rapport final que ci-dessus, on tire des valeurs approchées pour les chambres froides de congélation.

Famille de meubles	Volume de stockage[m³]	Température de service [°C]	Puissance frigorifique spécifique [W/m³]
Chambre froide (isolation 10 cm)	21,6	-23	87

L’intérêt d’une récupération de chaleur au condenseur

Principe

Une machine frigorifique extrait la chaleur excédentaire de l’application frigorifique et la rejette à l’extérieur.

Si des besoins de chauffage (de locaux, d’allée froide, d’eau chaude sanitaire, …) sont présents simultanément dans le magasin, il semble alors logique de tenter de récupérer la chaleur sur le condenseur de la machine frigorifique.

Par exemple, un supermarché Delhaize à Bruxelles évacue la chaleur du condenseur du groupe frigorifique (armoires de congélation) en réalimentant la boucle de chauffage. Cette boucle, elle-même alimente en récupération un rideau d’air chaud à l’entrée du magasin et les batteries chaudes des centrales de traitement d’air qui pulsent l’air, via le pied des meubles frigorifiques ouverts, vers les allées froides.

En été, la chaleur est évacuée par les condenseurs à air en toiture.

Domaine d’application

Récupération de chaleur de condensation

Il est tentant naturellement de vouloir récupérer la chaleur de condensation qui habituellement est évacuée à l’extérieur. Il faut toutefois être très prudent dans la façon de récupérer cette chaleur. Il faudra toujours garder à l’esprit que plus la température de condensation est basse, meilleures sont les performances énergétiques du compresseur. La règle principale étant que :

» 1 K d’augmentation de la température de condensation correspond à 2-3 % d’augmentation de la consommation électrique du compresseur ».

Ce qui veut dire que la récupération d’énergie pour alimenter des circuits de chauffage à haute température comme par exemple les régimes de température :

90-70 °C ou même 70-50°C des chauffages à eau chaude;
60-40°C des chauffages à air chaud;

dégrade la performance énergétique des compresseurs (le COP de la machine peut descendre dans certains cas à 1); ce qui signifie que l’on se chauffe avec un système de chauffage purement électrique. Néanmoins, même avec un mauvais COP et à un niveau de conservation des denrées (températures constantes à l’intérieur des meubles frigorifiques) et de confort des clients et du personnel (température de confort dans les espaces de vente), permet de faire « tourner » une certaine quantité d’énergie en circuit fermé.

Améliorer

Pour en savoir plus sur la récupération de chaleur au condenseur des machines frigorifiques.

De toute façon, on pensera donc :

d’abord à évaluer l’impact énergétique :
- des trop grands apports tant internes qu’externes des applications frigorifiques (meubles ouverts, chambre froide peu isolée, …);
- du manque d’isolation du magasin;
- des infiltrations et des courants d’air aux entrées.
- …

Ensuite à récupérer à basse température la chaleur de condensation.

Il n’empêche que si le bâtiment comprend simultanément des besoins de froid (c’est le cas des magasins d’alimentation en produit froid) et des besoins de chauffage à basse température (eau chaude sanitaire des douches, chauffage au sol, …), il semble clair qu’une récupération d’énergie doit être étudiée par un bureau d’études.

Des ballons de préchauffage de l’eau chaude sanitaire prééquipés d’un échangeur en série avec le condenseur de la machine frigorifique existent sur le marché.

Désurchauffe des gaz

La récupération de chaleur au niveau de la désurchauffe des gaz (phase entre la fin de compression des gaz et le début de la condensation) n’interfère que très peu sur l’efficacité énergétique du compresseur. Ce type de récupération peut être intéressant pour autant qu’il y ait bien une condensation des gaz à basse température après récupération sur la désurchauffe. La quantité de chaleur récupérée sur la désurchauffe est faible par rapport à celle de condensation.

Il sera toujours nécessaire de voir l’impact financier du placement d’un récupérateur de chaleur sur la désurchauffe par rapport au bénéfice énergétique retiré.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Toiture inversée

La toiture chaude inversée désigne la toiture plate dont l’étanchéité est placée sur le support et dont l’isolant est posé sur l’étanchéité. L’isolant est donc mouillé par les eaux pluviales, ce qui diminue ses performances.

L’isolant est lesté.

Lestage
Natte de protection
Isolant
Membrane d’étanchéité
Support

En cas de rénovation, dans un but d’amélioration de l’isolation de la toiture, la membrane d’étanchéité existante peut être conservée, si elle est encore bonne.

La membrane d’étanchéité fait en même temps office de pare-vapeur. La technique de la toiture inversée protège la membrane d’étanchéité contre les chocs thermiques et le rayonnement ultraviolet, et de ce fait, ralentit son vieillissement.

Les structures porteuses en matières végétales ou en fibres organiques et minérales liées au moyen d’un liant minéral, doivent avoir une épaisseur minimale de 18 mm afin de garantir une résistance thermique minimale de 0.2 m²K/W (NIT 134 p31).

Une couche filtrante d’une charge surfacique d’au moins 120 gr/m² est placée entre l’isolant et la couche de lestage et de protection.
Cette couche filtrante doit permettre la diffusion de vapeur, retenir peu d’eau et en rompre le film. Elle doit résister aux intempéries et être imputrescible.

Il est déconseillé de poser deux couches d’isolant. Il peut, en effet, y avoir entre les deux couches un film d’eau qui agit en barrière de vapeur provoquant ainsi l’imprégnation de la couche inférieure par l’eau.

La couche filtrante et la couche d’usure doivent être perméables à la vapeur pour éviter le même phénomène.

REM: La somme des résistances thermiques des couches situées sous l’étanchéité ne peut excéder 30 % de la résistance thermique globale afin d’éviter que de la condensation ne se forme avant l’étanchéité (vers l’intérieur). Lorsque les conditions climatiques intérieures sont très sévères (classe de climat IV) ou lorsque le support a un effet isolant, il est de plus nécessaire de déterminer par calcul l’absence de condensation sous l’étanchéité et l’absence de glace sous l’isolant.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique des corps de chauffe

Évaluer l'efficacité énergétique des corps de chauffe

Pertes directes vers l’extérieur

Lorsqu’un émetteur est disposé le long d’une paroi extérieure (radiateur ou convecteur placé en allège, plancher chauffant au dessus d’un local non chauffé ou du sol), les pertes de chaleur augmentent au travers de cette paroi.

Pour un radiateur

La température au dos d’un radiateur est nettement plus élevée que le long des autres parois. Si ce radiateur est disposé le long d’une paroi extérieure, cela augmente donc les pertes de chaleur.

Exemple.

On pourrait montrer que la différence de température entre l’intérieur et l’extérieur a doublé localement par la présence du radiateur.

Sans radiateur, une allège composée d’un mur plein de 24 cm (ancienne construction) perd sur la saison de chauffe :

2,6 [W/m²K] x 1 [m²] x (15 [°C] – 6 [°C]) x 5 800 [h/an] / 0,7 = 193,8 [kWh/an]

où :

2,6 [W/m²K] = le coefficient de transmission thermique (U ou k) du mur de brique non isolé
15 [°C] = température moyenne intérieure durant la saison de chauffe
6 [°C] = température moyenne extérieure durant la saison de chauffe (région de Mons)
5 800 [h/an] = durée de la saison de chauffe (du 15 mai au 15 septembre)
0,7 = le rendement global de l’installation de chauffage existante

Avec la présence du radiateur, chaque m² d’allège au dos de celui-ci perdra le double d’énergie, soit :

387,6 [kWh/an] ou 39 [litres fuel ou m³ gaz / an]

Radiateur en alcôve.

Les pertes au dos des radiateurs sont renforcées si :

le radiateur est logé en alcôve et muni d’une grille de protection,
le radiateur est placé devant un vitrage (simple qui plus est).

Radiateur devant une allège vitrée.

Des études menées par le GREC (Groupe de recherche sur les émetteurs de Chaleur) en France ont montré que les pertes au dos des radiateurs placés sur une paroi extérieure varient en fonction du degré d’isolation de celle-ci, de 1,2 à 10 % de la chaleur émise.

Le même radiateur devant une allège en bois, après remplacement des châssis.

Pour un convecteur

Dans le cas d’un convecteur, les pertes en allège sont généralement moindres, du fait de l’absence de rayonnement vers la paroi (l’émission de chaleur se fait à 92 .. 96 % par convection).

Le GREC site des pourcentages de perte allant de 1 à 3 % de la chaleur émise.

Pour un plancher chauffant

Un chauffage par le sol émet sa chaleur tant par sa surface supérieure que sa surface inférieure.

Cette dernière doit donc être la plus isolée possible pour limiter les pertes vers le sol, vers les vides ventilés ou les caves.

On peut estimer que la perte de chaleur vers une cave, d’un chauffage par le sol est de l’ordre de .. 15 % .. avec une épaisseur d’isolant de 5 cm, de .. 9 % .. avec une épaisseur d’isolant de 10 cm.

Calculs	Pour estimer la perte d’un chauffage par le sol situé au-dessus d’une cave, en fonction du degré d’isolation.
Améliorer	Isoler les allèges derrière les radiateurs.

Pertes par stratification

Lorsque tout ou une partie de la chaleur est transmise par convection, c’est-à-dire par de l’air chaud, apparaît une stratification des température source de pertes.

En effet, l’air chaud montant, il stagnera en partie haute du local et pour obtenir une température de confort voulue dans la zone d’occupation, la température moyenne de l’air de l’ensemble du local sera plus élevé

Exemple.

Les radiateurs émettent 70 % de leur chaleur par convection, les convecteurs, 92 .. 96 % et les planchers chauffants, 20 .. 30 %.

On observe un gradient vertical de :

pour les radiateurs : 0°C/m (bâtiments très bien isolés) à 0,8°C/m (bâtiments anciens),
pour les convecteurs : 0,5°C/m (bâtiments très bien isolés) à 1,2°C/m (bâtiments anciens),
pour les planchers chauffants : 0°C/m (pour tout type de bâtiment).

Ce gradient n’a guère d’influence sur la consommation des locaux de taille courante (hauteur sous plafond de 2,5 .. 3 m). Il n’en va pas de même pour les locaux de plus grande hauteur.

Exemple de stratification des températures avec un chauffage par radiateur et un chauffage par convecteur (source : « Les émetteurs de chaleur » du Groupe de Recherche sur les Émetteurs de Chaleur de l’ADEME).

Dans ce cas, la stratification augmente la température moyenne de la pièce pour un même confort au niveau des occupants et augmente fortement la température sous le plafond et donc les pertes si celui-ci est en contact avec l’extérieur.

Améliorer

Diminuer la température de l’eau.

Pertes par augmentation de la température ambiante

Le confort thermique des occupants dépend non seulement de la température de l’air ambiant mais aussi de la température de surface des parois qui les entourent (le corps humain perd en partie sa chaleur par rayonnement vers les parois).

On peut estimer que la température réelle de confort est la moyenne entre la température des parois et la température de l’air.

Plus les parois ont une température de surface élevée, moins la température de l’air devra être élevée pour un même confort. Cela est favorable à la diminution des consommations.

En ce sens, les radiateurs et surtout les planchers chauffants sont énergétiquement avantageux, car présentant des surfaces chaudes importantes, ils permettent une température de consigne intérieure moindre, surtout dans des bâtiments mal isolés.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Régulateurs climatiques et réglage des courbes de chauffe

Beaucoup d’installations de chauffage sont régulées en fonction d’une ou de plusieurs sondes extérieures. Ce type de régulation établit une correspondance entre la température de l’eau de l’installation et la température extérieure. Cette correspondance est appelée courbe de chauffe.

Par exemple, quand la température extérieure est de 3°C, la température de l’eau de chauffage est réglée à 70°C.

Une courbe de chauffe, dépend du type de bâtiment, de l’installation et du confort recherché.

Théoriquement, elle ne doit varier que si un de ces 3 paramètres est modifié. Par exemple, si une isolation complémentaire est apportée au bâtiment. Peu de gestionnaires savent comment on effectue le réglage de la courbe de chauffe. Voici donc comment optimaliser le réglage en fonction des différentes situations que l’on peut rencontrer : nouvelle installation, rénovation des bâtiments, plaintes des occupants, …

Elle doit ainsi permettre de tirer un profit maximum de la régulation que ce soit du point de vue de la consommation d’énergie ou du point de vue du confort.

Pourquoi une courbe de chauffe ?

Des installations de chauffage surpuissantes

Dans la pratique, toutes les installations de chauffage sont, durant la majeure partie de la saison de chauffe, surpuissantes par rapport aux besoins réels.

Exemple.

La puissance des installations de chauffage est proportionnelle à la différence de température maximale entre l’intérieur et extérieur. Pour la région de Namur, la puissance calculée est proportionnelle à 20° – (- 9°) = 29°.

Or la température extérieure moyenne durant la saison de chauffe est de 5°C.

Donc, en moyenne, la puissance nécessaire est proportionnelle à 20° – 5° = 15°. Il en résulte un facteur moyen de surdimensionnement de 29° / 15° = 2

Et c’est sans compter sur les majorations pour sécurité et imprécisions de calcul.

Comment adapter la puissance des corps de chauffe aux besoins réels ?

La puissance calorifique émise par un corps de chauffe donné dépend de la température de l’eau l’alimentant, de son débit d’irrigation et de la température ambiante.

Adapter le débit en fonction des besoins : une solution limitée !

La première adaptation que l’on pourrait imaginer est la réduction du débit d’eau en fonction des besoins. C’est le rôle qui est généralement dévolu aux vannes thermostatiques. Cette solution est rarement satisfaisante.

En effet, la puissance d’un radiateur varie peu en fonction de son débit.

Puissance émise par un radiateur en fonction de son débit d’eau. Par exemple si on veut diminuer de 50 % la puissance (T. ext = + 5°C au lieu de – 10°C), le débit dans le radiateur doit être abaissé à ± 20 % de son débit nominal.

La course utile des vannes thermostatiques étant extrêmement petite (environ 0,5 mm), exiger d’importantes réductions de débit (plus de 80 %) les oblige à fonctionner dans des conditions extrêmes (moins de 0,1 mm d’ouverture). Cela leur est impossible.

Par ailleurs, on remarque que pour les faibles débits, une petite variation de position de la vanne provoque une importante variation de puissance du radiateur. La température ambiante fluctuera en conséquence. Dans ces conditions, la vanne thermostatique s’ouvrira et se fermera perpétuellement, essayant de corriger ses erreurs. Jamais elle ne trouvera son point d’équilibre.

Les vannes thermostatiques ne peuvent donc être utilisées que comme organe de réglage final et non comme réglage principal.

La solution : régler la température de l’eau

Dans nos régions, la puissance des corps de chauffe est généralement dimensionnée pour un régime d’eau de 90/70, c’est-à-dire une température d’entrée de l’eau dans les radiateurs de 90° et une température de sortie de 70°.

Puissance émise par un radiateur en fonction de son débit et de la température de l’eau.

On remarque que la puissance peut être réduite de moitié si on abaisse la température de l’eau à 60°C (on a alors Teau – Tamb = 40°C), tout en maintenant le débit nominal (100 %).

La courbe de chauffe : besoins variables, température variable

La courbe de chauffe, via un régulateur dit « climatique », établit une correspondance entre les besoins en chaleur du bâtiment et la température de l’eau qui alimente les corps de chauffe.

Le plus souvent, la grandeur qui sera prise comme représentative des besoins sera la température extérieure, éventuellement compensée en fonction de l’ensoleillement et/ou de la vitesse du vent si l’orientation du bâtiment l’exige.

Lorsque la température extérieure est de 5°, la température de l’eau alimentant les radiateurs est de 50°C si ceux-ci ont été sélectionnés pour 80°C par – 10°C de température extérieure de base.

Représentation de la courbe de chauffe sur les régulateurs

La plupart des régulateurs définissent la courbe de chauffe grâce à trois grandeurs dont deux sont réglables :

la pente,
le point pivot de base,
le déplacement parallèle.

Les paramètres d’une courbe de chauffe.

La pente

La pente de la courbe est représentée sur la plupart des régulateurs, par un nombre décimal (souvent de 0 à 4,5).

Exemple.

Une pente = 2,3 signifie que pour une variation de 1°C de la température extérieure, la température de l’eau varie de 1°C x 2,3 = 2,3°C.

Certains régulateurs multiplient la valeur de la pente par 10 (réglage de 0 à 45).

Dans la pratique, le mode de réglage varie suivant le type de régulateur.

On peut rencontrer :

une visualisation immédiate de la courbe de chauffe,
un potentiomètre,
un boîtier de dialogue.

Régulateur analogique avec visualisation directe de la courbe de chauffe.

Potentiomètre de réglage de la pente.

Boîtier de dialogue pour régler la courbe de chauffe sur un régulateur électronique.

Le point pivot de base

Le point pivot est le point fixe autour duquel tourne la courbe de chauffe lorsque l’on fait varier la pente. Un point pivot de base est généralement prédéfini sur les régulateurs ((20°, 20°), (35°, 15°),…). La valeur de celui-ci est reprise dans la notice technique de l’appareil.

Le déplacement parallèle

Le point pivot prédéfini dans le régulateur ne correspond pas forcément aux besoins réels du bâtiment.

Il est possible de choisir un nouveau point pivot grâce à une translation verticale par rapport au point pivot de base. Celle-ci induira un déplacement parallèle de la courbe de chauffe par rapport à la courbe de base.

Dans la pratique, le déplacement parallèle de la courbe de chauffe peut s’effectuer grâce à :

un potentiomètre gradué en température d’eau. Chaque graduation correspond à un certain nombre de degrés de déplacement parallèle en plus ou en moins,

Potentiomètre gradué en température d’eau.

un potentiomètre gradué de 0 à 10. Dans ce cas, la documentation technique de l’appareil donne la correspondance entre les graduations et l’amplitude de déplacement,

Exemple.

1 graduation = 5°C de déplacement (ou 5°C de température d’eau en plus ou en moins).

une visualisation de la courbe de chauffe cela permet un choix immédiat,
un boîtier de dialogue.

Calculs

Tracer la courbe de chauffe programmée sur le régulateur.

Fonctions complémentaires des régulateurs climatiques

Le ralenti nocturne

Lorsque le bâtiment est occupé de façon intermittente, un ralenti nocturne des installations de chauffage s’impose. Dans une régulation à température d’eau variable, cela se traduit souvent par un changement de courbe de chauffe programmé pour les périodes d’inoccupation, bien que cela ne soit pas la manière la plus performante de pratiquer l’intermittence.

Les régulateurs proposent généralement un déplacement parallèle de la courbe de chauffe pour la nuit via :

un potentiomètre gradué en température d’eau,
un potentiomètre gradué en température ambiante,
un potentiomètre gradué de 0 à 10,
un boîtier de dialogue.

Potentiomètres gradués en température ambiante ou en température d’eau.

Pour des corps de chauffe dimensionnés en 90/70, on considère généralement qu’une variation de 4 – 5°C de température d’eau entraîne une variation de température ambiante de 1°C.

En fonction du type de régulateur, le déplacement parallèle de nuit proposé correspond :

soit à une translation par rapport à la courbe réelle de jour que l’on a 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 température de l’eau par rapport à la courbe de base ou par rapport à la courbe réelle de jour.

Il est donc important de vérifier dans la documentation de l’appareil de régulation le mode de ralenti que celui-ci applique.

Limites de température basse et haute

Certains régulateurs proposent une limite basse et une limite haute de température de l’eau.

La limite basse permet par exemple de :

limiter les retours à trop basse température vers la chaudière si celle-ci ne les supporte pas,
garantir une température de fonctionnement suffisamment élevée pour les convecteurs (voisine de 50°C).

La limite haute de température est notamment utile lors de l’utilisation de planchers chauffants.

Courbe de chauffe avec limite basse de température à 50°C.

La compensation

Sur beaucoup de régulateurs, le réglage de la température de l’eau en fonction de la température extérieure peut être corrigé de façon automatique par exemple, en fonction d’une mesure de température intérieure, en fonction d’une sonde d’ensoleillement, …

La solution la plus courante est le placement d’un thermostat d’ambiance dans un local témoin. En fonction de l’écart entre la température réelle la consigne, le régulateur va corriger le réglage de sa courbe de chauffe.

Cette possibilité ne signifie cependant nullement que la courbe de chauffe ne doit pas être réglée au préalable. En effet, l’ampleur de la correction possible est limitée pour éviter l’influence du comportement des occupants du local témoin sur la courbe de chauffe (ouverture des fenêtres, « occultation » de la sonde, …).

Le réglage de la courbe de chauffe dans la pratique

Quatre situations peuvent se présenter à l’utilisateur :

Premier réglage de la courbe de chauffe (par exemple à l’installation).
Ajustement de la courbe de chauffe en mi-saison.
Ajustement de la courbe de chauffe en plein hiver.
Ajustement de la courbe suite à l’amélioration de l’enveloppe du bâtiment.

Dans chacun des cas, il s’agira de définir la pente de la courbe et le déplacement parallèle de celle-ci pour satisfaire aux besoins.

Notons ici, que beaucoup de régulateurs peuvent être « compensés » par une mesure de température ambiante. Dans ce cas, la température d’eau établie par la courbe de chauffe est affinée en fonction d’un thermostat d’ambiance situé dans un local témoin.

Cela ne dispense cependant pas de choisir une courbe de chauffe relativement correcte au départ, car l’ampleur des ajustements reste réduite.

Précautions préalables

Pour apprécier le réel impact d’une modification des paramètres de la courbe de chauffe lorsque l’installation est équipée de vannes thermostatiques, il est important de maintenir celles-ci en position ouverte durant la durée du réglage.
Toute modification des paramètres de la régulation doit être consignée par écrit :

réglages existants,
date de la modification,
nouveaux réglages,
réactions des occupants.

Définitions

Température extérieure de base

La température extérieure de base est la température extérieure minimum qui est prise en considération pour le dimensionnement des installations de chauffage. Celle-ci est définie dans la norme NBN B62-003.

Température maximale de l’eau

En théorie la température maximale de l’eau est la température de l’eau pour laquelle on a dimensionné toute l’installation de chauffage et qui doit garantir le confort en plein hiver. Souvent on dimensionne l’installation pour un régime d’eau 90/70. La température maximale de l’eau est alors de 90°C.

Cependant, dans la pratique, les corps de chauffe sont presque toujours surdimensionnés. Si les radiateurs ne sont pas équipés de vannes thermostatiques, une température d’eau de 90° conduit alors inévitablement à des surchauffes, même en plein hiver.

Suite aux plaintes des occupants, le responsable des installations aura sûrement déjà diminué la température de l’eau au niveau de la chaudière. En premier réglage, on choisira donc comme température maximum de l’eau la température à laquelle le responsable règle par expérience la température des chaudières lors des moments les plus froids de l’hiver, pour éviter les plaintes.

Température extérieure de non-chauffage

La température extérieure de non-chauffage est la température extérieure au-delà de laquelle il n’est plus nécessaire de chauffer.

Intuitivement, on pourrait imaginer que cette température est de 20°C. En fait, l’arrêt des installations de chauffage intervient pour des températures extérieures inférieures à 20°C. Dans nos régions, on considérera souvent une température moyenne extérieure de 15°C comme une température raisonnable de non-chauffage. Le complément de chaleur alors nécessaire au confort est fourni par les apports internes (occupants, éclairage, …) et les apports externes (soleil).

Température minimale de l’eau

Lorsque la température extérieure a atteint la limite définissant l’arrêt des installations, la température de l’eau aura atteint un minimum. Ici aussi, on pourrait imaginer que ce point correspond pour une température intérieure de consigne de 20°C à une température extérieure de 20°C (besoins nuls) et à une température d’eau d’entrée et de sortie des corps de chauffe de 20°C (émission calorifique nulle).

Dans la pratique, la température de l’eau de chauffage ne peut descendre jusqu’à 20°C. Il est généralement convenu qu’une température minimum de 35°C est nécessaire pour compenser la sensation de fraîcheur due à l’important taux d’humidité ambiante régnant dans nos régions en mi-saison.

35°C de température d’eau pour 15°C de température extérieure est donc souvent recommandé comme point de non-chauffage.

Situation 1 – Premier réglage

La méthode décrite ci-après, s’applique au réglage de la courbe de chauffe à l’installation des appareils ou encore lorsque l’on veut supprimer complètement les anciens réglages qui paraissent erronés et repartir à zéro.

Premier réglage.

1. Définir les besoins

En hiver :

T° extérieure de base = ……… (a)
T° maximale de l’eau = ……… (b)

En saison chaude :

T° extérieure de non-chauffage = ……… (c)
T° minimale de l’eau = ……… (d)

Remarquons que certains régulateurs permettent un réglage immédiat de la courbe par définition des températures de plein hiver et de non-chauffage (visualisation directe de la courbe de chauffe, boîtier de dialogue).

2. Calcul de la pente

Pente = [(b) – (d)] / [(c) – (a)] = ……… (e)

3. Connaître le point pivot de base du régulateur (défini dans la notice technique)

T° extérieure de non-chauffage = ……… (f)
T° minimum de l’eau = ……… (g)

4. Calculer le déplacement parallèle

Température de l’eau pour une pente égale à (e), le point pivot de base du régulateur [(f), (g)] et une température de non-chauffage égale à (c) = (g) + [(f) – (c)] x (e) = ……… (h)

Déplacement parallèle = (d) – (h) = ……… (i)

Calculs	Exemple de premier réglage.
Calculs	Déterminer votre propre réglage.

Situation 2 – Ajustement en mi-saison

Lorsqu’un inconfort se fait ressentir (trop chaud ou trop froid) en mi-saison, il y a lieu de corriger le déplacement parallèle.

De même, si on veut optimaliser le rendement énergétique de l’installation de chauffage, on abaissera progressivement la courbe de chauffe jusqu’à ce que les premières plaintes des occupants apparaissent.

Dans cette situation, une correction de la pente s’impose pour ne pas perturber le fonctionnement d’hiver.

Les ajustements se feront pas par pas (une graduation à la fois), un jour ou deux devant s’écouler entre deux modifications successives pour donner au bâtiment le temps de s’adapter à la modification.

Ajustement en mi-saison.

1. Connaître les réglages actuels

Pente = ……… (a)
Déplacement parallèle (en degrés) = ……… (b)

2. Définir le nouveau déplacement parallèle

Le nouveau déplacement parallèle = l’ancien +/- une graduation (c)

3. Connaître le point pivot de base du régulateur (défini dans la notice technique)

T° extérieure de non-chauffage = ……… (d)
T° minimale de l’eau = ……… (e)

4. Connaître la température extérieure de base

T° extérieure de base = ……… (f)

5. Calculer la nouvelle pente

Pente = [(b) – (c)] / [(d) – (f)] + (a) = ……… (g)

Calculs	Exemple de réglage en mi-saison.
Calculs	Déterminer votre propre réglage.

Situation 3 – Ajustement en hiver

Lorsqu’un inconfort (trop chaud ou trop froid) se fait ressentir durant l’hiver, il y a lieu de corriger la pente de la courbe.

Ici aussi, par souci d’optimalisation du fonctionnement des installations, la courbe de chauffe sera abaissée jusqu’au minimum n’engendrant pas de plainte.

Les corrections doivent s’effectuer pas par pas (une graduation à la fois). Un jour ou deux doivent s’écouler entre deux actions successives.

Dans le cas d’une modification de la pente, deux méthodes peuvent être appliquées :

Si la modification de pente est légère (0,1 .. 0,6), les conditions de mi-saison ne seront que peu modifiées. On n’envisagera donc pas de changement de déplacement parallèle.
Par contre, si la modification de pente devient importante (plus de 0,6), un changement de déplacement parallèle s’impose pour ne pas engendrer un inconfort en mi-saison.

Démarche 1 (faible modification)

Nouvelle pente = ancienne pente +/- une graduation.

Démarche 2 (importante modification)

Ajustement en hiver.

Nouvelle pente = ancienne pente +/- une graduation.
La mi-saison venue, si des plaintes apparaissent, on appliquera la méthode de la 2ème situation.

Calculs	Exemple de réglage en hiver.
Calculs	Déterminer votre propre réglage.

Situation 4 – Isolation de l’enveloppe

Lorsqu’une rénovation énergétique du bâtiment a été réalisée (placement de double vitrage, isolation des combles, …) la puissance calorifique nécessaire au confort diminue. Il convient donc d’ajuster la courbe de chauffe.

Mise en garde : lorsque la rénovation ne touche pas l’ensemble des locaux alimentés par le circuit à réguler, une modification de la courbe de chauffe risque d’entraîner une insuffisance de chaleur dans les locaux non rénovés. Dans ce cas une des solutions serait de maintenir l’ancienne courbe de chauffe et d’équiper les locaux rénovés d’éléments de réglage locaux (vannes thermostatiques) ou lors d’une rénovation plus importante des installations de chauffage, de séparer hydrauliquement les locaux ayant des besoins différents et de munir chaque circuit d’une régulation propre.

Ajustement après modification de l’enveloppe.

1. Connaître les paramètres de l’actuelle courbe de chauffe

Pente actuelle = ……… (a)
Déplacement parallèle actuel = ……… (b)

2. Connaître le point pivot de base du régulateur (défini dans la notice technique)

T° extérieure de non-chauffage = ……… (c)
T° minimale de l’eau = ……… (d)

3. Déterminer la température moyenne de l’eau en plein hiver avant rénovation

T° extérieure de base = ……… (e)
T° de l’eau de départ en plein hiver = (b) + (d) + (a) x [(c) – (e)] = ……… (f)

Température moyenne de l’eau dans un corps de chauffe dimensionné en régime 90/70.

T° moyenne de l’eau = ……… (g)

4. Connaître le facteur d’émission des corps de chauffe

Définition :

Le facteur d’émission « f » compare l’émission réelle (E) d’un corps de chauffe à son émission normalisée. Celle-ci est calculée pour une différence entre la température moyenne de l’eau du corps de chauffe et la température intérieure de 60°C et est appelée émission normalisée (E60).

Ainsi f (= E / E60) vaut 1 lorsqu’en fonctionnement cette différence de température vaut 60°C

Exemple :

T° intérieure = 20°C
T° du corps de chauffe : T° aller = 90°C, T° retour = 70°C, T° moyenne = 80°C
Différence de T° = 80° – 20° = 60°, f = 1

T moy eau – T amb	0°C	1°C	2°C	3°C	4°C	5°C	6°C	7°C	8°C	9°C
20°C	0,24	0,26	0,27	0,28	0,30	0,32	0,34	0,35	0,37	0,39
30°C	0,41	0,42	0,44	0,46	0,48	0,50	0,51	0,53	0,55	0,57
40°C	0,59	0,61	0,63	0,65	,067	0,69	0,71	0,73	0,75	0,77
50°C	0,79	0,81	0,83	0,85	0,87	0,89	,91	0,94	0,96	0,98
60°C	1,00	1,02	1,04	1,07	1,09	1,11	1,13	1,15	1,18	1,20
70°C	1,22	1,24	1,27	1,29	1,31	1,34	1,36	1,38	1,41	1,43
80°C	1,45	1,48	1,50	1,52	1,55	1,57	1,60	1,62	1,65	1,67
90°C	1,69	1,72	1,74	1,77	1,79	1,82	1,84	1,87	1,89	1,92

Tableau 1 : Facteur d’émission des corps de chauffe courants en fonction de la différence (T° moyenne de l’eau – T° ambiante).

Exemple : si Tmoyenne = 73°C, Tambiante = 20°C, Tmoyenne – Tambiante = 53°C (= 50°C + 3°C), f = 0,85

Différence de température corps de chauffe – ambiance intérieure = (g) – 20° = ……… (h)
Facteur d’émission du corps de chauffe avant rénovation = ……… (i)

5. Déterminer le pourcentage de réduction des déperditions d’un local suite aux rénovations

Réduction des déperditions = ……… (j)

Exemple.

Bureau	Rénovation	Réduction des déperditions
classique	double vitrage	30 à 40 %
sous toiture	isolation	55 à 65 %
sous combles	isolation	30 à 40 %

Ces valeurs peuvent être déterminées plus exactement grâce à la norme NBN B 62-003 (calcul des déperditions). On peut également ajuster la courbe de chauffe par tâtonnements comme dans les situations 2 et 3.

6. Déterminer la température moyenne de l’eau dans le corps de chauffe

Nouveau facteur d’émission = (i) x [1 – (j)] = ……… (k)
Différence de température ambiance – corps de chauffe = ……… (l) (suivant le tableau 1, à partir du facteur d’émission)

7. Déterminer la température de départ de l’eau pour la température de base

T° moyenne de l’eau du corps de chauffe = (l) + 20° = ……… (m)
Température de départ de l’eau en plein hiver = ……… (n)

Température moyenne de l’eau dans un corps de chauffe dimensionné en régime 90/70.

8. Ajuster la courbe de chauffe

À partir de (n), on appliquera la démarche décrite dans la 1ère situation.

Calculs	Exemple de réglage après rénovation de l’enveloppe.
Calculs	Déterminer votre propre réglage.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Reconnaître un vitrage à vue d’œil

Avec des vitrages « récents » (après 2000)

Si le vitrage est récent, un nom commercial d’identification de vitrage, propre à chaque firme, se trouve gravé dans l’intercalaire du double vitrage et est lisible à l’œil nu même lorsque le vitrage est posé. Il reprend : les dimensions, l’agrément technique, le code commercial, le nom de l’usine, le chiffre de production, etc.

Cet indice permettra au fabricant de vous communiquer précisément les caractéristiques lumineuses et énergétiques du vitrage.

Avec des vitrages anciens

S’agit-il d’un double ou d’un simple vitrage ?

On place une allumette devant le vitrage, si la flamme est reflétée 4 fois, nous sommes en présence d’un double vitrage. Ou plus simplement, le double vitrage se reconnaît grâce à la présence de l’espaceur entre les 2 feuilles de verre.

Le vitrage est-il pourvu d’une couche « basse émissivité » ?

Si une des 4 flammes est bleue, le double vitrage est équipé d’une couche basse émissivité.

Le vitrage est-il pourvu d’un verre feuilleté ?

Si deux verres sont collés sans espace interstitiel, ce verre est feuilleté.

Si un des verres est réfléchissant ou/et absorbant, comment évaluer le facteur solaire et la transmission lumineuse ?

Il est difficile de quantifier précisément les performances d’un vitrage vis-à-vis du contrôle solaire. Les propriétés d’absorption et de réflexion sont présentes ensemble mais dans des proportions variant d’un vitrage à l’autre.
Un vitrage teinté et aux reflets mats accuse des propriétés absorbantes souvent importantes.
Les vitrages de couleur bleue claire ou verte, ont généralement un coefficient de transmission lumineuse plus élevé que les vitrages teintés traditionnels de couleur bronze ou grise mais un facteur solaire moins élevé que ces derniers.

Lorsque les fenêtres sont à ouvrant, on peut évaluer la transmission lumineuse d’un vitrage, en comparant les éclairements mesurés dans le local à l’aide d’un luxmètre lorsque la fenêtre est fermée et lorsqu’elle est ouverte.

On peut classer les vitrages selon leurs caractéristiques, par exemple leur facteur solaire (FS) et leur transmission lumineuse (TL).

Quelle est l’épaisseur des verres et de l’intercalaire ?

Certaines firmes distribuent des lecteurs d’épaisseur de vitrages permettant d’évaluer rapidement l’épaisseur d’un vitrage et de l’espace intercalaire.

En appuyant le lecteur contre le vitrage selon une inclinaison précise, des cercles correspondant aux différentes épaisseurs de vitrages possibles dessinés sur la surface du lecteur sont reflétés deux fois sur le vitrage. Le cercle dont les 2 reflets sont tangents est celui dont l’épaisseur correspond à l’épaisseur du vitrage.

Restera indécelable à l’œil nu…

…le type de gaz présent dans l’espace entre les deux verres d’un double vitrage.

Caractéristiques des vitrages

Connaissant le nombre de verres, leurs épaisseurs, la présence d’un film basse émissivité et les tendances à contrôler le rayonnement solaire, on peut évaluer grossièrement le type de vitrage, son coefficient de transmission thermique U, à l’aide des valeurs de référence des différents types de vitrages présents sur le marché.

Techniques

Pour connaître les caractéristiques thermiques et lumineuses des vitrages courants.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un ballon de stockage

Critères de choix communs

Épaisseur d’isolation des parois

Les constructeurs proposent généralement des épaisseurs de 5, 8 ou 10 cm. Lors de l’acquisition d’un nouveau ballon, nous recommandons sans hésiter une isolation de 10 cm.

Passer de 5 à 10 cm est amorti généralement en 3 ans. L’investisseur est donc récompensé dès la 4ème année. Pouquoi s’en priver : c’est un placement plus sûr qu’à la bourse de New York !

Si vous n’êtes pas convaincu, utilisez le petit programme ci-après et testez deux épaisseurs différentes : le gain financier apparaîtra sur les 30 ans de durée de vie du ballon.

Calculs

Pour évaluer la rentabilité de la pose d’un isolant, cliquez ici !

Cette très bonne rentabilité de l’isolant est liée au fait que l’eau chaude est maintenue en permanence à haute température par rapport à l’ambiance (Delta T° élevé).

Voici les recommandations du programme suisse « Ravel » pour les accumulateurs calorifugés sur place

Contenance en litres	Épaisseur minimale de laine minérale en cm
< 400	10
de 400 à 2 000	12
> 2 000	14

La lutte contre le développement de la légionelle ne fait que renforcer la nécessité d’une forte isolation puisque la température de maintien dans le ballon doit atteindre un minimum de 60°C.

Choix de l’isolant

On rencontre différentes techniques :

L’isolation en mousse de polyuréthane (PUR), aujourd’hui sans CFC.

Les matelas de laine minérale, ceinturés par une feuille d’aluminium et recouverts d’un manteau en aluman.

Les coquilles en polystyrène, recouvertes d’un manteau de tôle laquée, amovible (mais parfois limité à certaines températures).

La résine de mélamine, nouveau matériau très résistant à la haute température et facilement dissociable du manteau extérieur.

Parmi ceux-ci, surtout si le montage a lieu sur chantier, on sera attentif à deux critères :

L’isolation ne peut générer de pertes par convection (circulation d’air entre la cuve et le manteau isolant). Lors de certains audits, il a déjà été constaté des « effets de cheminée » très importants à ce niveau !

L’élimination ultérieure des déchets doit être simple (il n’est pas impossible que ceci soit taxé un jour…), ce qui privilégie le choix de matériaux dissociables de la cuve et si possible recyclables.

Encombrement

C’est le défaut des accumulateurs : ils prennent beaucoup de place.

Accumulateurs d’eau chaude en milieu hospitalier.

Si nécessaire, il est possible de limiter le volume de stockage en augmentant la consigne de stockage au delà de 60°C. Mais il est alors nécessaire de placer un mitigeur thermostatique pour diminuer la température de distribution.
En voici le schéma pour une installation électrique :

Mesure anti-légionelle

Pour éviter le développement de la légionelle, il faut éliminer les zones tièdes dans les ballons de stockage. On sera donc attentif à la conception du ballon et à une éventuelle poche d’eau tiède qui se formerait en dessous de l’élément chauffant (la face inférieure du ballon est-elle isolée ?). L’existence d’un robinet de purge en partie inférieure est également un facteur favorable pour la maintenance.

Il faut savoir que les installations d’eau chaude sanitaire sont tapissées d’un dépôt visqueux (le biofilm) composé de micro-organismes, dont des amibes… Or les légioelles créent des colonies dans les amibes. Et une fois logées dans celles-ci, elles peuvent exceptionnellement résister jusqu’à 80°C car les amibes sont plus résistantes à la chaleur !

« Les installations doivent être entretenues régulièrement; à cet effet, les appareils de production d’eau chaude seront dotés des ouvertures nécessaires » (source CSTC).

Stratification des températures

Si un ballon de 1 000 litres à 50°C est vidé pour moitié, il faut y trouver 500 litres d’eau à 50°C (encore exploitables) et 500 litres à 10°C. Et non 1 000 litres à 30°C, inutilisables…

La stratification des températures, assure la valorisation du volume utile et donc supprime tout besoin de surdimensionnement du stockage, générateur de pertes par l’enveloppe.

Pour réaliser cette stratification correcte, on adoptera :

un casse-vitesse sur l’arrivée de l’eau froide au bas du ballon,

une isolation renforcée pour limiter la circulation interne,

une isolation de la boucle de distribution pour éviter le retour d’eau trop froide qui « tombe » dans le réservoir et crée des turbulences,

une isolation soignée de la tubulure de sortie de l’accumulateur,

un retour vers le ballon de la tuyauterie de circulation le plus haut possible,

le choix de la position verticale (il faut absolument éviter de coucher les accumulateurs qui perdent ainsi une bonne partie de leur volume utile),

le raccordement des ballons multiples en série plutôt qu’en parallèle.

Exemple d’isolation de la tuyauterie de départ.

Pour limiter la consommation d’énergie, il est souvent judicieux d’arrêter la boucle de circulation durant la nuit. Mais cette mesure entraîne une perturbation de la stratification lors du réenclenchement de la circulation. Il est alors utile de programmer cet enclenchement à la fin de la période de chauffage de nuit, pour bénéficier encore du tarif avantageux.

Dans les calculs de dimensionnement, pour tenir compte du degré de stratification des ballons, on considérera une température minimum possible du stock de 10° et on y associera un coefficient d’efficacité ‘a’. Dans la plupart des cas courants, celui-ci prendra une valeur de 0,8 à 0,95 (bonne stratification), ce qui signifie que 80 à 95 % du volume réel du ballon est utilisable pour la température voulue. Si on se trouve dans le cas d’un ballon avec mélange important, ‘a’ peut descendre jusqu’à 0.45.

Dimensionnement

Combien de ballons ne sont-ils pas surdimensionnés !!!
Ils génèrent des pertes de chaleur permanentes par leurs parois…

Calculs

Pour calculer le volume de stockage nécessaire, cliquez ici !

Protection contre la corrosion

parmi les différentes matières de cuve, pour lutter contre la corrosion de l’eau, on prévoit (source RAVEL-Suisse, que nous n’avons pas vérifiée) :

L’abandon de la technique de l’acier St 37 galvanisé au bain.

Le recours éventuel au cuivre et aux alliages de cuivre, pour lequel nous manquons d’expérience mais qui est couramment utilisé dans les pays scandinaves et en Angleterre. Cette solution est nettement plus coûteuse.

L’acier inoxydable (acier CrNiMo), qui doit être suffisamment allié. On utilise généralement les nuances DIN 1.4435 ou 1.4571, soit des aciers à faible taux de carbone avec adjonction de molybdène. Pour les gaines de corps de chauffe (résistances électriques), plus fortement sollicitées, on adoptera des alliages plus performants à teneur élevée de nickel, tels que le IN 1.4539, l’Inconel, etc… La qualité de l’équipement est souvent liée à la réalisation des soudures et au décapage intérieur des cuves.

L’acier St 37 avec revêtement organique ou synthétique, mais d’usage limité puisqu’il requiert de ne pas dépasser la température prescrite par le fournisseur (généralement 60°C), ce qui n’est plus compatible avec les critères de gestion anti-légionnelle.

Enfin l’acier St 37 émaillé, émaillage réalisé généralement par deux couches successives cuites au four à 890°C.

Les cuves émaillées seront en plus munies d’une protection cathodique : le principe est de protéger l’acier par un métal moins noble que lui. Aussi, les constructeurs incorporent généralement une anode sacrificielle (une barre de magnésium) qui, sacrifiée, se dissout… laissant l’acier intact.

Régulation de température par mitigeage

Une régulation de température par mélange avec l’eau froide de distribution procure divers avantages :

Meilleure stabilité de température de l’eau distribuée.

Élévation possible de la température du ballon (donc augmentation de la capacité de stockage de nuit… au détriment de l’augmentation des pertes par les parois).

Possibilité de sélectionner un différentiel plus élevé (par exemple 10 K). Ceci réduit le nombre des appels de chaleur de la chaudière et les pertes occasionnées par les cycles de marche-arrêt.

Possibilité de créer une pointe de température périodique à plus de 70°C pour lutter contre la légionellose.

Mieux : il est judicieux de placer des mitigeurs thermostatiques séparés pour les différents usages de l’ECS dans un bâtiment. La température de l’eau sera adaptée aux différents usages (cuisine et buanderie, chambres, …).

Le risque de brûlure est limité et les pertes des conduites sont diminuées. Les vannes trois vannes seront équipées d’un moteur rapide. La sonde de température aura une très faible constante de temps et sera placée à moins de 50 cm après le mélange.

Dans le cas où les douches n’ont pas leur propre régulateur thermostatique, la régulation de la température de départ peut être améliorée en plaçant un petit ballon entre la vanne et la sonde de température (source : Costic). Un dispositif de sécurité anti-brûlure fermera la vanne en cas de dépassement de la température maximale.

S’il existe une boucle de distribution, le retour de boucle doit être repiqué sur l’entrée « Eau Froide » de la vanne mélangeuse (voir schéma similaire pour la préparation instantanée gaz).

Mais question ?

Peut-on conserver une boucle à température mitigée… sans risque de développement de la légionelle ?
Deux réponses semblent possibles :

Soit l’usage de chaque branche de l’installation est permanent, le réseau est constamment renouvelé : le risque est pratiquement nul (on suppose que toutes les bactéries ont été tuées lors de la phase de production de l’eau chaude à haute température et qu’elles ne peuvent pas se développer si vite dans le réseau).

Soit certaines branches restent inopérantes plusieurs semaines et le réseau lui-même est peu renouvelé : on pourra craindre un développement de la bactérie. Dans ce cas, le mitigeage doit être assuré au puisage de l’eau.

Il semble que la réponse actuelle soit de placer toute dérivation de plus de 5 m ou de plus de 3 litres sur une boucle (maintenue à un départ de 60 et un retour de 55°C min.), ou d’y organiser un rinçage automatique par semaine.

Études de cas

Comparaison de différents systèmes de production avec accumulateur.

Choix d’un ballon de stockage sans production de chaleur interne

Le ballon de stockage est chauffé par un serpentin d’eau chaude. Le chauffage de l’eau du serpentin est réalisé grâce à une chaudière (gaz, fuel, …) qui assure également le chauffage du bâtiment.

Pour les petites puissances, il est possible que le ballon soit intégré dans la même jaquette que la chaudière. Cette solution a l’avantage de présenter moins de pertes vers l’ambiance, en raison

de l’absence de tuyauterie externe entre le ballon et la chaudière,
d’une surface déperditive totale moindre.

On peut parler ici de semi-accumulation puisque le stockage permet de subvenir aux besoins de pointe et la chaudière reconstitue ensuite rapidement le stock d’eau chaude.

L’avantage de ce système est de permettre un approvisionnement important, sans risque de « pénurie » en fin de journée (contrairement au système à accumulation électrique), et avec un confort d’approvisionnement optimum (contrairement au système instantané gaz).

Un réseau hydraulique qui permet un fonctionnement « indépendant »

Pour limiter les pertes de distribution au niveau du collecteur primaire, il est conseillé de raccorder la production d’eau chaude directement sur la chaudière, ce qui permet de fonctionner en température glissante au niveau du collecteur primaire (diminution des pertes), tout en pratiquant une priorité sanitaire.

De même, en été, cela permet de ne pas maintenir en température tout un collecteur uniquement pour produire de l’eau chaude.

Lorsque l’installation de chauffage est composée de chaudières en cascade de puissances différentes, il est évident qu’en été, c’est la chaudière dont la puissance est la plus proche des besoins de la production d’ECS qui doit être utilisée, de manière à limiter les pertes à l’arrêt de la chaudière et à optimaliser les temps de fonctionnement du brûleur.

Choix d’une chaudière « basse température »

Autrefois le risque de corrosion (lié à la condensation de la vapeur d’eau des fumées) entraînait le maintien en température de la chaudière fuel toute l’année, y compris l’été. On parlait d’un maintien « sur aquastat » à 65°C, par exemple.

Mais aujourd’hui, il est possible de sélectionner une chaudière régulée à température glissante, c’est à dire dont l’aquastat descend lorsque la température extérieure remonte. Le rendement de combustion en est amélioré.

La présence d’un ballon d’eau chaude perturbe cette volonté de travail à basse température. Pour réchauffer l’eau chaude sanitaire, une température minimale de 70°C environ est en effet nécessaire. Temporairement, par mesure de précaution anti-légionelle, une montée de l’eau de stockage à 70°C est même parfois organisée.

Pour résoudre ce problème, il est possible de mettre en place une régulation avec telle que la chaudière ne monte en température qu’au moment du réchauffage du ballon. Le ou les vannes mélangeuses des circuits de chauffage se ferment alors légèrement.

Pour plus d’infos sur la régulation en présence d’une production combinée, cliquez ici !

Des relances intempestives du chauffage de l’eau sanitaire limitées par une horloge

Si l’on prévoit que la demande peut être couverte facilement par une ou deux relances de la chaudière sur la journée, il sera utile de greffer une horloge sur la régulation pour imposer les plages horaires durant lesquelles le réchauffage du ballon est autorisé. Par exemple : de 5 à 7 heures du matin (juste avant la relance, ainsi on peut profiter de la haute température de l’eau) et de 16 à 18 heures en fin de journée. On évitera dès lors de remettre la chaudière en route pour un puisage d’un seau d’eau ! c’est surtout avantageux en été, bien sûr, mais ce l’est également en hiver puisque la température moyenne saisonnière de l’eau d’une chaudière régulée en fonction de la température extérieure est de 43°C.

Cette technique a fait l’objet d’une simulation sur une installation ECS domestique (consommation de 45 m³ à 55°C). Voici les rendements obtenus (source « Chauffage et production d’ECS » – M. Rizzo – Éditions Parisiennes) :

	Chauffage de l’ECS constant	Chauffage de l’ECS programmé
Été	44 %	66 %
Hiver	69 %	80 %
Année	59 %	75 %

Soit un gain moyen annuel de 16 % sur la production d’eau chaude.

Alternative : s’il est difficile de planifier les périodes de chauffage de l’eau chaude, il est possible d’obtenir un effet similaire en régulant le ballon au moyen d’un thermostat à fort différentiel situé en partie haute (au moins au 2/3 de la hauteur). Ce thermostat arrête la pompe de circulation du réchauffeur quand on atteint la température de ballon désirée, généralement 60 à 65°C, et remet le chauffage en service quand la température d’eau tombe à 40/45°C.

Un réseau hydraulique qui valorise le choix d’une chaudière à condensation

Nous sommes en présence d’un paradoxe :

L’eau sanitaire est très froide (10°C) à son arrivée. Elle devrait dès lors permettre de valoriser l’efficacité énergétique d’une chaudière à condensation.

L’eau chaude sanitaire doit être portée à haute température (généralement 60°C, voire plus pour gérer le problème de la légionellose). Le circuit de chauffage monte donc à 75°C, et génère des retours à 65°C en fin de période de chauffage du ballon ! Par rapport aux circuits « basse température » dont nous sommes aujourd’hui coutumiers en chauffage, c’est donc un régime « haute température »… et cela supprime toute possibilité de condensation.

Deux solutions apparaissent :
> 1° Il existe deux raccordements de retour à la chaudière à condensation. Le retour de l’eau chaude sanitaire est raccordé à l’entrée « haute température ». On a abandonné tout espoir de condenser avec le réseau d’eau chaude sanitaire.

> 2° On décide au contraire de valoriser au maximum la condensation. Sachant que la température de retour doit être inférieure à 53°C, on décide de travailler avec un circuit d’eau de chauffage du ballon à la plus basse température de retour possible. Lors du dimensionnement de la puissance de l’échangeur de production d’eau chaude, un retour à 40 .. 45°C est choisi, par exemple via un régime 70° – 40° ou 90° – 45° au lieu d’un traditionnel régime 90° – 60°.

Techniques

Pour plus d’informations sur les circuits hydrauliques favorables à la condensation, cliquez ici !

Choix d’une résistance complémentaire d’appoint

Le placement d’une résistance électrique complémentaire permet de désolidariser la production de chaleur en été et d’arrêter la chaudière. On parle d’un accumulateur mixte.

Thermomètre.
Tube plongeur pour sonde de thermostat.
Anode en magnésium.
Tube de retour de circulation.
Cuve (acier galvanisé, cuivre ou acier).
Thermovitrification / émail / plastique.
Capot de recouvrement.
Thermostat de réglage et de sécurité.
Corps de chauffe.
Prise d’eau froide.
Brise-jet.
Tube plongeur pour sonde de thermostat.
Pieds réglables.
Calorifuge (laine minérale, polyuréthane sans CFC).
Retour chauffage.
Serpentin.
Aller chauffage.
Prise d’eau chaude.

Un tel équipement est également perçu comme un moyen d’assurer un complément de chaleur à un système de production de chaleur par énergie solaire ou par pompe à chaleur, par exemple. Mais la position de l’échangeur électrique est alors toute autre ! Il va se placer en position médiane, créant 2 ballons : un demi-ballon inférieur pour le préchauffage solaire et un demi-ballon supérieur pour l’appoint électrique.

Choix d’un préparateur électrique à accumulation

Carrosserie.
Calorifuge (laine minérale, polyuréthane sans CFC).
Cuve (acier galvanisé, cuivre ou acier).
Thermovitrification / émail / plastique.
Prise d’eau froide.
Brise-jet.
Fond.
Tube plongeur pour sonde de thermostat.
Corps de chauffe.
Pieds réglables.
Capot de recouvrement.
Raccordement électrique.
Thermostat de réglage et de sécurité.
Flasque.
Anode en magnésium.
Thermomètre.
Prise d’eau chaude.
Groupe de sécurité (là, il faut le deviner !).
Vidange à l’égout.

Choix de la résistance chauffante

Parmi les différentes techniques de chauffe, les résistances tubulaires blindées (thermoplongeurs) présentent de nombreux avantages sur leurs concurrents en céramique, dont notamment :

Moins de dépôt calcaire en raison des dilatations et retraits successifs de la barre.

Bonne capacité de flexion à froid leur permettant d’adapter leur forme à celle du fond du chauffe-eau pour réduire la zone d’eau froide (mesure anti-légionelle).

Le thermoplongeur est en contact direct avec l’eau du boiler et est donc susceptible de s’entartrer. Pour le remplacer, il faut vider complètement le réservoir. Ce n’est pas le cas pour les résistances logées dans un fourreau que l’on peut remplacer facilement.

Point de consigne

Les thermostats installés sur les chauffe-eau sont préréglés (60 à 65°C) mais il est important de choisir un appareil dont le point de consigne peut être modifié si nécessaire.

Groupe de sécurité

Pour permettre la dilatation de l’eau lors du chauffage, on trouvera en amont du chauffe-eau un groupe de sécurité (un par appareil), comportant un robinet d’arrêt, un clapet de retenue, une soupape de sûreté et un dispositif de vidange.

Il doit porter l’agréation ANS-NAV (reconnaissable aux initiales NA devant le numéro de référence).

Plusieurs appareils en série

Il est possible de greffer plusieurs accumulateurs électriques de forte capacité. Leur dimensionnement correct est très important puisque :

Ils doivent stocker la quantité d’eau chaude nécessaire à la totalité des besoins journaliers, afin de bénéficier des prix de nuit.

Ils ne doivent pas stocker plus que les besoins journaliers pour ne pas générer des pertes thermiques de stockage inutiles.

Si une relance est nécessaire en journée, une bonne gestion de cette relance doit être réalisée :

Seul le dernier ballon devra être réchauffé.

L’enclenchement sera asservi à un seuil de température.

Un délesteur pourra interrompre la charge durant les heures de pointe (limiter la pointe de puissance du bâtiment).

Hydrauliquement, ces appareils seront montés en série, avec un by-pass permettant d’isoler chaque ballon le cas échéant.

La distribution doit être indépendante du stockage. Il faut proscrire les montages « ballons en parallèle » et « bouclage par stock complet » qui amènent à des relances diurnes coûteuses puisque l’eau de recirculation détruit toute la stratification.

Un bouclage par le dernier ballon est à la limite possible si le volume du stock est approprié : 250 litres à 65°C sont nécessaires pour 100 mètres de tuyauterie de distribution à 50°C, bien isolée.

Pour limiter les pertes de stockage, préférer 2 ou 3 grands ballons plutôt que de nombreux petits ballons.

Stratification

La première mesure pour améliorer la stratification consiste à installer des ballons verticaux et bien calorifugés.

La qualité de la stratification des températures dans le ballon est d’autant plus cruciale que l’on souhaite valoriser l’énergie électrique de nuit. Pour gérer l’effet de déstratification lié au retour de l’eau « froide » de circulation, deux techniques sont possibles :

soit éviter la boucle de circulation en la remplaçant par un ruban chauffant électrique,

soit prévoir un réchauffage d’appoint de boucle, greffé sur le retour de circulation.

Mais il nous semble que dans les deux cas le bilan financier risque d’être lourd, puisque l’on réchauffe l’eau par de l’électricité de jour.

Les techniques de stratification exprimées ci-dessus seront préférées (et tout particulièrement l’isolation renforcée de la boucle de circulation), complétées par une légère augmentation de la température du ballon : en misant sur la faiblesse de la chute de température dans la boucle, on pourrait se passer de réchauffeur.

Si la boucle est fort longue, un réchauffeur semble inévitable. Rappelons qu’une tuyauterie bien isolée perd 7 W/m. Si le circuit totalise 150 m de longueur, c’est une puissance d’1 kW qui est émise. La chaleur perdue en 24 heures correspond au chauffage de 430 litres à 60°C… Et le coût en chauffage électrique avoisine les 750 € par an.

Autre solution : abaisser la consigne du réchauffeur de boucle afin de juste maintenir la température minimale souhaitée.

Dimensionnement

Un des désavantages de cette technique est le risque de tomber à court d’eau chaude en fin de journée, en cas de puisages très importants. Pour éviter cela, il faut :

Soit surdimensionner le ballon de stockage (ce qui implique des pertes permanentes supplémentaires).

Soit prévoir la possibilité de faire une relance durant la journée, mais au prix du courant de jour !

Dans ce dernier cas, on adoptera un appareil équipé de 2 résistances :
l’élément chauffant inférieur assure la charge nocturne à bas tarif, alors que l’élément chauffant supérieur couvre les demandes de pointe en eau chaude durant la journée, soit environ le 1/3 supérieur du ballon. L’enclenchement simultané des deux résistances n’est généralement pas autorisé en raison de la puissance cumulée.

La température de stockage est généralement comprise entre 50 et 60°C.

Si la longueur des circuits entre ballon et point de puisage dépasse 5 à 6 mètres, on n’hésitera pas à dédoubler le ballon électrique.

Régulation

Les thermostats des batteries électriques doivent être équipés d’une double sécurité contre la surchauffe, cette deuxième sécurité devant être active sur toutes les phases.

Étant donné le coût de l’électricité, une horloge ou une télécommande sur le réseau du distributeur commanderont la charge durant les heures creuses (la nuit ou le WE).

Choix d’un préparateur gaz à accumulation

Une très grande souplesse

L’avantage de ce type d’équipement (par rapport à la solution électrique), c’est que le fonctionnement n’est pas réservé à la nuit. À tout moment le stock d’eau chaude peut se reconstituer, ce qui permet de mieux gérer des puisages importants et exceptionnels. En fait, on peut parler ici de système semi-instantané ou semi-accumulation.

Attention aux brûleurs gaz atmosphériques

Mais malheureusement, ces accumulateurs gaz sont généralement équipés d’un brûleur atmosphérique restant ouvert en permanence vers la cheminée. De l’air à température ambiante entre dans l’appareil et sort par effet de cheminée, évacuant ainsi une part de la chaleur stockée…

Il en résulte des pertes à l’arrêt plus importantes que pour un ballon totalement fermé (ballon électrique ou ballon avec serpentin d’eau chaude) et le rendement saisonnier diminue.

Il sera donc très utile de demander au fournisseur la consommation de maintien annoncée (ou cachée…) de son appareil pendant 24 heures sans puisage (c.-à-d. la consommation pour simplement assurer le maintien de l’eau à 60°C durant 24 h).

Les appareils à ventouse sont probablement meilleurs à ce niveau (dépression moins forte de la cheminée). Idéalement, il faut choisir un appareil à air pulsé (ou aspiré) : lorsque la flamme s’arrête, la ventilation est stoppée elle aussi.

Accumulateur gaz à ventouse.

Sortie ventouse en façade.
Conduit de fumées.
Coupe-tirage.
Arrivée d’eau froide (tube plongeur).
Départ d’eau chaude.
Habillage à haute isolation.
Anode magnésium (protection corrosion).
Réservoir.
Corps de chauffe.
Mystère…
Foyer.
Socle thermo-isolant.
Brûleur atmosphérique à rampes inox et régulation pneumatique avec thermostat incorporé.

Privilégier les brûleurs à air pulsé

Cette fois, le foyer restera clos lors de l’arrêt du brûleur.

Cas particuliers : les accumulateurs gaz à chauffe rapide

Un compromis entre préparateur instantané gaz et accumulateur gaz peut être trouvé dans les appareils dits « accumulateur à gaz à chauffe rapide ».

Ils peuvent travailler en toute autonomie, ce qui permet de séparer les fonctions chauffage et production ECS.

Leur foyer est ouvert, donc de l’air ambiant, attiré par la dépression de la cheminée, va balayer l’appareil et refroidir l’eau stockée en permanence. La flamme s’allumera régulièrement,… rien que pour maintenir l’eau en température.

Exemple.

Voici la fiche catalogue de l’appareil ci-dessous :

Capacité : 185 l
Quantité d’eau disponible en 1 heure : 385 l avec Delta T° = 35 K

Puissance utile : 9,18 kW
Puissance enfournée : 10,2 kW

Consommation d’entretien : 5,04 kWh/24 h
Température des fumées : 171°C

Sur base des données catalogue, on obtient un assez bon rendement instantané de combustion :

9,18/10.2 = 90 %

Mais par contre on annonce une consommation d’entretien de 5,04 kWh/24 h.

Imaginons que seulement 150 litres d’eau à 45°C soient utilisés. Cela représente une énergie utile de :

0,150 m³ x 1,163 kWh/m³.K x (45 – 10) K = 6,1 kWh

Le rendement de stockage devient

6,1 / (6,1 + 5,04) = 55 %

Soit un rendement global de

55 % x 90 % = 49,5 % !!!

Bien sûr, on a utilisé l’appareil en mode accumulation pure… Si, par contre, on lui fait tirer 2 000 litres d’eau chaude sur la journée, le rendement se rapproche des 90 % annoncés.

Préférer les appareils à condensation

Condenser la vapeur contenue dans les fumées de l’appareil au gaz ? Bien sûr, puisque l’eau arrive à 10°C dans le bâtiment ! Du moins, à première vue car le ballon est globalement maintenu à une consigne de 60°C …

Les constructeurs ont donc logiquement utilisé la stratification régnant le réservoir : les fumées sont refroidies jusqu’à condenser dans un échangeur qui se termine dans la partie froide du ballon.

En soutirage continu, le fabricant annonce un rendement de combustion de 105 % sur PCI.

À noter que l’utilisation d’un ventilateur (obligatoire puisque les fumées froides ne montent plus toutes seules…) garantit de très faibles pertes par balayage à l’arrêt du brûleur.

Calorifuge soigné, rendement de combustion élevé, pertes à l’arrêt maîtrisée,… le parent pauvre de l’HVAC a enfin ses lettres de noblesse !

Choix d’un préparateur avec pompe à chaleur

Il existe différentes technologies de pompe à chaleur (PAC) pour la préparation de l’eau chaude sanitaire.

Emplacement de la prise de chaleur (= la « source froide »)

Il est important de placer l’évaporateur de la pompe à chaleur (PAC) dans un milieu chargé de chaleur « gratuite » ! Il n’y a pas de sens à le placer dans un local qui doit être chauffé…

Le placement dans une cave est toujours sujet à réflexions. Faut-il récupérer les pertes de l’installation de chauffage, pertes par des tuyauteries mal isolées par exemple ? La réponse nous semble non. Le refroidissement de la cave par la PAC ne ferait qu’augmenter les pertes du réseau… Si une PAC est placée dans une vieille chaufferie, et qu’une rénovation ultérieure supprime ces pertes, c’est l’investissement dans la pompe à chaleur qui s’en trouve pénalisé…

Le bon réflexe consiste d’abord à limiter les pertes. Et à chercher une véritable source de chaleur « gratuite »

l’air extrait du bâtiment,
l’eau du circuit des tours de refroidissement d’une installation de conditionnement d’air,
l’air rejeté par un process quelconque,
l’air humide d’une buanderie, d’une piscine,
l’air d’un local où rayonne un condenseur de machine frigorifique (ici aussi, c’est discutable puisque le condenseur devrait d’abord être déplacé, mais un manque de place ou une nuisance acoustique peuvent justifier ce choix).
…

On cite un volume de local de 25 m³ au minimum par kW de puissance compresseur installée, mais nous préférons analyser la puissance de la source de chaleur.

Cet emplacement doit être compatible avec le souhait de ne pas s’éloigner des points de soutirages d’eau chaude (cuisines, sanitaires, …). À défaut, il faudra soit utiliser un système « split », soit un appareil muni d’un raccord pour gaine de ventilation.

La réflexion doit inclure l’hiver et l’été, et donc éventuellement prévoir un orifice donnant sur l’extérieur pour la période estivale. Si l’appareil n’est pas en service pendant la période de chauffage, les critères ci-dessous doivent être adaptés.

On évitera les locaux :

D’entreposage de vivres : la température de surface de l’évaporateur se trouvant généralement au-dessous de la température de rosée de l’air ambiant, celui-ci sera déshumidifié, ce qui peut altérer la conservation des légumes, des fruits, et des bouchons des bouteilles de vin !

Très poussiéreux qui pourraient provoquer le colmatage rapide de l’évaporateur, par collage sur les lamelles humides.

D’entreposage des solvants, car le ventilateur peut les diffuser et accroître le risque d’explosion.

Exposés à un risque de gel, car les conduites pourraient geler en période d’arrêt (dans ce dernier cas, on privilégiera les PAC de type split, avec échangeur statique par exemple, où le transport de chaleur est assuré par le fluide frigorigène lui-même).

Emplacement du condenseur de la PAC

La chaleur de la PAC est fournie au condenseur de la machine. Pour les appareils avec intégration du condenseur dans le ballon d’eau chaude, les exigences suivantes sont requises :

Respect du choix du fluide frigorigène conformément aux législations en vigueur.

Aucune addition d’adjuvants quelconques au frigorigène.

Utilisation de lubrifiants ne présentant aucun danger pour le consommateur d’eau potable.

Aucun point ou joint soudés, assemblage vissé, … au niveau de l’échangeur entre le fluide frigorigène et l’eau potable.

Une sécurité élevée contre les dommages par la corrosion.

Un dispositif automatique de dégazage qui empêchera un dégagement de frigorigène sous forme gazeuse dans les locaux par la conduite d’eau potable.

Il nous semble que le système où le transfert de chaleur est réalisé par un condenseur extérieur disposé tout autour de l’accumulateur d’eau chaude est plus adéquat, toute infiltration du frigorigène étant alors impossible. De plus, suite à la surface importante de l’échangeur, le dépôt de tartre est exclu.

Il existe également des pompes à chaleur pour l’eau chaude sanitaire placée sur le retour de la boucle de circulation. Ce choix permet :

De sous-dimensionner l’accumulateur (ou tout au moins de ne pas adopter des suppléments de sécurité) puisque la PAC est en réserve.

De préchauffer le ballon durant la nuit à une température minimale.

D’arrêter la chaudière en été et de fournir l’eau chaude sanitaire par la seule PAC.

Fonctionnement de jour

Réchauffage de la boucle par la PAC.

Circulateur de boucle.
Circulateur de nuit.
et 4 Clapets anti-retour.

Fonctionnement de nuit

Chauffage du ballon par la PAC.

Utilisation d’eau chaude.

L’ensemble de ces arguments intéressants permettent-ils d’amortir le coût de l’investissement dans un double équipement de production de chaleur ? C’est le calcul à faire !

Appoint ?

Pour diminuer la température de condensation de la PAC (et donc augmenter sa performance), il faut concevoir la PAC comme une source de chaleur de préchauffage jusque 35°C ou 45°C, par exemple. L’appoint serait donné par une deuxième source de chaleur, dans un deuxième ballon en série. Ce n’est pas forcément une résistance électrique pour ne pas diminuer la performance énergétique globale du projet…

Bien souvent on se contente d’un système d’accumulateur mixte, mais la stratification des températures n’est pas parfaite (la résistance chauffera une certaine part du ballon, s’il n’y a pas de grilles de stratification dans le ballon). Plus important, il faut se rendre compte que le ballon de préchauffage est à une température idéale de prolifération de la légionelle. Ce n’est pas grave pour autant qu’il soit suivi d’une réserve à haute température dans laquelle l’eau reste durant un temps suffisamment long (3 heures à 60°C, par exemple, ou 1 heure à 70°).

ll faut donc s’assurer que le débit d’eau de pointe ne génère passage trop rapide dans le 2ème ballon, sans assurer le temps de destruction des bactéries.

Dimensionnement

Le dimensionnement d’un préparateur d’eau chaude sanitaire avec pompe à chaleur est sensiblement identique au dimensionnement d’un chauffe-eau électrique traditionnel.

Pour favoriser le fonctionnement de nuit de la PAC (bas tarif), une majoration du volume de stockage est préconisée. Mais s’il s’agit d’une PAC sur l’air extérieur, cette technique de chauffage de nuit doit être étudiée de plus près car la température de nuit étant plus faible, c’est le COP, coefficient de performance de la pompe à chaleur, qui diminue. Il faut donc comparer (sur base de la documentation du constructeur) la baisse du COP et la baisse du tarif électrique.

Ce raisonnement est aussi fonction du type de source froide : une récupération de chaleur sur l’air extrait se fera essentiellement en journée, par exemple.

Consommation

Le bilan énergétique est directement fonction du COP, coefficient de performance de la pompe à chaleur.

Un COP de 3 signifie que pour 1 kWh électrique consommé au compresseur, on obtiendra 3 kWh au condenseur, c.-à-d. dans le ballon d’eau.

Il est difficile d’obtenir des informations neutres à ce sujet. De nombreux paramètres influencent le bilan final : la température de l’eau sanitaire, la température de la source, le fluide de transfert,… La température de l’eau chaude sanitaire est un facteur prépondérant : comment l’appoint est-il fourni ? comment la gestion de la légionelle va-t-elle influencer ce bilan ?

Ci-dessous, voici l’évolution du coefficient de performance telle que présentée dans une étude suisse réalisée en 1994 pour le compte de l’Office fédéral des questions conjoncturelles (programme RAVEL).

Rappelons que le facteur numéro 1 de consommation restera la quantité d’eau chaude consommée !

Et les légionelles?

À l’heure actuelle, le choix d’une pompe à chaleur comme préparateur d’eau chaude sanitaire devient délicat vu sa difficulté à atteindre des températures de l’ordre de 55 °C minimum nécessaires à la lutte contre la prolifération des légionelles.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion de la ventilation

Considérations générales

Afin d’adapter les débits d’extraction du local de cuisson aux besoins réels, il est possible de faire tourner le ventilateur d’extraction à une vitesse inférieure à sa vitesse maximale. Dans ce cas, si la pulsion est également mécanique, le ventilateur de pulsion (qu’il soit dans le même local ou dans un autre : système avec transfert) devra être asservi au fonctionnement du ventilateur d’extraction.

Le taux de filtration des séparateurs de graisse étant relatif au débit, il est impératif que tout système de gestion assure toujours le débit minimum nécessaire pour garantir une filtration adéquate dès qu’un appareil est en utilisation. Le fabricant des hottes, plafond filtrant ou séparateurs de graisse est à consulter en cas de gestion du ventilateur d’extraction uniquement.

Il existe 2 approches différentes. Une gestion générale sur le groupe d’extraction uniquement et une gestion ou chaque segment de hotte, généralement d’une longueur maximale de 3m, est traité indépendamment des autres segments. La gestion par segment ayant un gain énergétique plus ou moins double par rapportau système de gestion sur groupe uniquement, le retour sur investissement des deux systèmes est environ identique.

La gestion par segment

Pour une telle gestion, chaque segment doit être équipé d’un clapet mécanique motorisé qui adapte le débit selon le besoin du segment. Comme pour un bon fonctionnement le temps de réaction est critique, les clapets sont munis de moteurs rapides et le système gère le groupe d’extraction directement. Ces systèmes peuvent éventuellement être complétés par une horloge sur le circuit électrique qui coupe la ventilation pendant les heures ou les locaux sont inoccupés.

Les possibilités pour une gestion par segment sont :

Mesure de fonctionnement par sondes infrarouges
Mesure de fonctionnement par faisceau laser

Mesure de fonctionnement par sondes infrarouge

Le calcul du débit se fait à l’aide de sondes infrarouges intégrées dans le plafond (ou les hottes) qui mesurent à tout instant le fonctionnement de chaque appareil individuellement. Pour des raisons d’hygiène et de sécurité il est important que ces sondes soient installées à fleur avec le plafond ou les hottes.

Chaque appareil de cuisine nécessitant un certain débit, le débit total nécessaire pour un segment est alors calculé sur base des données des sondes infrarouges individuelles. Ces différents débits sont sommés par un calculateur central qui envoie alors un signal (par exemple 0-10V) vers le groupe d’extraction et le clapet modulant le débit total de chaque segment. Certains fabricants permettent ainsi de gérer jusqu’à 4 locaux sur un même extracteur.

Cette gestion peut être complétée par une sonde de température d’ambiance, une sonde de CO₂ ou autre sonde qui génèrerait une demande supérieure selon les situations spécifiques de chaque cuisine. Par exemple : une grande baie vitrée exposée au soleil ou une ouverture vers le restaurant dans le cas d’une situation front-cooking. Situations dans lesquelles sans activité dans la cuisine, la température ou le taux de CO₂ pourraient dépasser les valeurs acceptables et un débit supérieur serait donc nécessaire.

Mesure de fonctionnement par faisceau laser

Le calcul du débit se fait à l’aide d’un système de lasers qui mesurent la densité de l’air au-dessus des appareils de cuisson. Ce système ne détecte pas la source de chaleur directement mais les effets secondaires de la cuisson : la vapeur ou les fumées.

Une grande importance est à donner au placement correct de chaque faisceau (par segment) afin de s’assurer que le flux passe bien devant ce faisceau, sans ceci le système risquerait de rester sans réaction.

Comme ce système détecte uniquement l’effet secondaire crée par la cuisson, il réagit plus tardivement que les systèmes à sondes infrarouge. Une manière de contrer ce retard de réaction est d’augmenter les débits minimum à 50% du débit total requis.

Ce système peut également être accompagné de sondes de température, CO₂ ou autre.

Vu la difficulté d’installation des faisceaux lasers, ce système est souvent installé en tant que système de gestion du groupe uniquement. Les lasers sont alors incorporés dans les extrémités latérales de la hotte assurant ainsi une installation correcte permanente.

La gestion du groupe de ventilation

Tous les systèmes décrits ci-dessous nécessitent un déclenchement manuel, par horloge ou par sonde. La gestion du débit ne se fait qu’une fois l’extraction enclenchée.

Une attention particulière aux caractéristiques de chaque fabricant de hottes/plafonds est à prendre en compte avant toute installation de gestion sur le groupe uniquement.

Il existe plusieurs possibilités pour une telle gestion.

Le ventilateur à 2 vitesses
Le ventilateur à 2 vitesses + l’horloge
Le ventilateur à 2 vitesses + la sonde de température
Le ventilateur à 2 vitesses + mesure de courant
Le moteur à vitesse variable + le régulateur PI
Les systèmes de gestion par segment, installés sans clapets

Le ventilateur à 2 vitesses

Une première solution consiste à utiliser un ventilateur à 2 vitesses commandé par un interrupteur à 3 positions (grande vitesse, petite vitesse et arrêt).
On peut, bien entendu, étendre ce système à un ventilateur à plus de deux vitesses.
Les utilisateurs règlent manuellement la vitesse du ventilateur selon l’intensité des activités.

Gérer

Cette gestion n’est efficace que si elle est accompagnée d’une sensibilisation des utilisateurs aux économies d’énergie. En effet, l’expérience montre que les oublis sont fréquents et que la grande vitesse fonctionne souvent 24/24 ! Pour en savoir plus.

Le ventilateur à 2 vitesses + l’horloge

Une deuxième solution consiste à placer une horloge sur le circuit électrique de la ventilation. Elle sera programmée afin d’adapter les débits de ventilation selon les temps d’activité supposés de la cuisine.

On choisit un ventilateur à 2 vitesses comme ci-dessus. Mais cette fois, c’est l’horloge qui commande le passage d’une vitesse à l’autre.

Fonctionnement continu à grande vitesse.

Fonctionnement intermittent avec horloge.

L’horloge peut aussi couper la ventilation pendant les heures d’inactivité totale de la cuisine (en général de 15h00 à 7h00).

On peut, bien entendu, étendre ce système à un ventilateur à plus de deux vitesses.

Une dérogation au programme horaire est à prévoir. Elle doit pouvoir être réalisée par une manœuvre simple avec retour automatique au programme.

L’inconvénient de l’horloge est qu’elle fonctionne suivant l’utilisation supposée, et non pas réelle, de la cuisine.

Le ventilateur à 2 vitesses + la sonde de température

On choisit un ventilateur à 2 vitesses comme ci-dessus. Mais cette fois, c’est une sonde de température qui commande le passage d’une vitesse à l’autre.

On peut, bien entendu, étendre ce système à un ventilateur à plus de deux vitesses.

La sonde est placée dans le flux d’air de la gaine d’extraction. Ainsi, elle mesure principalement la chaleur convective dégagée par l’activité et non la chaleur rayonnante car le but de la ventilation est effectivement d’évacuer la chaleur qui se trouve dans l’air et non la chaleur rayonnante des équipements.

Comme ce système ne travaille qu’à débit réduit tant qu’aucune augmentation de température significative n’est remarquée, les buées propagées ne sont pas toutes captées par la hotte, retardant son déclenchement. Ce système a donc fort tendance à réagir tardivement sur un changement d’utilisation des appareils. Un débit minimum plus élevé peut remédier à ceci.

Certains fabricants placent la sonde de température dans la pièce plutôt que dans le conduit d’extraction. Comme ceci implique que l’air chaud contenant vapeurs et graisses se propage d’abord dans la cuisine avant que le débit ne soit augmenté, ce genre d’installation est fortement à déconseiller.

Le ventilateur à 2 vitesses + mesure de courant

On choisit un ventilateur à 2 vitesses comme ci-dessus. Mais cette fois, une mesure est faite sur le courant appelé par l’ensemble des appareils du local de cuisson. C’est cette mesure qui commande le passage d’une vitesse à l’autre. Cela n’est bien sûr valable que pour les cuisines « tout électrique ».

Comme il n’est pas possible de savoir si le courant est utilisé pour chauffer de l’eau de 20° à 80°C ou de l’huile de 20° à 180°C (chacune de ces options ne nécessitant qu’un faible débit pour l’évacuation d’un léger flux convectif uniquement, ou si ce courant est utilisé pour faire bouillir de l’eau à 100°C ou cuire des frites à 150-160°C. Ce système ne peut fonctionner qu’en mode maxi/mini.

Le moteur à vitesse variable + le régulateur PI

Cette solution consiste à adapter les débits aux pollutions réelles de la cuisine, cela grâce à un régulateur PI(proportionnel et intégral ) combiné à un moteur à vitesse variable.

La régulation est composée de 3 contrôleurs PI en parallèle mesurant la température, l’humidité et le taux de CO₂ (pour les cuisines au gaz) de l’air ambiant.

Le maximum des trois sorties est appliqué au moteur d’extraction.

D’après des essais faits au centre de recherches des Renardières d’EDF, c’est, en général, le contrôleur en température qui impose le fonctionnement du moteur. Dès lors, pour simplifier, on peut, d’après ces études, se contenter d’une régulation PI en fonction de la température et de deux alarmes pour le taux de CO₂ et l’humidité qui entraînent un passage en vitesse maximale en cas de dépassement de consigne.

Le contrôleur PI va donc commander le moteur d’extraction à une vitesse qui dépend de l’écart entre la température mesurée et la température de consigne (avec une fonction intégrale qui permet d’affiner la vitesse).

Réduction possible des débits de ventilation à l’aide de régulateur.

Tout comme pour le système de gestion avec un ventilateur à 2 vitesses + sonde de température, ce système réagit tardivement à un changement d’utilisation, un débit minimum plus important est donc fortement conseillé.

Ce système est sophistiqué et délicat à régler. Il est à mettre au point par un installateur averti.

Systèmes de gestion par segment, installé sans clapets

Les systèmes de gestion par segment peuvent également être installés sans clapets motorisé, ils perdent dans ce cas bien sûr de leur efficacité d’économie, mais le débit nécessaire reste toujours garanti.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Rendement d’un récupérateur de chaleur

Echangeur à plaques.

Définition du rendement d’un récupérateur

Le rendement thermique

Le rendement thermique représente la proportion de l’énergie de ventilation que le système permet de récupérer. C’est le rapport du transfert réel de chaleur sur le transfert maximum possible.

1 : entrée d’air neuf
2 : pulsion d’air neuf
3 : extraction d’air vicié
4 : sortie d’air vicié

En général, le rendement est rapporté au débit d’air neuf. Le rendement est dit total parce qu’il concerne l’énergie sensible et latente, il est donc basé sur le rapport des enthalpies.

h = (M_an x (h₂– h₁)) / (M_min x (h₃– h₁))

h = rendement thermique total,
h = enthalpie en KJ/kgK,
M_an= débit massique d’air neuf,
M_av= débit massique d’air vicié,
M_min= débit massique minimum entre M_an et M_av.

On passe du débit volumique Q (que l’on pourra mesurer) au débit massique M en multipliant par la masse volumique ρ qui vaut environ 1,2 kg/m³ à 20°C.

Pour tous les types de récupérateurs sauf pour la roue hygroscopique, il n’y a pas de transfert de vapeur d’eau entre l’air neuf et l’air vicié.

La montée en température de l’air neuf se fait à humidité constante, et physiquement le point 2 ne pourra donc au maximum qu’atteindre le point 2′ (t₂‘ = t₃).

Evolution des caractéristiques de l’air neuf et de l’air vicié dans un récupérateur de chaleur. 1 : entrée d’air neuf, 2 : pulsion d’air neuf, 3 : extraction d’air vicié, 4 : sortie d’air vicié, 2′ : pulsion d’air neuf dans le cas d’une récupération de chaleur totale

L’efficacité thermique

Il peut arriver que l’on remplace la notion de rendement par celle d’efficacité thermique.

Elle est basée sur le rapport des températures.

On a donc :

ε = (q_anx (t₂– t₁)) / (q_min x (t₃– t₁))

ε = efficacité thermique,
t = température de l’air,
q_an= débit massique d’air neuf,
q_av= débit massique d’air vicié,
q_min= débit massique minimum entre Q_an et Q_av.

Et si les débits d’air neuf et d’air vicié sont identiques, l’expression devient :

ε = (t₂– t₁) / (t₃– t₁)

L’économie d’énergie relative

C’est le rapport entre l’énergie économisée par rapport à l’énergie totale fournie à l’air qui transite dans le système de ventilation. Il montre clairement l’impact du récupérateur sur la diminution de la puissance du chauffage.

Ee = (t₂– t₁) / (t_pulsion– t₁) = Q_rec / (Q_rec +Q_app)

Q = énergie fournie par le récupérateur à l’air neuf,
t_pulsion= température de pulsions de l’air dans le local.

Apports de chaleur nécessaires à l’air neuf pour l’amener à la température de pulsion.

Facteurs influençant le rendement

Les paramètres qui caractérisent un récupérateur sont :

la nature du récupérateur et de ses composants (matériaux mis en œuvre, géométrie de l’échangeur (surface, ailettes, …);
la vitesse de passage de l’air;
les débits respectifs de l’air neuf et de l’air vicié;
la chaleur latente de l’air extrait.

Ces paramètres influencent le rendement dont la valeur est généralement donnée par le constructeur.

On notera que d’une manière générale, le rendement d’un échangeur augmente avec :

L’augmentation de la surface d’échange : Ce paramètre augmente cependant le coût du système et a aussi tendance à augmenter les pertes de charge et donc le coût des auxiliaires (consommation électrique des ventilateurs de déplacement), il y a donc un optimum à chercher.
La diminution de la vitesse de passage des fluides
L’augmentation de la différence de température entre les deux fluides : Ce paramètre aura peu d’effet dans le cas d’un système de ventilation, la plage de température étant très limitée (de – 15°C à + 35°C)
L’augmentation du débit d’air vicié (donc d’air chaud) par rapport au débit d’air neuf (donc d’air froid)

Attention, si le bâtiment est mis en surpression, c’est au contraire le débit d’air neuf qui est supérieur au débit d’air vicié.

On notera que, vu la faible plage de variations des températures, le coefficient d’échange d’un récupérateur donné peut être considéré comme constant.

En conséquence, pour un récupérateur de surface d’échange A et dont les débits de fluide sont fixes (ce qui sera généralement le cas en récupération), le rendement est indépendant des températures d’entrée de l’air neuf et de l’air rejeté. Il est donc sensiblement constant.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Humidificateurs à évaporation

Principe de fonctionnement

Le principe de ce type d’humidificateur consiste à favoriser au maximum l’évaporation d’eau dans l’air pulsé, sans pulvérisation. La surface de contact entre air et eau doit donc être maximale, grâce

soit au passage de l’eau dans une structure alvéolaire, type nid d’abeilles,
soit à l’imprégnation de l’eau dans un média spécial au travers duquel l’air s’infiltre,
soit au ruissellement de l’eau sur une surface en contact avec l’air.

Dans l’appareil schématisé ci-dessus, un bac maintient l’eau à niveau constant grâce à un flotteur. La pompe envoie l’eau au sommet de l’appareil, d’où elle s’écoule dans le média ou sur le support.

La fraction non évaporée est recueillie dans le bac et recyclée.

Puisque les sels ne sont pas évaporés, la concentration en sels augmente régulièrement dans l’eau du bac, risquant d’obstruer ainsi le média par les dépôts. On prévoit alors un débit de déconcentration, fonction de la teneur en sels de l’eau de ville.

Comme pour les appareils à pulvérisation, les humidités relatives maximales à la sortie de l’appareil sont de l’ordre de 80 à 85 %. L’encombrement est toutefois plus faible.

À noter que le taux d’humidité relative est fonction de la température de l’air à humidifier :

Un humidificateur placé directement dans le local travaille avec de l’air à 20° 50 % HR; l’air à la sortie sera au mieux porté à 60 ou 65 % HR.
Dans un caisson d’humidification, l’air est d’abord porté par la batterie de préchauffe à une température de 25 à 30°C et 20 % HR; sa « soif d’eau » est plus importante et portera l’air à 90 % HR.

L’humidificateur agit comme un filtre humide très efficace. On considère d’ailleurs que la classe du filtre s’en trouve relevée d’une unité. Mais il s’en suit que :

Si l’ambiance est propice aux poussières, un filtre en amont reste requis.
La matière alvéolée doit être remplacée fréquemment.

Évolution dans le diagramme de l’air humide

L’évaporation de l’eau nécessite un changement d’état, et donc une quantité de chaleur appelée « chaleur de vaporisation ». Cette énergie est prise sur l’air, … qui se refroidit en s’humidifiant.

Globalement, dans le système « eau + air », rien ne se perd, rien ne se crée. L’énergie totale est conservée : l’énergie de l’air « sec et chaud » est égale à l’énergie de l’air « froid et humide ». On dit que la transformation est « isenthalpique » ou encore « adiabatique ».

Sur le diagramme de l’air humide, l’évolution de l’air suit une isenthalpe. Au maximum, l’air peut atteindre la saturation.

Exemple : de l’air à 20°C 30 % HR sort de l’humidificateur à 12°C et 85 % HR.

Humidificateurs type laveurs d’air

Certains humidificateurs travaillent avec de l’eau recyclée, d’autres avec de l’eau perdue.

La vitesse de déplacement de l’air est généralement comprise entre 1 et 3 m/s. Au-delà, il sera utile de prévoir un casse-gouttelettes qui recueillera les micro-gouttelettes qui seraient emportées par la veine d’air.

Évaporateur à média

Un matériau de type synthétique est placé (sorte d’éponge); il peut absorber jusqu’à 100 litres d’eau par m³ !

Évaporateur à fils

Des fils de nylon sont tendus verticalement. De l’eau ruisselle tout au long des fils et de l’air est forcé au travers de ce réseau très serré. L’échange est efficace mais l’entretien ne semble pas évident.

Humidificateur placé directement dans le local

Ce type d’humidificateur (généralement monté sur roulettes) est utilisé dans des bureaux, des salles de musées, etc..

Le principe de fonctionnement est généralement le suivant. Une roue constituée de média absorbant est mise en rotation lente. Sa partie inférieure plonge dans un bac-réservoir placé en partie basse de l’appareil. Parallèlement, un ventilateur pulse l’air au travers du média. La vitesse de rotation de la roue étant réglable et le ventilateur étant un appareil à 3 vitesses, il est aisé de réguler par hygrostat le taux d’humidité de l’ambiance.

Le débit d’humidification est en général assez faible (de l’ordre de 2 litres à l’heure).

Pour des raisons hygiéniques, le média sera renouvelé régulièrement et le bac soigneusement nettoyé.

Avantages

Par rapport à un système à pulvérisation, l’humidificateur à évaporation présente les avantages

De ne pas transférer de sels (calcaire, …) dans l’air pulsé vers les locaux.
De purifier l’air davantage puisque l’humidificateur agit comme un filtre humide.
De demander un encombrement généralement plus faible.

Inconvénients

En pratique, on constate que :

Le média est souvent un lieu de prolifération de bactéries, de champignons,…
L’humidificateur à ruissellement est parfois difficilement nettoyable.
Les pertes de charge sont augmentées par rapport aux autres systèmes d’humidification.

A priori, l’humidificateur à évaporation semble donc peu recommandable pour une bonne qualité hygiénique de l’air. La stérilisation de l’air au moyen de lampes à ultraviolets est une des solutions possibles.

Maintenance

Lorsqu’on parle d’humidification surgit très souvent la crainte de la légionellose. Les légionelles se multiplient à partir d’une température de 20°C, la croissance est maximum jusqu’à environ 45°C. Elles meurent dès qu’on dépasse 60°C.

Ce type de bactérie se développe en eau stagnante, en présence de substances organiques, d’algues vertes, d’amibes, tartre, etc.

Tout type d’humidification doit être entretenu. Certains peuvent être nettoyés avec de l’eau chaude. Il est conseillé, sous réserve des précautions habituelles, de désinfecter les agrégats pendant 48 heures avec 5 à 10 ppm de chlore dans l’eau.

En règle générale, un humidificateur à évaporation devrait être vidangé et nettoyé au moins deux fois par an et au mieux une fois par mois.

Idéalement, on peut automatiser la chose

soit par horloge,
soit par un système de mesure qui commande la vidange dès que la température de l’eau dépasse un seuil (en fonctionnement, la température s’abaisse à la température de bulbe humide de l’air).

Précautions à prendre

Pour minimiser les risques de présence excessive de légionelles, on peut

Se rappeler qu’en été la température de l’eau de ville est plus élevée qu’en hiver. Un bac stockant de l’eau risque d’être un bouillon de culture !
Éviter des tuyauteries plastiques transparentes. L’eau déminéralisée semble être sensible à la lumière et cela favorise l’apparition d’algues.
Les humidificateurs travaillant avec de l’eau à une température supérieure à 60°C ne présentent pas de risque, pour autant qu’il n’y ait pas de longues interruptions sans vidange.
Installer des appareils avec rayons ultraviolets. En effet les rayons UV ont la propriété de tuer les légionelles. Mais la durée de vie des lampes à ultraviolets est limitée dans le temps. Un remplacement s’impose après un certain nombre d’heures.

Traitement de l’eau

Afin d’éviter l’entartrage des alvéoles, des fils,… , il est conseillé d’utiliser une eau ayant subi un adoucissement puis un mitigeage pour atteindre 10 à 15°F de dureté.

Le constructeur précise généralement le pourcentage de déconcentration à adopter en fonction de la qualité de l’eau. Un calcul du débit de déconcentration est proposé.

Régulation

Pour les humidificateurs d’ambiance directe

On utilise généralement des humidificateurs par action tout ou rien, l’hygrostat enclenchant l’appareil lors du dépassement d’un seuil réglable. Un hygrostat supplémentaire de sécurité est également prévu pour limiter le risque en cas de panne du premier régulateur.

Pour les humidificateurs en conditionnement d’air

Une régulation par on-off est également possible mais reste peu précise. Dans les systèmes avec humidification d’un média par écoulement, il est possible de moduler le débit par un régulateur proportionnel agissant sur une vanne à servomoteur placée sur l’écoulement.

Prédimensionnement

Calculs

Pour prédimensionner le débit d’humidification.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’influence de l’humidité sur la consommation d’un système de climatisation « tout air neuf »

Préalable

Sur base des points heures climatiques, il est intéressant de déterminer comment réagissent théoriquement les équipements composant un système de climatisation tout air neuf.

Pour maintenir le confort de l’occupant, il est nécessaire de contrôler la température et l’humidité ambiantes. De l’existence d’une tolérance ou d’une « fourchette » sur ces paramètres dépendra l’économie d’énergie.

Dans les hôpitaux, la tolérance est faible de part l’exigence accrue de confort des patients et du personnel. Néanmoins, la tolérance aux variations de l’humidité est plus importante qu’à celles de la température. Pour cette raison, on étudie ici la consommation théorique des équipements de climatisation en fonction du contrôle de l’humidité sachant que dans de nombreux espaces de l’hôpital les débits d’air sont importants et conditionnent la facture énergétique plus que dans tous autres bâtiments.

Apports internes

1. Chaleur sensible

Les apports internes

Ils sont de deux ordres :

liés à l’activité humaine (chaleur du corps des occupants),
et à la chaleur dégagées par les équipements médicaux et de bureautique.

Les apports externes

Ils dépendent de la qualité (isolation) et la mise en œuvre des matériaux constituant l’enveloppe de la zone considérée en période chaude.

Les déperditions

Elles dépendent de la qualité (isolation) et la mise en œuvre des matériaux constituant l’enveloppe de la zone considérée en période froide.

Bilan

Il est nécessaire de tenir compte de ces apports et déperditions afin de règler la température de soufflage qui est fonction :

du taux de renouvellement exprimé en [volume/h],
le volume de la salle en [m³],
de la capacité thermique volumique de l’air ρc = 0,34 [Wh/m³K],
de la température ambiante désirée pendant l’opération,
du bilan des apports et des pertes.

La température de soufflage est exprimée par :

T°_soufflage = T°_ambiante– Bilan / (q_vx c x volume x taux de renouvellement) [°C]

Exemple.

Soit :

un apport interne de 3 kW et des déperditions et apports externes négligeables (courant dans les salles d’opération par exemple);
une température fixée à 20°C;
un taux de renouvellement de 30 vol/h;
un volume de local de 150 m³;

On détermine la température de soufflage :

T°_soufflage = 20 – 3 000 / (0.34 x 30 x 150)

soit T°_soufflage = 18° C

2. Chaleur latente

Apport d’eau = apport par personne x nombre de personne / q_vx ρ [kWh/an]

Exemple.

Soit :

un apport d’eau de 80 g_eau /h par personne;
la salle d’opération est occupée par 10 personnes;
le débit de ventilation est de 4 500 m³/h en tout air neuf .

pour un débit de 4 500 m³/h, l’apport dans la salle est de l’ordre de :

Apport d’eau = 80 [g_eau / h] x 10 / (4 500 [m³/h] x 1.2 [kg/m³_air])

= 0,15 g_eau / kg_air

ou,

La chaleur de vaporisation/condensation étant de 2 500 kJ/kg environ, la correspondance est donnée par :

800 [g/h] x 2 500 [J/g] / 3 600 [s/h] = 555 [Watts]

À titre de comparaison, en une heure suivant le graphique ci-dessous, la batterie froide déshumidifie l’air extérieur de 9 [g_eau /kg_air]

Soit 9 [g_eau /kg_air] x 1.2 [kg/m³] x 4 500 [m³/h] x 2 500 [J/g] / 3 600 [s/h]

= 33 750 [Watts]

En conclusion, on peut constater qu’il sera nécessaire de légèrement déshumidifier plus pour tenir compte des apports d’eau interne. Mais quand on compare les puissances en présence, il ne sera pas nécessaire de surdimensionner la batterie froide pour englober les apports d’eau dans la déshumidification de l’air extérieur surtout à des débits aussi importants.

Influence du contrôle de l’humidité

Le traitement de l’air est variable au cours de l’année suivant les conditions climatiques extérieurs et intérieures. La maîtrise de l’humidité ambiance est déterminante des consommations des équipements.

On analyse quelques cas de figure théoriques :

	Préchauffer et d’humidifier.
	Préchauffer.
	Refroidir, déshumidifier et post-chauffer.
	Refroidir et déshumidifier sans post-chauffer.
	Refroidir et humidifier.

On impose la température et l’humidité de soufflage à 18°C et 7.3 g_eau / kg_air

On constate que ce type de contrôle de traitement de l’air est très « énergivore » ne fusse que par la nécessité d’humidifier et de déshumidifier pratiquement toute l’année. Cette configuration est extrême et demandera de la part des intervenants dans le projet de porter un jugement pertinent quant à la nécessité de fixer ou pas la consigne d’humidité.

On impose la température de soufflage à 18°C et une fourchette sur l’humidité de soufflage entre 6.6 et 9.5 g_eau / kg_air

Énergétiquement parlant, cette solution est intéressante car elle permet de réduire l’humidification, la déshumidification et la post-chauffe. En effet :

	Zone 1 : on diminue l’humidification en ne ramenant l’humidité de l’air extérieure qu’à la valeur de consigne inférieure de l’humidité d’ambiance
	Zone 2 : ces points-heures de l’air extérieur ne nécessite pas d’humidification
	Zone 3 : on diminue le refroidissement, la déshumidification et la post-chauffe en ne ramenant l’humidité de l’air qu’à la valeur de consigne supérieure de l’humidité d’ambiance.
	Zone 4 : ces points-heures de l’air extérieur ne nécessite pas de post-chauffe
	Zone 5 : on diminue l’humidification en ne ramenant l’humidité de l’air extérieure qu’à la valeur de consigne inférieure de l’humidité d’ambiance

Préchauffage et humidification de l’air : influence de la consigne d’humidité

1. Introduction

Il s’agit ici d’estimer la consommation de chauffage et d’humidification de l’air de la salle d’opération pendant les heures ouvrables (8h00-18h00) en fonction de la consigne d’humidité ambiante. Le choix des heures ouvrables se justifie par le fait qu’en période d’inoccupation on se soustrait au devoir de contrôler le taux d’humidité ambiant (il est plus lié à l’activité dans la zone à risque).

Soit un système de climatisation « tout air neuf » de salle d’opération où l’on prend en compte un certain nombre de données et d’hypothèses.

Données

une salle de taille normale de 150 m³ (50 m² au sol);
avec un taux de renouvellement de 30 (classe ISO 7), soit un débit de 4500 m³/h;
en Belgique, le RGPT impose une évacuation des gaz anesthésiants par une aspiration murale spécifique branchée directement au respirateur patient. Ce qui veut dire, qu’en gros, l’apport d’air neuf est lié à l’activité humaine et non à la dilution des polluants anesthésiques;
une température d’ambiance de 20° C;
le bloc opératoire travaille uniquement les jours ouvrables (5 jours/sem) et de 8h00 à 18h00;
les apports internes sont de l’ordre de 3 kW (personnes, luminaires, monitoring, …);
chacune des personnes présentes en salle d’opération apporte 80 g_eau / kg_air par heure;
le COP de la machine frigorifique utilisée dans l’hôpital est de 2.5;
l’humidification s’effectue par un préparteur vapeur électrique;
le prix du kWh électrique est de 16 c€;
le prix du kWh thermique est de 6,22 c€.

Hypothèses

on considère que la salle est au milieu du bloc opératoire et qu’elle est sans fenêtre. Vu que :
- On prévoit des sas d’entrée et de sortie et des portes commandées automatiquement.
- On renforce l’isolation des parois (panneau sandwich, par exemple).
- Les locaux directement adjacents sont à la même température que la salle.

par conséquent, les déperditions à travers des parois en hiver et les apports externes en été sont négligeables.

Sans vouloir faire de jaloux, on se base sur les données climatiques de Uccle pour une année type (sans tenir compte de la canicule par exemple ou d’un froid sibérien).

Les consommations électriques des ventilateurs sont équivalentes dans les deux cas; ce qui veut dire qu’elles n’interviennent pas dans la comparaison des bilans énergétiques.

Les apports internes sont constants.

Pour des opérations bien particulières, il est nécessaire de contrôler la température et le taux d’humidité.

Afin de mettre en évidence l’intérêt de laisser « flotter » l’humidité relative d’ambiance dans une fourchette acceptable, on se propose d’étudier deux cas distincts :

l’humidité est fixée à HR = 50% pour 20 °C de température ambiante; soit 7.3 g_eau / kg_air;

l’humidité peut varier dans une plage acceptable comme par exemple entre 6.6 et 9.5 g_eau / kg_air(ce qui correspond pour une température de 20°C d’ambiance à 45-65 % d’humidité relative).

2. Cas où la consigne d’humidité est fixée à 7.3 g_eau / kg_air

La méthode de détermination du bilan énergétique de chauffe est basée sur l’intégration des écarts d’enthalpie de chauffe pendant une année climatique type.

Dans ce cas, la plage des points heures climatiques étudiée est au-dessous de la valeur de 7.3 g_eau / kg_air. La plage au-dessus nécessite de, paradoxalement, déshumidifier l’air afin de pouvoir « ramener » le point heure extérieur à la bonne valeur de l’humidité.

Chaque point du diagramme de l’air humide représentant une heure pendant laquelle les conditions climatiques sont fixes et représentatives de la période de chauffe.

Chauffage de l’air

On calcule l’énergie totale annuelle nécessaire pour chauffer l’air en intégrant tous les écarts d’enthalpie; l’enthalpie de chauffe de chaque point se déduisant de la manière suivante :

Calculs

Chauffage de l’air pour une année type.

Le résultat du calcul donne :

Remarque.

Une autre façon de calculer l’énergie nécessaire au chauffage de l’air pour une année type est l’utilisation des degrés-heures d’une année climatique type.

Le réchauffage de l’air est fonction :

du débit d’air de ventilation traité q_v[m³/h],

de la capacité thermique volumique de l’air ρc = 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_vx ρc x D°H_vent / 1 000 [kWh/an]

Pour déterminer les Degrés-Heures de ventilation, sur base du climat à Uccle, on peut utiliser le programme de calcul suivant :

Calculs

Degrés-Heures de ventilation à Uccle et St-Hubert.

calcul

On détermine le nombre de Degrés-Heures de ventilation à Uccle, soit 18 765 D°H.

Besoins réchauffage air neuf = q_v x ρc x D°H_vent / 1 000

= 4 500 x 0,34 x 18 765 / 1 000

= 28 710[kWh/an]

Humidification de l’air

On calcule l’énergie totale annuelle nécessaire pour humidifier l’air en intégrant tous les écarts d’enthalpie; l’enthalpie d’humidification de chaque point se déduisant de la manière suivante :

Calculs

Humidification de l’air pour une année type.

Le résultat du calcul donne :

Remarque.

Une autre façon de calculer l’énergie nécessaire à l’humidification de l’air pour une année type est l’utilisation des grammes-heures d’une année climatique type.

Pour atteindre la valeur d’humidité HR de 50 % à 20 °C, 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 jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures d’humidification, il est possible de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Calculs

Grammes-Heures d’humidification à Uccle et St-Hubert dans notre cas.

On détermine le nombre de grammes-heures d’humidification pour une consigne d’ambiance dans la zone contrôlée de 50 % à 20 °C, soit 5 488 (g_eau / kg_air) . heure/an.

La consommation nette d’humidification d’air neuf :

= q_vx r x GH_humx masse volumique x f / 1 000

= 4 500 x 0,694 x 5 488 x (5/7) / 1 000

= 12 242 [kWh/an].

Attention !

La différence de consommation entre les deux méthodes (15 106 – 12 242) est due au fait que la méthode des grammes-heures ne prend pas en compte les points-heures de l’année climatique dont la température dépasse 20 °C (basé sur l’hypothèse qu’on coupe l’humidification en été dans la plupart des installations). Dans le cas des salles d’opération, si l’activité le nécessite, il faudra humidifier même par temps chaud et sec.

Le réglage de l’humidificateur est en principe 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%.

L’humidification de l’air pose problème dans la maîtrise de la biocontamination. En effet, plus le taux d’humidité est important plus le risque augmente. Donc il est nécessaire de se fixer comme valeur inférieure les 40 % imposés par le RGPT ou la réglementation wallonne. Il sera nécessaire de contenter la chèvre et le chou car dans les hôpitaux le taux d’humidité relative est assez bas en permanence et les plaintes fréquentes.

3. Cas où la consigne d’humidité est « flottante » entre 6.6 et 9.5 g_eau / kg_air

Dans ce cas, la plage des points heures climatiques étudiés

	Au-dessous de la valeur de 7.3 g_eau / kg_air , nécessite la préchauffe et l’humidification de chaque point heure;
	Comprise dans la fourchette 6.6-9.5g_eau / kg_air (45-65 % à 20 °C) , demande uniquement le chauffage de l’air. On voit tout de suite l’intérêt d’élargir la plage de contrôle de l’humidité afin de réduire la nécessité d’humidifier.

Chauffage de l’air

On calcule l’énergie totale annuelle nécessaire pour chauffer l’air dans les deux zones du graphe ci-dessus.

Calculs

Chauffage de l’air pour une année type.

Le résultat du calcul donne :

Humidification de l’air

On calcule l’énergie totale annuelle nécessaire pour humidifier l’air dans la zone 1 du graphe ci-dessus.
Le résultat du calcul donne :

4. Comparaison

Le bilan énergétique de chauffe et d’humidification dans une année type donne :

Besoin	Consigne d’humidité
Besoin	fixe	flottante (45-65 %) selon la NF S90-351	flottante (40-70 %) selon le RGPT
Besoin énergétique de chauffe et d’humidification (kWh/an)
Chauffage [kWh/an]	27 551	25 599	22 841
Humidification [kWh/an]	15 106	10 642	6 958
Chauffage [kWh/an]	0	3 930	6 708
Total [kWh/an]	42 657	40 171	36 507
Soit une économie sur l’année
		6 %	14 %

Il est évident que plus la plage flottante entre deux valeurs d’humidité est large, plus l’économie sera grande. Dans les zones non contrôlées telles que les zones de bureau, de consultation, … on essayera d’ouvrir la fourchette au maximum sachant qu’il faut respecter les règlementations en vigueur en Belgique.

Mais tout le débat se situe surtout au niveau de l’hygiène des zones contrôlées. La qualité de l’air augmente lorsque l’humidité ambiante diminue; ce qui signifie que l’on a intérêt à baisser le taux d’humidité le plus bas possible. Énergétiquement parlant, pour l’année type, fixer à 40 % le taux d’humidité ambiant, signifie que l’on va diminuer la consommation en réchauffe et humidification mais par contre on augmentera le poste énergétique de déshumidification.

Refroidissement et déshumidification de l’air : influence de la consigne d’humidité

1. Introduction

Il s’agit ici d’estimer la consommation de refroidissement et de déshumidification de l’air de la même salle d’opération. La configuration de la salle, les données et les hypothèses dans ce cas-ci sont les mêmes que celles prises pour la réchauffe et l’humidification de l’air.

Afin de mettre en évidence l’intérêt de laisser « flotter » l’humidité relative d’ambiance dans une fourchette acceptable, on se propose d’étudier les deux mêmes cas distincts, à savoir :

L’humidité est fixée à HR = 50 % pour 20 °C de température ambiante; soit 7.3 g_eau / kg_air.

L’humidité peut varier dans une plage acceptable comme par exemple entre 6.6 et 9.5 g_eau / kg_air(ce qui correspond pour une température de 20°C d’ambiance à 45-65 % d’humidité relative).

2. Cas où la consigne d’humidité est fixée à 7.3 g_eau / kg_air

La méthode de détermination du bilan énergétique de chauffe est basée sur l’intégration des écarts d’enthalpie de chauffe pendant une année climatique type.

Chaque point du diagramme de l’air humide ci-dessous représente une heure pendant laquelle les conditions climatiques sont fixes et représentatives de la période de chauffe.

Dans ce cas, la plage des points heures climatiques étudiés est au-dessus de la valeur de 7.3 g_eau / kg_air ou au-dessus de la consigne de température de pulsion de 18°C.
Dans la plage :

	Au-dessus de la consigne d’humidité ambiante et de la droite de refroidissement, la zone 3 nécessite du refroidissement, de la déshumidification, suivi, malheureusement, d’une post-chauffe;
	Entre la droite de refroidissement et la consigne d’humidité de 7.3 g_eau / kg_air , la petite zone 4 ne nécessite que du refroidissement et de la déshumidification;
	Au-dessous de la consigne d’humidité la zone 5 nécessite , paradoxalement, de refroidir et d’humidifier l’air afin de pouvoir « ramener » le point heure extérieur à la bonne valeur de l’humidité et de température.

**ajouter la droite de refroidissement

Refroidissement et déshumidification de l’air

On calcule l’énergie totale annuelle nécessaire pour refroidir et déshumidifier l’air en intégrant tous les écarts d’enthalpie; l’enthalpie de chauffe de chaque point se déduisant de la manière suivante :

Calculs

Refroidissement et déshumidification de l’air pour une année type.

Le résultat du calcul donne :

Soit sans la post-chauffe :

Besoins de refroidissement et de déshumidification

= 13 959 kWh/an

Remarques.

Une autre façon de calculer l’énergie nécessaire au refroidissement de l’air pour une année type est l’utilisation des degrés-heures de refroidissement d’une année climatique type.

Le refroidissement de l’air est fonction :

du débit d’air de ventilation traité q_v[m³/h];

de la capacité thermique volumique de l’air ρc = 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 refroidissement, ce qui est repris dans la notion de « degrés-heures » de refroidissement D°H_refroid

D°H_refroid= Σ heures _ventilationx (T°_extérieure – T°_ambiante).

Les besoins de refroidissement sont alors exprimés par :

Besoins de refroidissement de l’air neuf =

q_vx ρc x D°H_ventx 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 /semaine en moyenne.

Pour déterminer les Degrés-Heures de refroidissement, sur base du climat à Uccle, on peut utiliser le programme de calcul suivant :

Calculs

Degrés-Heures de refroidissement à Uccle.

On détermine le nombre de Degrés-Heures de refroidissement à Uccle, soit 2013 D°H.

Besoins réchauffage air neuf

= q_v x ρc x D°H_ventx f / 1 000

= 4 500 x 0,34 x 2 013 x 5/7 / 1 000

= 2 200 [kWh/an]

Pour atteindre la valeur d’humidité HR de 50 % (comme dans la norme NF S90-351), il en résulte une consommation en fonction :

de la chaleur de condensation 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 de déshumidification de l’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 jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures de déshumidification, il est possible de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Calculs

Grammes-Heures de déshumidification à Uccle dans notre cas.

On détermine le nombre de grammes-heures d’humidification pour une consigne d’ambiance dans la zone contrôlée de 50 %, soit 1 098 (g_eau / kg_air) . heure/an.

La consommation nette d’humidification d’air neuf :

= q_vx r x GH_humx masse volumique x f / 1 000

= 4 500 x 0,694 x 1 098 x (5/7) / 1 000

= 2 450 [kWh/an].

Le total net de refroidissement et de déshumidification

= 2 200 + 2 450

= 4 650 [kWh/an].

La nette différence dans le calcul des énergies mises en jeu pour refroidir et déshumidifier l’air extérieur en période chaude pour l’amener à une température de soufflage de 18 °C et 7.3 g_eau / kg_air :

par l’intégration des enthalpies dans le diagramme de l’air humide; soit 13 959 [kWh/an],

ou par l’approche sur base des degrés-heures et des grammes-heures; soit 4 650 [kWh/an],

est due au fait que dans le premier cas on dépense beaucoup d’énergie à ramener chaque point-heure de l’année climatique à des valeurs de température et d’humidité proches de celles rencontrées au niveau des ailettes de la batterie de refroidissement (on « tire » le point de E vers X engendrant un écart d’enthalpie plus grand que si on déshumidifie et refroidit de E vers S).

Post-chauffe de l’air

Comme vu ci-dessus, le refroidissement et la déshumidification de l’air entraînent le « tirage » du point heure climatique extérieur vers les basses températures (température de la batterie froide) et, par conséquent, vers la saturation. La température de l’air est à ce moment trop froide pour la souffler dans l’ambiance. La post-chauffe s’impose et dès lors le bilan énergétique devient mauvais.

On calcule l’énergie totale annuelle nécessaire pour post-chauffer l’air en intégrant tous les écarts d’enthalpie; l’enthalpie de post-chauffe de chaque point se déduisant de la manière suivante :

Le résultat du calcul donne :

Besoins de post-chauffe de l’air neuf

= 8 463 kWh/an

Refroidissement et humidification

Le cas très particulier de la zone 5 où, théoriquement, il est nécessaire de refroidir et d’humidifier l’air extérieur, reste marginal; et c’est tant mieux ! En effet :

Sur le plan énergétique, c’est mauvais; on maintient la rampe d’humidification en fonction alors, qu’en général, en été elle est coupée.

Sur le plan hygiénique, c’est aussi mauvais vu que le développement des germes s’amplifie lorsque le taux d’humidité augmente.

Dans la pratique, on n’est pas du tout sûr que la régulation de la rampe d’humidification puisse réagir par rapport à ce genre de conditions.

3. Cas où la consigne d’humidité est « flottante » entre 6.6 et 9.5 g_eau / kg_air

Dans la plage :

	Au-dessus de la consigne d’humidité ambiante et de la droite de refroidissement, la zone 3 nécessite du refroidissement, de la déshumidification, suivi d’une post-chauffe.
	Entre la droite de refroidissement et la consigne d’humidité de 7.3 g_eau / kg_air, la zone 4 ne nécessite que du refroidissement et de la déshumidification (cette zone s’est agrandie).
	La zone 5 nécessite, paradoxalement, de refroidir et d’humidifier l’air afin de pouvoir « ramener » le point heure extérieur à la bonne valeur de l’humidité et de température cette zone se réduit).

Refroidissement et déshumidification de l’air

Calculs

Refroidissement et déshumidification de l’air pour une année type. Toutes choses restant égales, on introduit les valeurs de l’humidité relative HR de consigne; soit HR compris entre 45 et 65 % (selon la NF S90-351).

Le résultat du calcul donne :

Besoins de refroidissement et de déshumidification

1 874 + 2107 + 123 = 4 104 [kWh/an]

Post-chauffe de l’air

Le résultat du calcul donne :

Besoins de post-chauffe de l’air neuf

= 621 kWh/an

4. Cas où la consigne d’humidité « flotte » entre 5.8 et 10.3 g_eau / kg_air

Calculs

Le résultat du calcul donne :

Besoins de refroidissement et de déshumidification

551 + 2 833 + 16 = 4 104 [kWh/an]

Besoins de post-chauffe = 217 [kWh/an]

Besoins d’humidification = 13 [kWh/an]

4. Comparaison

Le bilan énergétique de refroidissement et de déshumidification dans une année type donne :

Besoin	Consigne d’humidité
Besoin	fixe	flottante (45-65 %) selon la NF S90-351	flottante (40-70 %) selon le RGPT
Besoin énergétique de refroidissement et de déshumidification (kWh/an)
Refroidissement et déshumidification [kWh/an]	13 959	4 106	3 400
Post-chauffe [kWh/an]	8 463	621	217
Humidification [kWh/an]	334	91	13
Total [kWh/an]	22 756	4 818	3 630
Soit une économie sur l’année
		79 %	84 %

Tout comme pour le bilan de chauffe, et dans une proportion beaucoup plus importante, la présence d’une plage où l’humidité ambiante peut varier permet de réduire énormément les consommations.

Bilan du traitement en « tout air neuf » : influence de la consigne d’humidité

1. Bilan énergétique

Sur l’ensemble des zones décrites ci-dessus, c’est-à-dire pour une saison climatique type en période d’occupation, si on effectue la somme des consommations d’énergie en fonction des différents équipements présents dans une centrale de traitement de l’air en « en tout air neuf », on obtient :

Le résultat est repris dans le diagramme suivant sachant que les consommations liées aux batteries de préchauffe et de post-chauffe sont groupées (même source de production) :

Le bilan énergétique final par type d’énergie donne :

On peut en déduire que l’élargissement de la fourchette de variation de l’humidité relative entraîne :

(+)

une diminution de la consommation en énergie :

totale de l’ordre de 33 à 40 % selon le cas;
individuelle sur la batterie froide, la batterie de post-chauffe et l’humidificateur.

(-)

Une légère augmentation de la consommation en énergie de la batterie de préchauffe quand la limite supérieure de la fourchette humidité augmente.

1. Bilan économique

Pour établir le bilan économique du traitement de l’air d’une salle d’opération pour une saison climatique type en période d’occupation , il est nécessaire de connaître les coûts de production d’eau glacée, d’eau chaude et de l’humidification (dans ce cas la vapeur à partir d’un générateur électrique).

Évaluer

Pour évaluer les coûts liés aux différentes productions.

Batterie froide

Coût = consommation froid / COP du groupe de froid x coût du kWh électrique

avec un COP de 2.5 et un prix de kWh électrique de 0.16 €

Batterie chaude

Coût = consommation chaud / rendement de l’installation de chauffage x coût du kWh thermique

avec un rendement de 0.8 et un prix de kWh thermique de 6.22 c€

Humidificateur

Coût = consommation humidification x coût du kWh thermique

un prix de kWh électrique de 0.16 €

Le bilan économique final par type d’équipement donne :

3. Conclusions

En période chaude, on observe, lorsque la plage de variation de l’humidité d’ambiance est restreinte, qu’il y a destruction de l’énergie puisque l’on est obligé de « trop refroidir » et ensuite de post-chauffer. Économiquement parlant on voit que l’on paye deux fois pour pouvoir contrôler le taux d’humidité dans la salle d’opération. Il est donc nécessaire, pour autant qu’il n’y est pas de contrainte stricte de maintient d’une consigne d’humidité fixe, de laisser varier l’humidité d’ambiance dans une fourchette la plus large possible :

une limite haute de la consigne d’humidité afin de réduire la déshumidification;
une limite basse de la consigne d’humidité pour réduire l’humidification.

Comme on le voit dans l’analyse des bilans énergétiques et économiques, le système de traitement de l’air en « tout air neuf » est très énergivore même si on contrôle l’humidification et la déshumidification. Il s’aggrave si on fait l’exercice du bilan général pour l’ensemble des périodes qu’elles soient d’occupation ou d’inoccupation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un transformateur

Transformateur à huile.

Pertes du transformateur

Un transformateur présente des pertes à vide (ou pertes « fer ») constantes quelle que soit la puissance appelée, et des pertes en charge variables. Il est important de tenir compte de ces pertes dans le choix d’un transformateur, car celles-ci vont se répercuter tout au long de sa vie.

En fonction de leurs aspects constructifs, tous les transformateurs ne présentent pas les mêmes pertes. La réduction des pertes se réalisant par l’augmentation des quantités de matériaux du transformateur, cela s’accompagne d’une augmentation du coût.

Dans un souci d’utilisation rationnelle de l’énergie, la FPE (Fédération Professionnelle des Producteurs et Distributeurs d’Electricité de Belgique) impose, dans ses prescriptions techniques (« Prescriptions techniques – cabines HT (<15 kV) ») le respect des valeurs de pertes reprises dans les normes NBN HD428.1 S1 (tableaux II et III) (transformateurs immergés) et NBN HD 538.1 S1 (transformateurs secs) suivantes:

Transformateurs immergés (NBN HD428.1 S1)
Puissance assignée [kVA]	Pertes en charge [W]	Pertes à vide [W]
50	875	125
100	1 475	210
160	2 000	300
250	2 750	425
400	3 850	610
630	5 400	860
630	5 600	800
1 000	9 500	1 100
1 600	14 000	1 700
2 500	22 000	2 500

Transformateurs secs (NBN HD538.1 S1) (correspond aux transformateurs « faibles pertes »)
Puissance assignée [kVA]	Pertes en charge [W]	Pertes à vide [W]
100	1 750	360
160	2 500	490
250	3 450	660
400	4 900	970
630	6 900	1 270
800	9 400	1 400
1000	11 000	1 650

Exemple.

Comparaison des pertes des transformateurs (12 kV/400 V) de la marque « x ».

Puissance nominale [kVA]	Type de transfo	Pertes à vide [W]	Pertes en charge (nominales) [W]	Prix [€]
400	Transfo sec – pertes réduites	970	4 900	84 916
	Transfo huile minérale	610	34 850	64 350
630	Transfo sec – pertes réduites	14 270	64 900	104 730
	Transfo huile minérale	860	54 400	84 347
800	Transfo sec – pertes réduites	14 400	94 400	114 966
	Transfo huile minérale	950	74 350	94 329

Type de transfo	Puissance nominale [kVA]	Pertes à vide [kWh/an]	Pertes en charge [kWh/an]	Pertes totales [kWh/an]
Hypothèses : fonctionnement = 8 760 h/an, charge moyenne du transfo sur l’année = 37 %
400	Transfo sec – pertes réduites	98 497	5 888	14 373
	Transfo huile minérale	5 344	4 626	9 970
630	Transfo sec – pertes réduites	11 125	8 291	19 417
	Transfo huile minérale	7 534	6 489	14 022
800	Transfo sec – pertes réduites	12 264	11 295	23 559
	Transfo huile minérale	8 322	78 832	17 154

*14 373 [kWh/an] = (970 [W] + 4 900 [W] x 0,37²) x 8760 [h] / 1 000

Type de transfo	Puissance nominale [kVA]	Coût des pertes à vide [€/an]	Coût des pertes en charge [€/an]	Coût des pertes totales [€/an]
Hypothèses : fonctionnement = 8 760 h/an, charge moyenne du transfo sur l’année = 37 %, prix du kWh =6,5 c€
400	Transfo sec – pertes réduites	552	383	934
	Transfo huile minérale	347	301	648
630	Transfo sec – pertes réduites	723	539	1 262
	Transfo huile minérale	490	422	1 586
800	Transfo sec – pertes réduites	797	734	1 531
	Transfo huile minérale	541	574	1 115

*934,25 [€/an] = 14 373 [kWh/an] x6.5 [c€/kWh]

On remarque que les transformateurs (transformateurs à huile minérale) présentant le moins de pertes sont aussi les moins onéreux. Au niveau de l’efficacité énergétique, on a donc tout intérêt à choisir ces derniers. Par exemple, pour le transformateur de 400 kVA chargé à 37 %, on réalise une économie de 4 415 kWh/an sans encore avoir touché aux consommateurs internes du bâtiment.

Cependant, les transformateurs secs sont de plus en plus préconisés par les bureaux d’études qui négligent les économies d’énergie en mettant en évidence les inconvénients des transformateurs à huile (risques de pollution, nécessité de prévoir un système de rétention de l’huile, risques d’incendie, …).

Pour diminuer les pertes de fonctionnement, il faut acheter un transformateur adapté à la charge appliquée :

si le transformateur est faiblement chargé (moins de 30 %), les pertes à vide (W_fe) devront être les plus faibles possibles et les pertes en charge (à charge nominale) (W_cu) pourront être plus importantes;

par contre, si le transformateur est très chargé (plus de 40 %), les pertes en charge devront être les plus faibles possibles et les pertes à vide peuvent être plus grandes.

Il est cependant important lors de tout achat de transformateurs de bien analyser la courbe de charge du réseau alimenté par le futur transformateur et lors de la demande d’offre aux constructeurs, il faudra spécifier le rapport W_fe/W_cu désiré. Les fabricants sont à même de construire les transformateurs selon les pertes désirées. Pour diminuer les pertes à vide, ils doivent optimaliser le circuit magnétique et pour diminuer les pertes en charge, ils doivent augmenter les sections des conducteurs. Toutefois chaque diminution des pertes à vide se fait au détriment des pertes en charge et vice-versa, ceci afin de ne pas construire des transformateurs démesurés et pour maintenir des prix acceptables.

Facteur de puissance

Un transformateur ne fournit pas que de l’énergie réactive dont ont besoin les récepteurs qui sont raccordés à son secondaire.

Il en absorbe lui-même pour assurer son fonctionnement. On pourra, en fonction des pertes magnétiques du transformateur en charge et de la consommation d’énergie réactive des récepteurs, installer une batterie de condensateurs de type fixe aux bornes du TGBT.
Il sera nécessaire de s’assurer que la puissance de celle-ci en kVAr, n’excède pas 10 à 15 % de la puissance nominale du poste en kVA.

Calculs	Exemple de calcul du condensateur associé à un transformateur.
Réseau électrique	Pour en savoir plus sur la compensation de la consommation réactive

Dimensionnement

Les transformateurs présentent des pertes à vide proportionnelles à leur puissance et constantes quelle que soit leur charge.
C’est pourquoi, il est important de ne pas trop les surdimensionner.
D’autre part, le sous-dimensionnement est également préjudiciable :

Les transformateurs n’ont pas leur rendement maximum à pleine charge mais bien aux environs de 50 % de charge.
Des échauffements anormaux des enroulements apparaissent avec ouverture des protections, arrêt de l’installation et vieillissement prématuré.

Pour les bâtiments existants

En rénovation, la tâche est plus aisée qu’en construction neuve. En effet, on peut se fier aux factures électriques des années antérieures. On peut reprendre les factures des 3 dernières années et y relever la pointe 1/4 horaire maximum, ainsi que le cos φ minimum enregistrés :

Puissance du nouveau transformateur = (Pointe 1/4 horaire max / cos φ) + 20 .. 30 % de réserve

La réserve de 20 ..30 % sera précisée en fonction du profil de consommation escompté pour les années à venir.

On remarquera souvent que le résultat de cette formule conduit à une nouvelle puissance nettement inférieure au transformateur existant.

On constate également que, dans cette formule, la puissance du transformateur nécessaire augmente (donc ses pertes aussi) si le cos φ de l’ensemble de l’installation électrique est mauvais. Il est donc important de corriger ce dernier pour qu’il soit le plus proche de 1.

Réseau électrique

Pour en savoir plus sur la compensation de la consommation réactive

Comme vu ci-dessus, il faudra choisir le meilleur rapport (Pertes à vide / Pertes en charge), pour minimiser les pertes sur toute la durée de vie du transformateur.

Exemple.

Voici le diagramme de charge d’un home de 100 lits, pour un jour type. La pointe 1/4 horaire maximum de l’institution a été enregistrée en décembre, avec une valeur de 68 kW.

La puissance du nouveau transformateur est estimée à (avec un cosφ de 0,9) :

68 [kW] / 0,9 x 1,2 = 90 [kVA]

Le choix s’est porté sur un transformateur de 100 [kVA].

La puissance moyenne appelée sur l’année par l’institution est de 26 kW (somme des kWh consommés sur l’année (heures pleines + heures creuses) divisée par 8 760 heures/an).

La charge du futur transformateur sera donc de :

26 [kW] / 0,9 / 100 [kVA] = 32 %

Avec une telle charge présumée, la tendance est de choisir les pertes à vide minimales au détriment des pertes en charge.

Pour les bâtiments neufs

Dans le cas d’un bâtiment neuf, le dimensionnement est évidemment plus ardu puisqu’on ne connaît pas le profil de consommation futur du bâtiment.

Ordre de grandeur

Un ratio raisonnable de dimensionnement du transformateur pour un immeuble de bureaux est :

25 W/m² de surface totale utilisée

La surface totale utilisée comprend les locaux de travail, mais aussi les garages, les sanitaires, les circulations, …

À titre de comparaison, voici le relevé des puissances électriques maximales enregistrées dans les différents immeubles de bureaux de l’administration régionale wallonne :

Pointe 1/4 horaire maximum enregistrée dans les bâtiments de l’admiministration régionale wallonne :

DGTRE (9 265 m²)
DGRNE (10 100 m²)
DGTALP (14 330 m²)
Ministre Président (4 689 m²)
Ministre Act.Soc. Logt. (3 205 m²)
Sécretariat général et DGEE (22 000 m²)
DGASS (8 673 m²)

Par rapport à ces chiffres, le dimensionnement réalisé par les bureaux d’études est bien souvent supérieur. Cela s’explique par le fait que, par raison de sécurité, ces derniers prévoient une puissance maximum sur chacun des points de raccordement. Or, on peut raisonnablement estimer qu’une chaufferette ne sera pas installée sur chaque prise.

L’estimation des équipements les plus probables (par exemple : 1 ordinateur et 1 imprimante par personne, …), de leur puissance et de coefficients de simultanéité raisonnables conduit à un dimensionnement plus proche de la réalité.

Calculs

En première approximation, pour estimer la pointe 1/4 horaire d’un bâtiment futur en fonction des équipements qui y seront installés

Remarque : les transformateurs en dessous de 630 kVA ne nécessitent pas de sectionneurs avec protections, tandis que les transformateurs 630 kVA et plus, bien. L’investissement supplémentaire n’est pas négligeable. Ainsi, pour éviter ce surcoût, lorsque la puissance calculée est légèrement supérieure à 630 kVA, on pourra éventuellement prendre des mesures de gestion de charge et essayer de diminuer la consommation de puissance réactive ou se satisfaire d’une marge de sécurité inférieure.
Pour en savoir plus sur :

Réseau électrique	L’écrêtage de la pointe 1/4 horaire
Réseau électrique	La compensation de la consommation réactive

Découvrez cet exemple de redimensionnement d’un transformateur au Centre Administratif de Sambreville.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réglementation wallonne concernant l’éliminations des transformateurs à l’askarel

La décontamination des transformateurs contenant plus de 0,05 % de PCB/PCT en poids est soumise aux conditions suivantes :

Les PCB/PCT et les appareils qui en contiennent à raison de plus d’ 1 dm³ doivent être décontaminés ou éliminés au plus tard le 31 décembre 2005. Au cas où la date de fabrication est inconnue ou antérieure à l’année 1972, la date limite est avancée au 31 décembre 2001 (art 6 de l’A. Ex. Rég. W. du 25 mars 1999).
Les appareils qui contiennent des PCB/PCT et dont le volume de PCB/PCT est inférieur ou égal à 1 dm³ doivent être éliminés en fin de vie et au plus tard le 31 décembre 2010 (art 6 de l’A. Ex. Rég, W. du 25 mars 1999).
Tout PCB/PCT ou appareil contenant des PCB/PCT pour lequel le détenteur n’a pas introduit de déclaration est décontaminé ou éliminé endéans les 6 mois de la date d’obligation de déclaration (art 6 de l’A. Ex. Rég. W. du 25 mars 1999).
Tout PCB/PCT ou appareil en contenant qui n’est pas conforme aux normes ou spécifications techniques prévues est mis hors service sans délai (art 6 de l’A. Ex. Rég. W. du 2 mars -1 1999).
Le délai entre la cessation d’utilisation et la décontamination et/ou l’élimination des PCB/PCT et des appareils qui en contiennent ne peut dépasser 6 mois sauf dans le cas où le détenteur peut apporter la preuve que la filière d’élimination ou de décontamination n’est pas assurée (art 6 de l’A. Ex. Rég. W. du 25 mars 1999).
Au point de vue administratif, chaque propriétaire doit, lors de la déclaration annuelle, renseigner tous les transformateurs contenant du PCB qui ont été détruits (M.B. 08 mai 1992).
L’élimination d’un transformateur contenant des PCB est soumise à la loi du 22 juillet 74 sur les déchets toxiques.

D’après cette loi, les propriétaires de transformateurs contenant du PCB sont non seulement obligés d’assumer les frais d’enlèvement des transformateurs, mais aussi tenus responsables des dommages, quels qu’ils soient, qui pourraient être causés par leurs déchets toxiques, notamment pendant le transport, ainsi que leur neutralisation ou élimination. Le propriétaire n’est pas déchargé de ses responsabilités en confiant ses transformateurs à un tiers (,art. 7 de la loi du 22 juillet 1974).

Pour éliminer un transformateur contenant des PCB, le propriétaire doit faire appel à un collecteur agréé par l’autorité compétente concernée. L’appareil devra être transporté par le collecteur agréé vers un centre agréé par l’autorité compétente concernée qui pourra détruire ou traiter l’appareil (art. 5, 11, 19 & 30 de l’A.R. du 09 février 76, ainsi que art. 6 à 9 et 1 0 à 13 de l’A. Ex. Rég. W. du 27 juin 1996 relatif au « PCB /PCT »).
Dès que l’appareil est considéré comme un déchet toxique (mis hors service) et qu’il doit être éliminé, le propriétaire doit le déclarer au Ministre qui a l’environnement dans ses attributions (art. 5 de l’A.R. du 09 juillet 1986, art. 61 à 63 A. Ex. Rég. W. du 09 avril 1992).
Les propriétaires et collecteurs agréés doivent déclarer leurs stocks de déchets toxiques. Les déclarations seront établies à chaque étape. Les autorités compétentes pourront ainsi contrôler le processus d’élimination (art 61 à 63 A. Ex. Rég. w. du 09 avril 92).
Le collecteur agréé doit fournir au propriétaire, la preuve de la réception et de l’enlèvement des transformateurs. Ce formulaire peut servir de document intermédiaire pour le propriétaire. Étant donné sa responsabilité ce dernier doit également recevoir une attestation d’élimination émanant du centre de destruction. Ce formulaire peut servir de preuve dans le cas où une décharge de responsabilité serait exigée (art 7 et 33 Décret du 02 juillet 1981, Ordonnance du 07 mars 1991 et art. 66 de A. Ex. Rég. w. du 09 avril 1992).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Eclairage artificiel

S’il fallait en quelques lignes préciser une installation performante d’aujourd’hui, on pourrait la décrire comme suit :

photo bureau éclairé.

Il s’agit une installation qui ne dépasse pas une puissance installée de 1,3 W/m²/100 lux, soit pour une situation classique de bureaux (où 500 lux sont requis sur la table de travail) 6,5 W/m².

Pour ce faire, l’éclairage direct est privilégié (avec éventuellement une petite composante indirect) tout comme l’usage de luminaires à bon rendement.

L’installation visera à apporter un niveau d’éclairement suffisant mais pas plus important que nécessaire.

Concevoir

Pour en savoir plus sur la conception d’une installation d’éclairage efficace.

L’éclairage de décoration est limité aux halls d’accueil et salles d’exposition. La lampe à vapeur d’halogénure métallique de faible puissance (35 à 150 W) est choisie. Sa lumière se laisse facilement focaliser. Si un flux lumineux élevé par unité est requis, elle permet une économie d’énergie de 70 % par rapport aux lampes halogènes.

Les tubes fluorescents sont équipés de ballasts électroniques dimmables, afin de pouvoir moduler l’intensité lumineuse des lampes en fonction des besoins. Une des techniques consiste à intégrer une petite cellule sensible sur le luminaire, cellule qui vérifie que les 500 lux ne sont pas dépassés en dessous de lui. Si le soleil brille, la lampe réduit son intensité lumineuse et donc sa consommation !

Une gestion d’ensemble est prévue, de telle sorte que les lampes ne s’allument qu’en cas de besoin : détecteur de présence dans un couloir ou dans une salle de réunion, sonde de luminosité en façade qui éteint tous les luminaires en façade si l’intensité dépasse un certain seuil, minuteur dans les sanitaires, etc …

Concevoir

Choix d’un mode de gestion de l’éclairage.

Découvrez cet exemple de limitation de la consommation d’éclairage réalisée à l’université de Montfort.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Déjouer les blocages institutionnels

Se centrer sur ses objectifs relatifs à l’URE et tenter d’obtenir les réponses de chaque service cloisonné. Jouer le rôle d’interface : faire passer une information d’un service vers l’autre.

Surtout, il faut rencontrer les différentes personnes et ne pas se décourager devant ce cloisonnement que l’on rencontre dans la plupart des organisations du pays.

Vos interlocuteurs sont tout aussi logiques que vous. Mais leur raisonnement n’est pas basé sur les mêmes critères que les vôtres.

Pour être plus performant dans la recherche des actions à mener et des arguments à utiliser, le responsable énergie peut utiliser un tableau d’analyse présenté ci-dessous, appelé « tableau d’analyse stratégique » et inspiré des thèses de M. CROZIER.

	Acteur 1	Acteur 2	…
Objectifs
Enjeux
Contraintes
Ressources
Comportements habituels

Le tableau doit être rempli en tenant compte de la vision de l’acteur repris en haut de colonne et pas de celui qui fait l’analyse.

Remplir ce tableau permet d’avoir une vue générale de la situation. On se rend souvent compte alors que les acteurs ont des vues très divergentes sur la même chose : c’est souvent une indication que le tableau est bien rempli. En effet, il s’agit ici de mettre à plat la réalité telle qu’un acteur plus ou moins objectif peut la percevoir et surtout pas telle qu’elle devrait être.

Les objectifs désignent les buts que l’acteur énonce facilement et qu’il poursuit dans la situation. Par exemple, les objectifs d’un responsable énergie dans un contexte de modification des installations peuvent être une régulation efficace, un fonctionnement homogène, augmenter le confort des utilisateurs, diminuer la facture énergétique, …

Les enjeux sont aussi des objectifs, mais qu’on énonce moins souvent. Ce sont les conséquences positives ou négatives de la situation présente ou projetée. Par exemple, si nous reprenons la situation déjà évoquée plus haut, les enjeux du responsable énergie peuvent être : se rendre crédible comme responsable énergie, avoir plus d’autonomie pour ses prochains projets URE, …

Les ressources désignent tout ce que l’acteur pense être à sa disposition pour atteindre les objectifs qu’il se fixe. Pour le responsable énergie, cela peut être sa formation, son expertise si elle est reconnue, des règlements (par exemple, les températures de consigne), les bonnes relations qu’il a avec un décideur ou avec les utilisateurs et donc toutes les informations qu’il possède grâce à eux.

Les contraintes, ce sont les obstacles que l’acteur perçoit à la réalisation de ses objectifs. Par exemple, le responsable énergie vivra souvent comme une contrainte le fait qu’il ne décide pas lui-même des projets URE à mettre en œuvre. S’il n’y a pas de règlement interdisant les chaufferettes ou que le responsable hiérarchique ne se préoccupe pas d’URE, il considérera cela aussi comme une contrainte.

Les comportements habituels enfin, ce sont les comportements prévisibles que les personnes pourront avoir dans la situation. Tel responsable énergie abdiquera facilement, tel autre sera très agressif et un autre encore se fera très persuasif et sera plus têtu …

En lisant en ligne les objectifs, on peut élaborer des objectifs fédérateurs, c’est-à-dire ceux qui vont permettre de se mettre d’accord plus facilement. On dit qu’un objectif est fédérateur quand il est acceptable par l’ensemble des personnes. Ainsi, un objectif fédérateur en matière d’URE peut souvent être « améliorer le confort des utilisateurs », mais il peut aussi porter sur un objectif plus environnemental ou l’acquisition de comportements éco-civiques.

En connaissant bien les enjeux des différents acteurs, on se donne plus de chances de trouver les arguments adéquats.

S’interroger sur les ressources et les contraintes telles qu’elles sont perçues par les acteurs, permet souvent d’avoir une vue bien plus réaliste de la situation. En effet, nous avons souvent tendance à penser que ce que nous voyons de la réalité est La Vérité. Mais les rapports de pouvoir ne sont pas vus de la même façon par tout le monde et là où certains verront des contraintes, d’autres verront des ressources.

Les comportements habituels nous renseignent sur ce que vont probablement faire les acteurs. Les comportements humains sont souvent peu prévisibles parce qu’ils sont contingents (à la fois libres et déterminés). Toutefois, savoir qu’un tel est assez souvent agressif nous permet de prendre un peu de recul quand on sera face à cette personne. Ce recul est indispensable pour parvenir à se centrer plus sur ses objectifs et moins sur ses émotions.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion en fonction de la présence : généralités

La gestion de l’occupation des locaux est primordiale pour réduire les consommations d’électricité. La lampe la plus économique ? C’est la lampe éteinte !

Principe

Figure 1: une ampoule intelligente

Figure 1: une ampoule intelligente.

Le principe est simple :

Dans un local inoccupé, l’éclairage de confort visuel des utilisateurs est éteint.
En période d’occupation, ce même éclairage peut être allumé en fonction d’un scénario bien précis lié principalement à l’accès du local à la lumière naturelle.

La gestion de présence en fonction de l’occupation se retrouve sous différentes formes dans les bâtiments tertiaires :

De la plus simple, comme l’interrupteur ON/OFF à l’entrée du local.

Schéma gestion de présence en fonction de l’occupation-01.

À la plus sophistiquée comme la gestion centralisée par adressage d’un ou de plusieurs groupes de luminaires en fonction d’une détection de présence.

Schéma gestion de présence en fonction de l’occupation-02..

Cas d’un store fermé avec détecteur de présence :

Stores fermés, la lumière naturelle est insuffisante, en cas de détection de présence, le luminaire s’active

Les interrupteurs

Les interrupteurs constituent les organes de commande les plus simples dans une gestion d’occupation. Leur caractéristique principale est qu’ils restent en l’état ON ou OFF s’ils ne sont pas actionnés par l’occupant. Le changement d’état nécessite l’intervention de l’occupant.

L’occupant allume ou pas l’éclairage en fonction de sa sensibilité personnelle et des conditions d’ambiance du local dans lequel il se trouve. L’acte d’allumer ou d’éteindre est volontaire, ce qui devrait responsabiliser les occupants.

Différentes études ont montré que la responsabilisation de l’occupant est plus liée à l’allumage des luminaires quand il rentre dans un local qu’à leur extinction quand il le quitte. Leur perspective de perdurer dans une installation moderne qui tient compte de la gestion énergétique des consommations d’éclairage ne repose que sur la démarche volontaire d’éteindre les luminaires quand on quitte son boulot.

Dans les bâtiments tertiaires, on voit tout de suite leur limite si les occupants sont peu ou pas responsables.

On retrouve différents types d’interrupteur suivant la configuration du local : les interrupteurs simples et 2 directions existent toujours sur le marché.

Les boutons poussoirs

Les boutons poussoirs, contrairement aux interrupteurs, n’ont qu’un seul état au repos : soit ON, soit OFF suivant leur type. Ils ne servent, par une simple impulsion, qu’à changer l’état d’un équipement intermédiaire de commande des luminaires comme, par exemple, les télérupteurs, les relais, les entrées digitales des automates (DI : Digital Input), …

Cette caractéristique leur permet aussi de pouvoir être couplés avec une détection d’occupation automatique.

L’idée est de combiner :

un allumage volontaire de l’éclairage à l’entrée de l’occupant dans son local ;
et une extinction automatique du même éclairage par détection d’absence lorsque l’occupant quitte son local (possibilité de temporisation).

Schéma principe boutons poussoirs.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Filtres [ventilation]

Attention : la norme portant sur la classification des filtres à air a été mise à jour en 2017. Vous trouverez sur cette page toutes les informations concernant la norme ISO 16890. La classification des filtres G3, G4, M5, M6, F7, F8 et F9 a été modifié. on parle désormais de filtres grossiers, ePM10, ePM2,5 et ePM1.

Où peuvent se trouver les filtres

Sur les circuits d’aspiration d’air neuf extérieur,
sur les circuits d’air repris, avant recyclage,
sur les circuits de distribution d’air dans les locaux,
sur les circuits d’air repris, avant rejet vers l’extérieur,
sur les circuits d’air repris, avant batterie de récupération de chaleur.

Exemple

Les objectifs de la filtration

Débarrasser l’air des polluants : champignons et bactéries allergogènes et pathogènes, des particules de fibre de verre, …

Exemple.

Chez l’homme, la desquamation constante de la peau, la respiration, l’agitation des vêtements, entraînent par seconde une génération de 10 millions de particules de plus de 0,1μm , pour une personne en mouvement actif.

Protéger les équipements des locaux (électroniques, photographies,…) contre les poussières pour augmenter leur durée de vie et diminuer leur maintenance.

Protéger l’installation de ventilation elle-même. Sans filtration, des dépôts apparaissent dans les conduits, leurs joints, dans les bouches de distribution, sur les batteries d’échange, les ventilateurs, les registres et les sondes de régulation. L’accumulation de poussières peut provoquer la prolifération de champignons, bactéries, …

Exemple.

une installation de ventilation, située dans une ville industrielle, pulse un débit d’air neuf de 36 000 m³/h. La teneur en poussière de l’extérieur est de 0,25 mg/m³ (0,1 mg/m³ pour une ville classique). Le débit de poussière est donc de 9 g/h. En 12 mois de fonctionnement continu, l’installation a aspiré près de 80 kg de poussière dont la majorité s’est déposée dans les composants de l’installation (batteries, boues dans les humidificateurs, gaines, bouches de soufflage et peintures des plafonds).

Batterie protégée par un filtre de performance insuffisante.

Éviter la propagation d’incendie par les poussières et les risques d’explosion.

Protéger les terrasses et toitures en n’évacuant pas les particules directement vers l’extérieur.

Les filtres à couche poreuse

Fonctionnement

Dans ces filtres, l’air à épurer traverse une couche poreuse ou fibreuse dans laquelle il abandonne ses poussières. C’est le mode de filtration de l’air actuellement le plus répandu, tant pour la préfiltration « de protection » que pour la filtration de « confort », de salubrité (immeubles, bureaux), de haute et de très haute efficacité (salles blanches, salles d’opérations « stériles »).

Dans ce type de filtre, l’interception des poussières se fait par :

Tamisage (ou effet de crible)

Il faut que les pores de l’élément filtrant aient des dimensions inférieures à celles des particules : ce peut être un amas de particules arrêtées par le filtre qui constitue un tamis filtrant vis-à-vis des particules plus fines se présentant ultérieurement.

Impact (ou effet d’inertie)

Les particules lourdes ne peuvent pas accompagner le courant d’air quand celui-ci s’incurve autour d’une fibre. Elles s’attachent alors à la fibre à l’endroit de l’impact.

Interception (ou effet de barrage)

Les petites particules légères accompagnant le courant d’air seront interceptées si leur centre passe à une distance de la fibre inférieure à leur rayon. Ainsi, un média filtrant offrant un bon effet d’interception doit contenir un grand nombre de fibres fines, de même diamètre moyen que celui des particules à séparer.

Diffusion

Les particules dont le diamètre est inférieur à 1 μm ont un mouvement vibratoire dû aux mouvements des molécules d’air. Elles se fixent sur les fibres si elles entrent en contact avec elles. La probabilité d’impact croissant quand la vitesse, le diamètre des particules et le diamètre des fibres diminuent (l’amplitude du mouvement est de 7,4 μm pour une particule de 1 μ m et de 37 μm pour une particule de 0,1 μm).

Forces électrostatiques

Les forces électrostatiques peuvent prendre naissance soit sur les poussières soit sur les filtres. Elles provoquent l’agglomération des poussières entre elles et facilitent leur filtration. Pour favoriser ce principe de filtration, les fibres du filtre sont polarisées.

Attention : une erreur fort répandue consiste à penser que la filtration, c’est principalement un effet de tamisage et que le maillage de fibres doit être de plus en plus fin à mesure que la dimension des particules à arrêter diminue. Il n’en est rien. L’effet de tamisage n’a qu’une importance accessoire pour l’efficacité du filtre, encore qu’il puisse, dans le cas d’un filtre mal conçu, atténuer sa longévité (accroissement de perte de charge par effet de surface).

Filtre en cours de colmatage (agrandissement).

Classification

L’efficacité d’un filtre est synthétisée de façon précise par une série de grandeurs dépendant des caractéristiques de l’air entrant : température et humidité, teneur en poussières, granulométrie des poussières, nature et structure physique des poussières. Concrètement, cela se traduit par une classification des performances en fonction des particules à arrêter.

Les filtres sont classés en fonction de leur capacité à arrêter des particules de plus en plus petites. La dénomination de leur classe dépend de la méthode de mesure utilisée pour les essais. Par exemple, GRA signifie « méthode gravimétrique », OPA, « méthode opacimétrique ». Les filtres faisant l’objet d’un essai « DOP » atteignent 100 % d’efficacité par les méthodes opacimétrique et gravimétrique. Ce sont les filtres absolus.

Voici la correspondance de classification entre différentes normes de mesure (américaine, belge et européennes). Ce sont les principales dénominations que l’on retrouve dans la documentation des fabricants.

Filtres grossiers.

Filtres fins.

Filtres absolus.

Correspondance entre les filtres.

Efficacité

On classe les filtres à couche poreuse en fonction de leur efficacité :

Filtres à basse efficacité (classes G1 à G3)

Les filtres à chocs ou labyrinthe sont composés de profilés en quinconce qui interceptent les particules de graisse, principalement :

Par effet d’inertie : à chaque virage autour d’un profilé, les particules sont projetées en dehors du flux d’air.

Par condensation des particules sur les surfaces « froides ». Dès lors, le rendement s’accroît avec une diminution de la vitesse de l’air. Le filtre à choc est donc l’outil optimal pour la filtration de l’air dans des zones humides, genre laverie ou lave-casseroles.

Les filtres à treillis correspondent à des filtres plans composés d’un treillis de fils d’acier.Ils s’encrassent plus facilement que les filtres à choc et sont moins facilement nettoyés.

Ces types de filtres sont généralement utilisés pour effectuer une préfiltration.

Filtre à treillis métallique et filtre à choc.

Filtres à moyenne efficacité (classes G1 à G4)

La surface filtrante est composée de fibre de verre grossière ou de fibre synthétique maintenue dans des cadres en carton ou métallique. Les filtres peuvent être plan ou légèrement plissés pour augmenter la surface filtrante, donc la longévité. On trouve également des médias en mousse de polyuréthane ou polyester expansée, utilisée sous forme de couches planes ou des tricots en fil d’acier galvanisé ou inoxydable, montés dans des cadres.

Ils fonctionnent principalement par l’effet d’inertie des particules.

Filtre plan.

Filtres à haute efficacité (classes F5 à F9)

Ces filtres sont composés soit d’un papier-filtre plissé en cellulose ou en fibres de verre, soit de poches (on parle de filtres à poches) disposées dans un cadre sous forme de sacs flottants qui leur donnent une surface de filtration pouvant aller jusqu’à 27 fois la surface frontale.

Les filtres à poches ont une forte capacité de colmatage et un coût d’exploitation peu élevé.

Ils fonctionnent principalement par effet d’interception et de diffusion.
Ils sont largement utilisés pour la filtration de l’air dans les systèmes de ventilation.

Filtre à poches et filtre à dièdre.

Filtres à très haute efficacité ou absolus (classes H10 à H14)

Le milieu filtrant est constitué de papiers de fibres de verre maintenues par un liant, pour les plus hautes efficacités, ou bien d’un mélange de fibres de cellulose et de fibres minérales. Ces papiers sont plissés sur toute la profondeur du filtre. Chaque pli est parfois maintenu par un séparateur ondulé. La surface de filtration peut atteindre 100 fois la surface frontale pour les filtres dits absolus.

Dans ces filtres, c’est l’effet de diffusion qui devient prépondérant.

Filtres absolus.

Cas particulier : Filtres à nettoyage automatique

Il existe des filtres plans à déroulement automatique, en fonction de la perte de charge qu’ils engendrent.

Il existe également des filtres nettoyés automatiquement : les éléments filtrants sont montés sur une chaîne sans fin et viennent tremper successivement dans un bac où se fait leur nettoyage avant de reprendre place dans le courant d’air à filtrer. Le mouvement de rotation qui est très lent, peut être à commande manuelle et intermittent, ou mieux, mécanique et continu.

Il existe aussi des filtres en tricots métalliques ou plastiques nettoyés de façon cyclique par lavage à l’aide de rampes de pulvérisation d’eau.

Filtre à déroulement automatique.

Les filtres à surfaces de choc huilées

Dans ce type de filtres constitués par des empilages de tôles gaufrées, on donne aux filets d’air un tracé sinusoïdal entre deux surfaces humectées d’huile, afin que les effets de force centrifuge contraignent les poussières à venir se coller contre les parois. Le filtre est divisé en petits éléments dont le nettoyage s’effectue par trempage pendant quelques secondes dans un bac rempli d’huile. Afin de conserver une perte de charge constante à l’ensemble du filtre, on remplace en général un ou plusieurs éléments sales par jour de façon à ce que tous les éléments aient été nettoyés en une quinzaine de jours.

L’on peut classer dans cette catégorie des filtres où la tôle est remplacée par des feuilles de matière plastique percée de trous et gaufrée : le haut pouvoir diélectrique de la matière choisie peut ajouter un effet électrostatique de captation. L’huilage n’est pas indispensable, mais le pouvoir de captation est alors diminué.

Les filtres pour cuisine

Même si les principes de filtration restent identiques, les filtres utilisés dans les cuisines collectives pour les hottes ou les plafonds filtrant représentent une familles à part entière !

Les filtres pour cuisine doivent en effet pouvoir filtrer les graisses, les odeurs et les fumées émises lors de cuissons.

Techniques

Pour en savoir plus sur les appareils de traitement d’air spécifiques aux cuisines collectives

Les filtres à charbon actif

C’est un charbon traité qui a une structure poreuse très développée donc un pouvoir adsorbant important.

Ils sont utilisés pour la désodorisation dans le traitement de l’air des bureaux et des laboratoires.

Il est peu efficace pour les vapeurs de graisses. On a donc pas intérêt à l’utiliser pour le traitement principal de l’air d’extraction en cuisines collectives. Il peut cependant servir en finition pour éliminer les odeurs.

Filtre à charbon actif.

Résumé du domaine d’application des principaux filtres

Recommandations ASHRAE
Filtres grossiers
50 – 74 % GRA	installations de climatisation pour l’industrie textile batteries de chauffage, humidificateurs et ventilateurs installations de ventilation sans critère de pureté de l’air
75 – 84 % GRA	groupes de ventilation, batteries de chauffage, rideaux d’air chaud, climatiseurs de fenêtre ventilation des cabines haute tension, des garages, halls d’usine, sans critère de pureté d’air préfiltre pour filtres fins climatisation des véhicules
> 85 % GRA	installations avec déshumidification armoires de climatisation préfiltre pour installation de climatisation préfiltre pour filtres fins rideaux d’air pour magasins d’alimentation cuisines
Filtres fins
40 – 69 % OPA	installations de chauffage et de climatisation pour écoles, cuisines, salles d’archives, ateliers de mécanique de précision ventilation des machineries ascenseurs rideaux d’air chaud pour magasin d’alimentation chauffage à air chaud des églises des halls de sport climatisation des restaurants et salles de réception magasins d’alimentation
70 – 89 % OPA	installations de climatisation et de ventilation des laboratoires, salles de soins des hôpitaux, bureaux, abattoirs, théatres centrales téléphoniques, ateliers d’optique, studios de radio-télévision, salles d’ordinateur
90 – 98 % OPA	installations de climatisation pour salles blanches, salles d’opération et de stérilisation, vestiaires d’accès à ces salles, laboratoires de radiologie, animaleries, laboratoires pour produits pharmaceutiques, laboratoires d’optique et d’électronique, laboratoire de recherche
Filtres absolus
85 – 94 % OP	installations de climatisation desservant des laboratoires de mesure de haute précision, laboratoires photographiques salles d’opération, de stérilisation salles blanches et postes de travail stériles industrie horlogère
95 – 99 % OP	salles d’opération et de stérilisation salles blanches et postes de travail stériles industrie pharmaceutique centrales nucléaires
> 99,97 % OP	salles d’opération et de stérilisation postes de travail stériles salles blanches avec flux laminaire laboratoires bactériologiques, isotopiques

Recommandations SICC (Société suisse des ingénieurs en chauffage et climatisation)
Éléments à filtrer	Classe suivant EN 779	Applications
Insectes, fibres textiles, cheveux, sable, cendres, pollen, ciment	G1 G2	Utilisations simples (protection contre les insectes)
	G3 G4	Préfiltre et filtre pour les installations de protection civile Évacuation de l’air des cabines de peinture, des cuisines Protection anti-pollution pour les climatiseurs (par exemple de fenêtre) Préfiltre pour les classes de filtration F6 à F8
Pollen, ciment, particules salissantes (poussière), germes, poussières chargées de bactéries	F5	Filtre sur l’air neuf des locaux à faible exigence (ateliers, garages, entrepôts)
	F5 F6 F7	Préfiltre et filtre pour les centrales de traitement de l’air Filtre final dans les installations de climatisation pour magasins, bureaux et locaux de fabrication Préfiltre pour classes F9 à H12
Fumées d’huile et de suie agglomérées, fumée de tabac, fumée d’oxyde métallique	F7 F8 F9	Filtre final dans les installations de climatisation pour bureaux, locaux de fabrication, hôpitaux, centrales électriques, locaux ordinateurs Préfiltre pour filtres absolus et filtres à charbon actif
Germes, bactéries, virus, fumée de tabac, fumée d’oxyde métallique	H10 H11 et H12 H13 et H14 U15 et U16	Filtre final pour locaux à haute exigence, laboratoires, alimentation, pharmacies, mécanique de précision, industrie optique et électronique
	H11 et H12	Filtre final pour salles blanches
Vapeur d’huile et suie en formation, particules radioactives	H13 et H14 U15 et U16	Filtre final pour salles blanches Filtre final pour salle d’opération Filtre final pour évacuation d’air des installations nucléaires

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Identifier une surchauffe liée aux corps de chauffe

Corps de chauffe très peu inertes

Les ventilo-convecteurs très peu inertes chauffent l’ambiance uniquement par convection.

Chaque demande de chauffage (généralement commandée par un thermostat d’ambiance) entraîne une montée en température très rapide de l’air ambiant. Inversement, la chute de la température sera rapide dès la commande d’arrêt du thermostat.

Cette situation conduit à des fluctuations de température (alternance de périodes fort chaudes et fort froides) qui sont d’autant plus importantes que :

la puissance de l’émetteur est surdimensionnée par rapport aux besoins réels (puissance à vérifier donc),
le différentiel du thermostat (différence de température commandant l’enclenchement et le déclenchement de l’appareil) est grand.

Evolution dans le temps de la température intérieure en fonction du différentiel de température du thermostat et du degré de surdimensionnement des émetteurs.

Une première amélioration peut ainsi consister en la diminution de la vitesse du ventilateur, ce qui aura pour effet de diminuer la puissance émise.

Corps de chauffe très inertes

Les émetteurs très inertes, c’est-à-dire comportant une masse chaude très importante (dalle pour le chauffage par le sol, grand volume d’eau et fonte pour certains radiateurs) ne peuvent diminuer suffisamment rapidement leur puissance d’émission lorsque des apports gratuits importants apparaissent (ensoleillement, occupants).

Exemple : le chauffage par le sol.

La chaleur y est véhiculée par de l’eau à une température de 40 à 50°C. Par la circulation de cette eau, c’est l’entièreté de la masse du sol (dalle de béton, carrelage) qui est portée à température et qui rayonne sa chaleur vers l’ambiance, avec une température moyenne de surface de l’ordre de 24° C.

Lorsque le soleil apparaît dans le local, il est impossible de refroidir immédiatement cette masse. La température dans le local va donc augmenter. Heureusement, l’émission de chaleur se réduit lorsque la température de l’air ambiant se rapproche de la température de surface du sol. Cependant la masse du sol étant déjà chaude, sa capacité d’absorber une partie du rayonnement solaire incident est fortement amoindrie. L’impact direct du soleil sur la température ambiante en sera donc plus important.

C’est pourquoi, le chauffage par le sol est déconseillé dans des locaux soumis à des apports de chaleur gratuits importants.

Le surdimensionnement des corps de chauffe

Exemple.

les radiateurs d’un bâtiment ont été dimensionnés suivant la méthode erronée des cubages. Lorsque le confort est atteint dans les locaux en bout d’aile ayant deux ou trois murs extérieurs, les locaux centraux ayant une paroi extérieure seront surchauffés.

De même, un changement de répartition des locaux, par déplacement des cloisons, peut entraîner une surpuissance de chauffage dans certains et un manque de puissance dans d’autres.

Évaluer

Cette problématique peut aussi être à la base d’un manque de chaleur dans les locaux comportant plus de parois extérieures.

Pour estimer le surdimensionnement ou le sous-dimensionnement d’un émetteur, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer une installation « air-eau » : ventilos, éjectos, poutres et plafonds froids…

Adopter une température de pulsion de l’air neuf qui ne « casse » pas l’énergie

A priori, on peut penser que la température de pulsion de l’air neuf devrait être neutre dans le bilan thermique du local et ne pas interférer avec la régulation des ventilos. On rencontre ainsi une pulsion proche des 21°C toute l’année. Effectivement, au niveau du bilan thermique du local le bilan est neutre. Mais pas au niveau global du bâtiment !

En effet, ce choix implique qu’en mi-saison de l’énergie soit « cassée ». Si la température extérieure est de 14°C par exemple, il y a des chances que le local soit déjà en régime « refroidissement ». On va dès lors chauffer l’air neuf de 14 à 21°, et simultanément évacuer l’énergie excédentaire du local, via le ventilo-convecteur par exemple. Il aurait mieux valu pulser directement cet air à 14°C dans le local.

Mais 14°C est une pulsion de température trop faible qui risque de créer de l’inconfort au niveau des occupants.

En fonction de la bouche de pulsion d’air présente et du confort qu’elle engendre, il faudra établir une stratégie qui conduise à un optimum énergétique. En plein hiver, si tous les locaux sont chauffés, la température de pulsion peut être de 21° ou supérieure. Mais dès que la température extérieure génère le refroidissement de certains locaux, la consigne devrait être abaissée jusqu’au minimum compatible avec le confort des utilisateurs : 16°C… 18°C… ?. Ceci induit un réglage de la température en sortie des échangeurs du caisson de traitement d’air à 14°C… 16°C…, puisque ventilateur et parois du conduit apporteront 1°C environ chacun.

En cas de rénovation, on choisira des bouches à taux d’induction élevé afin de pouvoir abaisser cette température de pulsion.

Concevoir

Pour en savoir plus sur le choix des bouches de pulsion et d’extraction.

Reste une difficulté : le local inoccupé dont l’occupant a arrêté le ventilo en quittant le local. C’est le débit d’air de ventilation qui va assurer la température de base durant son absence. Et au retour de l’occupant, le local sera fort froid… Cela ne paraît cependant pas remettre en question le principe d’une pulsion à 16°C car l’occupant a le loisir de remettre son local en température très rapidement dès son retour grâce à l’absence d’inertie du ventilo-convecteur (transfert rapide par l’air) et à la possibilité de positionner le ventilo en grande vitesse. Et si l’occupant n’apprécie pas la petite période d’inconfort qui en résulte, il y a beaucoup de chances qu’il ne soit pas du genre à arrêter son ventilo en quittant le local !

En période de relance, stopper l’air neuf

En période de relance, avant l’arrivée des occupants, la régulation centrale peut faire fonctionner le bâtiment en circuit fermé, sans apport d’air neuf.

Récupérer la chaleur au condenseur de la machine frigorifique

S’il y a simultanéité de besoins de chaud et de froid dans le bâtiment (local informatique refroidi en hiver, par exemple), il peut être alors intéressant d’étudier la récupération de la chaleur au condenseur de la machine frigorifique.

Améliorer

Pour plus de détails sur la récupération de chaleur au condenseur de la machine frigorifique.

Valoriser les possibilités de la régulation

D’une manière générale, la dépense pour des équipements nouveaux est généralement justifiée, d’autant plus si l’installation date d’une « autre époque ». La gamme de choix des systèmes de contrôle est assez large aujourd’hui sur le marché, si bien que l’on peut acheter sur mesure. Via un réseau de communication, l’unité centrale optimisera la gestion des équipements afin qu’elle colle au mieux aux besoins, sans gaspillage.

Une régulation tout ou rien crée des trains de chaleur/froid et des dépassements de consigne, et ce phénomène est accentué si la température de l’eau est très élevée : une régulation par vannes 2 ou 3 voies modulantes est plus confortable.

Pour ramener de l’eau glacée à la plus haute température possible à l’évaporateur (ce qui améliore le rendement de l’échangeur), il est préférable de travailler à débit variable, et donc de privilégier les vannes 2 voies.

Lorsque la vanne se ferme parce que la consigne est atteinte, le ventilateur crée une impression de froid désagréable parce qu’il continue à brasser de l’air ambiant, perçu comme froid : sur les ventilateurs à trois vitesses, on régulera de telle sorte que l’arrêt de la production de chaleur se fasse à basse vitesse (si thermostat sur la reprise d’air) ou à l’arrêt (si thermostat d’ambiance).

En période d’été, il est possible que la température ambiante soit au petit matin aux alentours de 18°C : la régulation devrait empêcher l’installation de chauffage de fonctionner afin de pouvoir profiter en journée du réservoir thermique des parois (équipements et occupants auront tôt fait de remonter la température) (-> élargir la zone neutre si on ne dispose pas d’une gestion centralisée des équipements).

Envisager l’arrêt automatique d’une unité terminale en fonction d’un détecteur de présence temporisé, monté en série dans le circuit de commande, dans les locaux à utilisation intermittente. Une telle régulation est évidente dans les hôtels, mais le capteur de présence est remplacé par la gestion des réservations de chambre.

Il existe aujourd’hui des superviseurs de petits et moyens systèmes de conditionnement d’air qui permettent d’optimaliser le fonctionnement de l’installation sans devoir investir dans une GTC (Gestion Technique Centralisée) complète.

Travailler avec une température de l’eau glacée qui ne provoque que peu ou pas de condensation

Lorsque le régime d’eau glacée est trop bas par rapport aux besoins (en mi-saison), l’air du local est inutilement déshumidifié, ce qui est coûteux en énergie et inconfortable. La température peut être modifiée entre l’hiver ou la mi-saison (besoins faibles de refroidissement) et l’été.

Évaluer	Pour accéder à une comparaison chiffrée entre deux installations à régimes d’eau glacée différents.
Améliorer	Pour plus de détails sur l’adaptation des températures de la boucle d’eau glacée.

Soigner la diffusion de l’air

Lorsque les ventilo-convecteurs sont encastrés en allège ou dans une armoire, on vérifiera si l’air pulsé est correctement canalisé vers la grille du meuble de façon étanche.

À défaut, une partie de l’air sera court-circuité vers la grille de reprise, à l’intérieur du meuble. Ceci diminue la puissance du ventilo et perturbe sa régulation.

Recyclage partiel de l’air.

Sélectionner et entretenir les filtres des unités terminales

Choisir des filtres de qualité minimum EU 2.

Les nettoyer tous les 6 mois; à défaut, le bruit augmente et la puissance diminue.

Si l’installation de ventilo-convecteurs est du type à 3 tubes…

Une installation de ventilo-convecteurs à 3 tubes (1 départ chaud, 1 départ froid et 1 retour commun) est très énergivore par son principe, puisque du mélange entre eau froide et eau chaude est fréquent, au moins en mi-saison. Une analyse particulière doit avoir lieu pour améliorer ce système. Idéalement, il faudrait pouvoir la gérer comme une installation à 2 tubes, avec une régulation organisant le « change over » avec souplesse.

Question : avec la régulation numérique d’aujourd’hui, pourrait-on s’inspirer du fabricant qui réalise une installation « chaud ou froid » à partir d’une installation 2 tubes en Débit de Réfrigérant Variable ? Bien sûr, ce système est beaucoup moins inerte et peut se permettre de chauffer 10 minutes les locaux en demande de chaleur pour passer ensuite pendant 20 minutes aux locaux en demande de froid ! Si une telle souplesse n’est pas possible avec une installation à eau, il est cependant envisageable que le « tuyau de retour » ne soit utilisé que par l’un ou par l’autre (sans accepter de mélange). En mi-saison, en fonction d’une analyse par le régulateur, le matin et le temps de midi seraient consacrés à la relance (chaud), le restant de la journée étant consacré à fournir du froid, par exemple. L’inertie des bâtiments où ce type de système est inséré devrait permettre de franchir les périodes d’arrêt.

Pour aider à ce type de fonctionnement, un compromis pourrait être trouvé à partir du schéma de régulation ci-dessous : une seule température d’eau est envoyée dans le réseau qui fonctionne comme une installation 2 tubes, mais le réseau d’air neuf est progressivement réchauffé lorsque la température extérieure descend. Ainsi, pour la période critique de mi-saison, le local défavorisé reçoit un peu de chaleur via le réseau d’air. Le local en demande de refroidissement conserve l’apport d’eau glacée. Jusqu’au moment où tout bascule (l’air de ventilation est froid et l’eau est chaude). C’est un compromis puisque de l’énergie est cassée par ce système, mais en moindre quantité que dans un fonctionnement 3 tubes.

Si vous êtes confrontés à ce type de problème, nous serions très heureux de participer à une réflexion sur les techniques de rénovation possibles. Si vous avez rénové une installation à 3 tubes, nous serions heureux de faire écho ici de votre solution. Merci d’avance.

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

Concevoir	Choix d’une installation de ventilos-convecteurs.
Concevoir	Choix d’une installation de plafonds froids.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Poutres froides

Poutre dynamique, à gauche, et poutre statique, à droite.

Principe de fonctionnement

La poutre froide convective se présente sous la forme d’un échangeur de grande longueur. Il est placé nu ou habillé pour être intégré à un faux plafond. Les poutres sont parcourues par de l’eau qui varie entre 15 et 19°C selon les besoins de refroidissement. On ne peut descendre plus bas suite au risque de condensation de la vapeur d’eau contenue dans l’ambiance.

L’échange se fait principalement par convection naturelle.

On distingue cependant deux types de fonctionnement :

Les poutres « actives », ou poutres à induction

L’air neuf hygiénique est injecté par des petites tuyères, créant un appel d’air secondaire venant du local. La convection dans l’échangeur est ainsi renforcée.

Photo poutres "actives".

Schéma poutres "actives".

Peut-on comparer ce système à un éjecto-convecteur ?

Oui, dans la mesure où l’induction par effet Venturi est identique.
Non, la comparaison est abusive diront certains, car les vitesses d’air injecté sont nettement plus faibles (pour éviter de créer du bruit !) et l’augmentation de puissance par rapport au système statique n’est pas énorme (de 10 à 30 %). La pression régnant dans le conduit d’air neuf est de 150 à 200 Pa.

Le taux d’air neuf varie entre 1 et 2,5 Volume/heure. Il apporte environ un tiers de la puissance frigorifique totale.

Par le même système, le chauffage des locaux est possible en hiver, même si l’apport de chaleur en partie supérieure du local entraîne une stratification non négligeable des températures !

Exemple d’application.

Bureau paysager…

… équipé de poutres dynamiques.
Le tube central apporte l’air hygiénique, les conduites de cuivre apportent l’eau froide.

Les poutres passives, à convection naturelle :

Il s’agit d’un échangeur travaillant par simple convection naturelle : l’air chaud du local monte, arrive au dessus de la poutre, traverse l’échangeur, se refroidit et redescend, puisque plus lourd…

Photo poutre passive.

Il est important de respecter les espaces nécessaires au bon fonctionnement d’une poutre. Ainsi, si la poutre est intégrée dans un faux plafond, celui-ci devra être ajouré pour laisser passer l’air de convection.

L’apport d’air neuf est dans ce cas indépendant du fonctionnement de la poutre.

Technologies

Les technologies utilisées sont très similaires entre elles. Les poutres se distinguent essentiellement

par leur habillage (poutre carénée ou poutre intégrée dans un faux plafond),
par leur intégration dans le local et/ou dans son faux plafond, avec l’objectif de favoriser la convection de l’air,
par la distribution de l’air neuf dans la poutre, pour les poutres à induction.

Par exemple, certains modèles n’injectent l’air primaire que d’un seul côté :

Installation

On distingue essentiellement les poutres autonomes qui se placent sous le plafond comme des luminaires,

et les poutres qui sont intégrées, voire cachées dans les faux plafonds.

Différentes formules sont possibles pour que l’air de l’ambiance circule au travers de l’échangeur :

> une plaque de faux plafond très perforée à côté de la poutre,

> un faux plafond avec des lames très espacées,

> une poutre en alternance avec les luminaires,…

Idéalement, la poutre doit être située parallèlement à la fenêtre et du côté du couloir. C’est ainsi que le mouvement de circulation de l’air se fera le plus naturellement (boucle convective qui descend le long du couloir et remonte le long de la fenêtre). Et pourtant, dans 90 % des cas, on rencontre des poutres perpendiculaires à la fenêtre ! C’est sans doute une question d’esthétique vis-à-vis des luminaires…

Attention à celui qui travaille en dessous !

Il est possible, par exemple, de l’intégrer au dos d’une armoire, sur le mur opposé à la fenêtre.

Régulation

Le circuit des poutres est alimenté au régime aller-retour de 15°C – 17°C.

Contrôle de la condensation

Différentes dispositions seront prises pour limiter le risque de condensation

limitation de la température de départ de l’eau pour les réseaux intégrés dans la dalle de plafond,
contrôle de l’humidité relative à proximité du plafond et coupure de l’alimentation en eau, pour les réseaux en faux plafonds,
contrôle des conditions extérieures pour anticiper les fluctuations d’humidité à l’intérieur du local.

Dans un bâtiment avec fenêtres ouvrantes, l’alimentation du plafond en eau doit pouvoir être interrompue par un contact de feuillure.

Schémas de principe

La régulation de l’alimentation en eau des poutres vise classiquement au maintien de la température de consigne, mais aussi au contrôle de l’absence de condensation sur les tuyauteries.

Sur base de la mesure de la température de l’air ambiant et de son humidité relative, le régulateur détermine le point de rosée de l’ambiance et limite la température de l’eau à un niveau de 1 à 1,5°C supérieur à ce point de rosée.

Cette protection peut également être assurée par un détecteur de condensation placé à la surface du tube d’entrée : si l’humidité relative de l’air à la surface du tube approche de la condensation, un contact est actionné; la vanne est fermée et, éventuellement, la pompe est arrêtée.

Cette pompe peut également être mise à l’arrêt

si la température ambiante est inférieure à sa consigne,
si le contact de feuillure placé sur les ouvrants des châssis signale une fenêtre ouverte.

Schéma de raccordement hydraulique

Le raccordement hydraulique et la régulation des poutres froides sont similaires à ceux mis en place pour les radiateurs ou les convecteurs : une régulation par vannes trois voies modulante pour chaque départ de zone homogène.
Par exemple, pour l’implantation ci dessous :

On peut prévoir :

Prédimensionnement

Puissance

Pour les poutres froides statiques, la puissance peut atteindre 70 à 200 W/m linéaires, en fonction de la température ambiante, de la température de l’eau froide et de la largeur de la batterie.

Pour les poutres dynamiques, la puissance est fonction des paramètres suivants :

températures d’eau froide (in/out),
température ambiante,
débit d’air primaire,
taux d’induction.

Sur base

d’un débit d’air primaire correspondant à 50 m³/h par m de poutre,
soit environ 3 renouvellements d’air/heure, si on considère un mètre linéaire de poutre pour 6 m² au sol,
d’un écart de température (ambiance – eau froide) de 10°C.

La puissance de refroidissement est de l’ordre de 435 W/m, y compris le refroidissement dû à l’air primaire. Cette puissance permet donc d’assurer un refroidissement correspondant à une charge calorifique dans le local d’environ 75 W/m².

Mais certains constructeurs atteignent, à débit d’air égal, des puissances de refroidissement jusqu’à 110 W/m2.

Emplacement

Pour les systèmes passifs, le placement des unités et la dimension correcte de la reprise d’air sont très importants. Si on ne prête pas suffisamment attention à ces deux points, la puissance attendue ne sera pas atteinte.

On sera également attentif à l’emplacement de l’apport d’air neuf et à son interaction avec les poutres passives.

Source : Conférence de Mr P.A. Delattre – Tracrebel Development Engineering – journée ATIC du 25.09.98

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les appareils tout en un

Nous avons vu que fax, imprimante et photocopieur sont basés sur une technologie commune :

Un scanner traduit les informations visuelles en données numériques, les informations numériques sont transférées sur papier grâce au toner qui se fixe par chauffage.

Il est donc logique que les fabricants aient lancé sur le marché des appareils appelés « multifonctions » qui combinent les fonctions de fax, d’imprimante, de photocopieur et de scanner.

Ils sont généralement proposés sous forme d’option. C’est-à-dire qu’il est possible d’implémenter l’appareil pour qu’il devienne l’équipement « à tout faire ». Ils peuvent être dotés des fonctions R/V (recto-verso) et travaillent en réseau.

Avantages

Énergétiquement, ce type d’appareil semble intéressant. En effet, par rapport à un nombre de fonctions identique, la consommation est divisée par trois, la production de chaleur également.

Cependant, on peut imaginer qu’il ne soit pas heureux de combiner un fax avec d’autres fonctions. En effet, ce dernier doit généralement rester 24 heures sur 24 en attente de messages, tandis qu’une imprimante et un copieur peuvent au minimum être mise hors tension en dehors des heures de travail (durant 16 h par jour). La combinaison fax-imprimante peut s’envisager si :

Les moments de fonctionnement sont semblables.
Le système est équipé d’un mode veille performant, c’est-à-dire avec une consommation minime et une relance immédiate.

Dans le cas contraire, il est préférable d’utiliser un fax indépendant ayant une faible puissance de maintien en stand-by.

Notons qu’il est possible de combiner un PC et un fax. L’utilisation du fax ne se fera alors que dans le sens de l’envoi de messages. Le gain réalisé se situe principalement au niveau du temps et du papier puisque les messages sont directement transférés du PC au fax récepteur.

Au delà de l’aspect purement énergétique, les appareils « multifonctions » améliorent également le confort de travail par une diminution importante du bruit et de l’encombrement.

Leur prix est en chute libre. A caractéristiques identiques, ils deviennent moins chers que la somme des équipements individuels équivalents. Ils bénéficient en plus d’une maintenance plus facile à gérer car le nombre d’équipements diminue.

Inconvénients

Les appareils « multifonctions » ne peuvent assurer qu’un service à la fois. Par exemple, une grosse impression rendra les autres fonctions inopérantes pendant un temps assez long.

La panne d’un élément rend les 4 fonctions inopérantes.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dalle active

Principe

Le principe de base consiste à intégrer des tuyauteries dans la dalle de chaque étage, parcourues par de l’eau froide. Cette technique est réversible, les conduites peuvent être parcourues par de l’eau chaude en hiver (non conseillé).

On retrouve différente dénomination pour ce principe : concrete core activation, active slab, slab cooling, thermal active building system (TABS),…

Du fait de la grande surface d’émission et de la masse des dalles « actives », le système se caractérise par :

Des régimes de températures d’eau élevés en refroidissement et très bas en chauffage.

Une inertie thermique très importante pouvant être exploitée comme stockage (principalement de frigories).

Schéma principe dalle active.

La puissance frigorifique et calorifique dépend du régime de température utilisé, de l’espacement entre conduites, de la profondeur de celles-ci, de la composition de la dalle et de la température ambiante. Dans des conditions usuelles (T° ambiante : 25 °C, T° d’eau à l’entrée de la dalle : 18 °C) la puissance en froid est de 40 à 50 W/m² dans les meilleurs cas, à comparer aux 80 à 90 W/m² des plafonds froids traditionnels et aux 100 à 120 W/m² des ventilo-convecteurs. En mode chaud (T° ambiante : 21°C, T° d’eau à l’entrée de la dalle : 36°C) la puissance est de 60 à 80 W/m².

Exemple on retrouve ci-dessous, l’influence de la composition de la dalle sur les puissances de chauffage/refroidissement.

Situation de base

	Soit une dalle de béton de 30 cm, recouverte d’un tapis de 1,5 cm (lambda = 0,15).
En mode refroidissement
	T° départ d’eau = 16°C T° retour d’eau = 20°C T° ambiante = 26°C (!) T° surface supérieure = 23,1°C T° surface inférieure = 22,6°C Puissance totale refroidissement : 57 W/m² 37 W/m² vers le bas et 20 W/m² vers le haut.
En mode chauffage
	T° départ d’eau = 28°C T° ambiante = 20° CT° surface supérieure = 21,6°C T° surface inférieure = 23,7°C Puissance totale de chauffage : 40 W/m² dont 22 W/m² vers le bas et 18 W/m² vers le haut

Situation avec une dalle flottante

Si une dalle flottante (et son matériau résilient intermédiaire…) est disposée sous le tapis, les puissances évoluent comme suit :

en froid : 8 W/m² vers le haut et 40 W/m² vers le bas.
en chaud : 6 W/m² vers le haut et 23 W/m² vers le bas.

Situation avec un faux plancher

	Soit une dalle de béton de 30 cm recouverte d’un faux plancher et d’un tapis.
En mode refroidissement
	T° départ d’eau = 16°C T° retour d’eau = 20°C T° ambiante = 26°C (!) T° surface supérieure = 24,9°C T° surface inférieure = 22,4°C Puissance totale refroidissement : 47 W/m², 40 W/m² vers le bas et 7 W/m² vers le haut.
En mode chauffage
	T° départ d’eau = 28°C T° ambiante = 20°C T° surface supérieure = 20,6°C T° surface inférieure = 23,8°C Puissance totale de chauffage : 29 W/m² dont 23 W/m² vers le bas et 6 W/m² vers le haut La lame d’air joue son rôle d’isolant…

On constate donc que l’effet isolant de la finition au sol augmente la puissance de chauffage ou de refroidissement émise vers le bas (plus importante en froid qu’en chaud, le froid descend naturellement). Par contre que la finition soit une dalle flottante ou un faux plancher la puissance en chaud ou en froid est fortement diminuée, la dalle active perd toute son efficacité. On voit donc l’intérêt de bien choisir la finition du futur bâtiment.

Aspects technologiques

Mise en œuvre

Il existe différentes techniques proposées par les constructeurs. Les photos ou schémas ci-dessous sont placés dans un but d’illustration et non pas pour promouvoir davantage l’un ou l’autre système.

Les tuyauteries peuvent être placées au centre des dalles de béton de telle sorte qu’elles ne subissent aucun effort de traction ou de compression. Mais, d’après un constructeur, ce critère est peu important, les tuyaux (nettement plus souples que le béton) pouvant sans problèmes reprendre ces modifications de longueur. Le critère majoritaire est la répartition entre le chaud et le froid si les 2 services sont assurés : la puissance en froid et le temps de réponse peuvent être augmentés si les tuyaux sont abaissés aux 2/3 de la dalle, par exemple.

De toute façon, elles restent non accessibles face à un éventuel trou de foreuse.

Trois techniques de mise en œuvre sont possibles :

In situ : elle consiste à directement dérouler la conduite et à le ligaturer sur un treillis spécifique ou le ferraillage existant de la dalle. Plus couteuse par sa main d’œuvre plus importante, cette technique est utilisée pour des tracés hydrauliques difficiles avec courbe. Elle sera donc généralement réalisée sur des surfaces moins importantes que celles couvertes à l’aide des autres techniques.

Module préfabriqué : les conduites sont déjà fixées en usine sur un treillis ou sur le ferraillage en fonction des exigences de participation à la reprise de charge de la dalle. Les dalles arrivent donc sur chantier par module et sont assemblées selon le plan de calepinage, afin d’atteindre la surface du circuit voulue.

En prédalle : comme son nom l’indique, les conduites sont placées et livrées sur une prédalle.

Une coordination doit impérativement être réalisée aussi bien sur chantier qu’à la phase conception. Le bureau d’étude en stabilité doit intégrer la présence de conduites dans la dalle selon les informations fournies par le fabricant, et ce dernier doit connaitre les spécificités de la dalle nécessaire au calcul de la puissance de refroidissement. Sur chantier, les différents corps de métier doivent être avertis de la présence de conduite dans la dalle.
Les conduites de la dalle active doivent être placées après la pose du système électrique. Les canalisations d’eau froide et d’eau chaude à proximité des conduites de la dalle active doivent être calorifugées.

Une attention particulière doit être portée pour les emplacements des joints de dilatations et aux endroits de reprises de charges. On évitera donc de placer les tubes de dalle active en périphérie de dalle et au niveau des jonctions entre plancher et mur. Des fourreaux doivent être employés pour le passage des joints de dilatation de la dalle.

Lors de toutes les opérations de montage, les tubes doivent être maintenus en pression (3 bars à 6 bars), lors du transport, du stockage, de la mise en place, du coulage et lors du séchage du béton. Cette pression doit pouvoir être vérifiée à tout moment par un manomètre. Si les tubes sont déjà sous eau et que le bâtiment peut être soumis au gel, il est impératif de prendre toute les précautions pour éviter le risque de gel dans les tubes. Si de l’antigel est utilisé, celui-ci doit être vidangé avec de l’eau propre avant la mise en service du bâtiment.

Raccordement

Plusieurs modules/conduites peuvent être reliés entre eux à l’aide des raccords spécifiques afin de former un seul circuit. Quelle que soit la technique utilisée, il est recommandé de limiter la longueur par boucle à 130 m et les pertes de charge à 300Pa. Cette limite de 130 m compte tenu des espaces entre conduites et de la limite de bord de dalle équivaut à +/- 45 m² de plancher.

Les modules peuvent être raccordés sur collecteur ou sur une boucle de Tichelmann. Un accessoire spécifique doit être employé pour traverser la dalle et se connecter au collecteur.

Schéma raccordement.
Raccordement sur collecteur.

départ
retour
vanne d’équilibrage
collecteur
vanne d’arrêt

Schéma raccordement.
Raccordement sur boucle de Tichelmann.

départ
retour
vanne d’équilibrage
vanne d’arrêt

Le système à trois connecteurs permettant de différencier les zones en chaud ou en froid.

Variante

Il est possible également de refroidir par les murs latéraux.

Ce système s’utilisera pour des cas bien spécifiques, en effet tout comme la dalle active, il est nécessaire de laisser les murs équipés des conduites de refroidissement accessibles. On privilégiera la dalle active au mur actif, car il est plus facile de ne pas mettre de faux plafond que de ne pas mettre d’armoire. Le mur actif sera pertinent si la surface de la dalle est insuffisante pour donner la puissance nécessaire, par exemple pour des petits locaux hauts et étroits.

Acoustique des locaux

Le souhait de laisser la masse thermique accessible à l’ambiance (pas de moquettes épaisses ni de faux plafonds) peut créer un éventuel inconfort acoustique, du moins dans les bureaux paysagers.

En effet, une part importante du plafond doit être maintenue ouverte. Une telle diminution de surface pour le traitement acoustique de la pièce peut difficilement être compensée. D’autres surfaces d’absorption doivent être trouvées (panneaux mobiles, armoires avec panneaux intégrés, sous-faces des tables de travail, …).

Par exemple, les portes des armoires du bâtiment Worx à Kortrijk sont des panneaux acoustiques micro perforés :

Une campagne d’essais a été menée dans un institut de recherche suédois pour mesurer l’influence de faux plafond discontinu, morcelé en ilots flottants de petite taille, sur les échanges thermiques entre le local et la dalle active.
La campagne consistait à comparer deux configurations, un faux plafond représentant 45 % de la surface du local suspendu à deux hauteurs différentes (20 cm et 80 cm).
On constate une diminution de l’efficacité due à la présence des éléments acoustiques de 16 % lorsqu’ils sont suspendus à 20 cm et de 12 % à 80 cm. Il apparait logique que plus l’élément acoustique est suspendu bas, plus la convection de l’air autour du panneau est facilitée. De même l’efficacité acoustique est améliorée, car le son se répartit mieux autour du panneau, au contraire de panneaux trop proches l’un de l’autre qui ne permettent pas une distribution correcte autour des panneaux.

Circulation d’eau

En règle générale, on observe un débit d’eau (en régime turbulent) d’environ 10 à 15 kg/h/m² de dalle active.

Intérêt – Contrainte

Disposer d’un émetteur alimenté par de l’eau froide à haute température (environ 20°C) est particulièrement intéressant en termes de performance énergétique : non seulement les machines frigorifiques présentent alors un meilleur rendement de production, mais cela facilite également la valorisation de la fraicheur de l’environnement extérieur (free chilling, geocooling, etc.). C’est d’autant plus vrai que la dalle active présente une inertie thermique à même de valoriser la fraicheur nocturne.

Cependant, vu l’inertie thermique du système et sa faible réactivité aux variations de charge thermique (l’ensoleillement par exemple), il est plus difficile d’assurer en continu une consigne de température maximale.

Les constructeurs affirment d’ailleurs clairement qu’il ne s’agit pas à proprement parler d’un système de climatisation. Il est dès lors parfois utile d’installer un système traditionnel en complément (climatiseur dans une salle de réunions, par exemple) ou de prévoir un système de chauffage et/ou de climatisation complémentaire. Dans ce cas, la machine frigorifique peut être de faible puissance puisqu’elle charge la dalle la nuit et travaille sur le refroidissement de l’air le jour.

Une alternative pour le concepteur peut consister à mettre en place le slab cooling et la ventilation hygiénique, tout en prévoyant dès le départ la possibilité de compléter la puissance frigorifique par le réseau d’air, en cas de besoin. Pendant toute l’année, l’installation de ventilation (dont les conduits auront été prévus pour assurer un débit nettement plus élevé) fonctionnera avec une consommation très faible des ventilateurs (doubler le diamètre, c’est diviser la consommation du ventilateur par 32 !) et, en période de canicule, ce réseau donnera l’appoint souhaité.

Pour éviter le risque de condensation, l’eau circule à une température minimale de 16 °C. Nous renvoyons vers la partie régulation pour la gestion du risque de condensation.

Intégration d’un système de chauffage

De manière à limiter les coûts d’installation, on peut envisager d’intégrer le chauffage à la dalle active en complément du refroidissement.

Du fait de l’inertie importante de la dalle, le système peut être considéré comme un stockage de chaleur anticipé. Dont l’émission est difficilement contrôlable au regard de la variabilité et de l’impossibilité de prévision des apports de chaleur gratuits (occupants, soleil,…). Dès lors, il est préférable de considérer la dalle comme une source de chaleur de base à laquelle on adjoint un complément plus flexible. Par exemple, le chauffage de base sera donné par l’alimentation continue du réseau à une température très faible (de l’ordre de 28°C par -10° extérieur). La température de surface n’est alors que de 2 degrés plus élevée que la température ambiante. À comparer avec le chauffage par le sol traditionnel dont l’eau d’alimentation est de 35°C et la température de sol atteint 28°C. Une technique consiste alors à compléter ce chauffage de base par un deuxième réseau plus dense et à température plus élevée, dans la zone de bord (1 m à 1,5 m le long des façades). Comme expliqué dans les différentes techniques de dalle active, il faudra prendre en considération les contraintes plus importantes en bordure d’appuis sur les conduites de refroidissement/chauffage.

Mais le souhait de placer une « dalle flottante » (pour limiter la nuisance acoustique éventuelle créée par le bruit des pas) peut modifier le projet. On arrive alors à un choix de plusieurs solutions :

Chauffage/refroidissement de base dans la dalle et appoint de chauffage dans la chape en bordure (avec de l’eau à plus haute température;
Chauffage/refroidissement de base dans la dalle, appoint de chauffage dans la chape en bordure et chape flottante globale;
Chauffage à plus haute température dans la chape flottante et refroidissement par la dalle :

Remarque : s’il existe des parois vitrées fort importantes, il est conseillé de briser l’effet de l’air froid « coulant » le long du vitrage par la pose de montants horizontaux.

Production associée

Production de froid

La production de froid valorisera des sources d’énergie compatibles avec une température d’eau froide élevée (on ne descend pas sous les 16°C notamment pour éviter les risques de condensation).

L’eau froide peut être produite par différents moyens :

	L’eau peut être refroidie par l’air extérieur, via un échangeur placé en toiture, ou une tour de refroidissement (free-chilling). Pour profiter d’un air plus frais, il apparaît que le fonctionnement aura principalement lieu durant la nuit. D’où la nécessité de stocker le froid dans l’épaisseur de la dalle.
	Une variante de géothermie consiste à exploiter l’eau refroidie par de l’eau pompée dans une nappe phréatique, via un échangeur à plaques eau/eau. Le fonctionnement peut alors avoir lieu 24h/24.
	L’eau peut être refroidie par circulation dans le sol sous le bâtiment, via un échangeur sol/eau. La présence d’une circulation d’eau d’une nappe phréatique éventuelle autour des conduits renforce le refroidissement. La puissance frigorifique varie entre 10 et 25 W/m courant (on parle de géocooling ou géothermie). Le fonctionnement peut alors avoir lieu 24h/24.
	L’eau peut être refroidie par une machine frigorifique traditionnelle, venant en appoint d’une des sources ci-dessus, notamment pour vaincre les périodes de canicule.

Production de chaud

En chauffage, la dalle active est associée à une production dont les meilleurs rendements sont obtenus grâce à la production d’eau à basse température : principalement les pompes à chaleur, accessoirement les chaudières à condensation voire des capteurs solaires.

Régulation

Principe généraux

Une faible réactivé

La faible réactivité de la dalle impose une stratégie de régulation différente des autres systèmes. Ce que certains nomment « autorégulation » est en réalité une obligation de simplification de la régulation en supprimant les variations de température intérieure compte tenu du peu de réactivité du système.

Par exemple, si le climat désiré dans le local est représenté par une plage entre 20 °C et 25 °C, alors le système visera souvent à maintenir une température intérieure constante de 23 °C pour limiter les variations et forcer un climat intérieur étant indépendant du climat extérieur.

Différentes raisons indiquent néanmoins qu’il ne faut pas se passer totalement d’une régulation :

l’augmentation de rendement de production via des températures d’eau faibles ou élevées;
la condensation liée à de faibles températures de l’eau et/ou au taux d’humidité élevé du local;
la gestion de l’intermittence pour l’économie d’énergie;
la destruction d’énergie si la dalle est surchargée.

Un découpage par zones thermiques homogènes

Une régulation par locaux individuels avec l’activation au cœur du béton n’est pas sensée, mais le réseau doit toutefois être partagé en zones homogènes en termes d’apports (soleil, occupants, équipements) afin de pouvoir affiner la régulation compte tenu des différences.

Le software de gestion de l’installation devrait être modifiable et optimisable : les différents paramètres, les intervalles de temps et de température ne devraient pas être programmés définitivement, mais adaptables manuellement. Généralement une optimisation ou une modification des règles de paramètres devrait encore être possible après la mise en service et durant le fonctionnement.

Pour la régulation il devrait être possible de modifier les paramètres suivants :

durée de service,
température de l’eau,
débits d’eau.

Régulation des heures de service

Un avantage de l’activation au cœur du béton est qu’il suffit dans de nombreux cas de refroidir activement pendant une partie de la journée. Dans ce cas une simple mise en circuit temporaire suffit.

Il peut être avantageux d’activer uniquement en dehors des heures d’utilisation (la nuit…). Il est alors possible de profiter de tarifs de courant moins coûteux pour les compresseurs de froid, de profiter de la température extérieure nocturne pour refroidir et de diminuer la consommation de la pompe de circulation.

De même, en cas de refroidissement supplémentaire via une installation à air, la machine de refroidissement ne doit pas être dimensionnée en fonction de la somme des besoins (activation au cœur du béton + installation à air), mais d’après le plus grand besoin.

Il faut toutefois veiller à ne pas faire fonctionner trop longtemps la dalle sous peine d’entrainer un sous-refroidissement et un inconfort en été.

Service intermittent

Des analyses ont montré qu’il est possible d’arrêter les pompes de circulation sans grande diminution de productivité (la pompe est arrêtée pendant 45 min ou 30 min par heure). Sur base de calculs de simulation dynamique, la température de la pièce est quasi la même, mais les dépenses d’énergie pour les pompes sont beaucoup plus faibles.

Pendant l’arrêt de la circulation (30 ou 45 min par heure), la chaleur dans le béton continue à circuler vers l’espace des tuyaux refroidis. Lors d’un nouveau démarrage du débit d’eau, une capacité de refroidissement proportionnellement plus importante se met en place grâce à la différence de température plus élevée eau-béton. Les variations de température dans le cœur du béton ne se répercutent presque pas jusqu’à la superficie des pièces en raison de l’inertie. C’est pourquoi la capacité de réfrigération reste sensiblement la même et que les interruptions dans le transport de chaleur/de froid n’ont pratiquement pas d’influence sur la pièce.

Gestion du risque de condensation

Avec un système de refroidissement dans la dalle, celle-ci étant plus froide que l’ambiance, il existe un risque de condensation sur la paroi. La condensation peut avoir pour conséquence le développement de moisissures sur certaines surfaces si la condensation se reproduit régulièrement. Si elle intervient sur un sol, le sol mouillé eut être glissant et donc dangereux pour les occupants.

Le risque de condensation est néanmoins limité vu le régime de température employé dans la dalle active. En cas de risque avéré, une déshumidification de l’air neuf hygiénique sera organisée dans le groupe de traitement d’air.

Comment réguler ?

Afin de réguler correctement une dalle active, il faut garder en tête que sa caractéristique principale est le déphasage entre la distribution de l’énergie et sa diffusion dans le local. On doit donc tenir compte de l’effet tampon et choisir le moment le plus efficace pour faire fonctionner la production. La complexité de régulation d’une dalle active nécessiterait de pouvoir prédire le climat extérieur et les charges internes afin d’optimiser le confort intérieur. C’est pourquoi on déconseillera le chauffage d’un bâtiment à l’aide de ce système tandis qu’on l’acceptera comme mode de refroidissement en fonction des possibilités de production à très haut rendement (freechilling et geocooling).

Pour réguler une dalle active, on peut jouer sur deux éléments :

Le débit d’eau;
La température de départ de l’eau.

La régulation doit à la fois permettre de maintenir le climat intérieur désiré et le faire de la manière la plus économique possible, sans détruire de l’énergie. La régulation dépendra donc également du mode de production de l’énergie.
Par exemple :

Il est possible de brûler du gaz à tout moment de la journée, mais des panneaux solaires ne peuvent rien alimenter durant la nuit.

Il est possible de refroidir en journée à l’aide d’un géocooling alors qu’avec un freechilling, on préférera refroidir durant la nuit.

Exemples

Ci-dessous on retrouve des exemples de conditions de régulation proposées par divers concepteurs. La diversité de propositions reflète les difficultés de régulation de ce système.

Exemple	Mode	Mise en marche du circulateur	Débit d’eau	Température de départ de l’eau
1.	Été	ON si T_{ext moy 48 h >}16 °C et de 20 h à 6 h	Constant : 13 kg/h/m²	Constant : 18 °C
2.	Été	ON tout le temps	Variable : 0 – 14 kg/h/m² de manière à maintenir Tsurface dalle = 20 °C	Constant : 15 °C
3.		ON si T_{ext moy 48 h >}14°C	Variable : 0 – 14 kg/h/m² de manière à maintenir T_{surface dalle} = 22 °C entre 7 h et 19 h et 19°C entre 19 h et 7 h	Constant : 15 °C
4.		ON si :	Variable : 0 – 14 kg/h/m² de manière à maintenir T_{surface dalle} = 23 °C	Variable :
	Été	– T_{ext moy 48 h >}14 °C		19 °C
	Hiver	– T_{ext moy 48 h <}12 °C		25 °C
5.	Été	ON si T_{ext >}15 °C	Constant : 12 kg/h/m²	Variable : loi d’eau 22 °C si Text = 15 °C 17 °C si Text = 30 °C
6.		ON tout le temps	Constant : 10 kg/h/m²	Variable :
	Été	– du 21/06 au 20/09		20 °C (de 21 h à 7 h)
	Automne Printemps	– du 21/09 au 20/12 et du 21/03 au 20/06		20 °C (de 17 h à 6 h)
	Hiver	– du 21/12 au 20/03		26 °C (de 6 h à 9 h)
	Un appoint en chaud et froid est disponible à l’aide de ventilo-convecteurs. Ils sont alimentés en eau chaude (50 °C) ou froide (7 °C) de 6h à 19h sur base d’un change-over en fonction de la demande du plus grand nombre.

Chaque exemple ci-dessus présente des lacunes en termes d’efficacité et pourrait être amélioré ; montrant par là qu’il n’y a, à l’heure actuelle, pas de solution de régulation universellement reconnue.

Voici différents commentaires pouvant être émis à propos de ces exemples :

Exemple 1 – Commentaires

En fonction des demandes du bâtiment, il est probable que refroidir quand la température moyenne des deux derniers jours dépasse 16 °C ne soit pas suffisant pour apporter le confort entièrement à l’aide de la dalle active. En effet, si on observe ci-dessous le parallèle entre la demande de refroidissement d’un bâtiment de bureau et la température extérieure à Uccle durant une année moyenne (Meteonorm), on remarque qu’un besoin de refroidissement existe quand la température extérieure moyenne sur 48 h est de 12 °C (avril, mai, septembre, octobre).

Exemple 2 – Commentaires

Faire fonctionner le circulateur de la dalle active en permanence n’est pas optimal en termes de consommation d’électricité. De plus, maintenir la surface de la dalle à 20 °C entraine un risque important de sous refroidissement de l’ambiance et donc un inconfort ou une destruction d’énergie si une fourniture de chauffage le compense.

Exemple 3 – Commentaires

Maintenir la surface de la dalle à 19 °C durant la nuit entraine un risque important de sous refroidissement et donc une destruction d’énergie si on relance le chauffage le matin. Toutefois, il n’est pas sûr de pouvoir atteindre une telle température compte tenu de l’inertie du système. Le temps d’arriver à cette consigne (19 °C), il est possible qu’elle ait changé (22 °C).

Exemple 4 – Commentaires

Chauffer et refroidir avec une dalle active présente un grand risque de destruction d’énergie. Le traitement continu empêche de profiter d’une période de mi-saison où le bâtiment serait confortable sans être refroidi ni chauffé.

Exemple 5 – Commentaires

Une régulation sur base de la température extérieure instantanée est incohérente par rapport au déphasage entre la distribution de l’énergie dans la dalle et son émission dans le local.

Exemple 6 – Commentaires

Les besoins d’énergie d’un bâtiment ne dépendent pas directement d’une date. Le climat varie chaque année. Il semble donc peu cohérent de réguler un système de chauffage et de refroidissement uniquement sur base d’un calendrier. Il faudrait au minimum réguler le mode de fonctionnement sur base de la température extérieure moyenne sur les deux derniers jours.

La pompe de la dalle active fonctionne quand la température de départ de l’eau n’est pas traitée et entraine une consommation électrique non négligeable tant que l’eau n’est pas totalement à température homogène. Il pourrait être intéressant de limiter le fonctionnement de la pompe de circulation sur base d’une durée maximale après arrêt du traitement de la température de départ de l’eau.

La durée de refroidissement via la dalle est plus courte en été qu’en automne et printemps (le reste restant identique). La quantité d’énergie à fournir en été est pourtant plus importante.

En hiver, la dalle est chargée de 6 h à 9 h alors que les ventilo-convecteurs sont en fonctionnement. L’énergie fournie à la dalle risque donc d’être source de surchauffe, car elle sera émise dans le local après qu’il ait déjà été chauffé par les ventilo-convecteurs. De plus, un risque de destruction d’énergie est présent puisque le bâtiment sera refroidi lorsque la majorité des ventilo-convecteurs passeront en demande de froid pour combattre la surchauffe due à la surcharge de chaud dans la dalle. Il faut donc tenir compte du déphasage et charger la dalle avec le décalage temporel correspondant.

Il faut empêcher l’émission de froid via les ventilo-convecteurs quand la dalle active est (ou était) en mode chaud ; Ainsi qu’empêcher l’émission de chaud via les ventilo-convecteurs quand la dalle active est (ou était) en mode froid et leur adjoindre une courbe de chauffe.

Le risque de destruction d’énergie et d’inconfort est d’autant plus grand que les occupants pourront régler à leur convenance la consigne (min et max) des ventilo-convecteurs.

Proposition de régulation de la température de l’eau

Sur base de l’analyse des exemples précédents, voici une proposition de régulation basée sur un débit fixe et le réglage de la température de départ de l’eau dans la dalle.

La régulation de la température de l’eau a plusieurs objectifs :

Favoriser un haut rendement de production d’énergie;
Fournir le confort attendu dans le bâtiment.

Postulats :

En mode « refroidissement », le rendement de production augmente généralement avec l’augmentation de la température d’eau.

Il est difficile de prédire les besoins futurs d’un bâtiment. En effet, il est impossible de prévoir à la fois, le climat extérieur (température et ensoleillement) et l’usage du bâtiment (occupants et équipements) de manière à prédire les besoins d’énergie à fournir au bâtiment.

Il n’y a pas de corrélation directe entre l’énergie à fournir et la température extérieure. En effet, si on regarde le graphe ci-dessous, on remarque que les besoins d’énergie ne sont pas constants pour une même température extérieure (exemple d’un bâtiment de bureau).

Objectif d’une régulation de la température de départ de l’eau dans le cas d’un refroidissement par dalle active

Compte tenu de ces postulats, il semble donc inutile de prévoir une loi d’eau fonction de la température extérieure dans le but d’adapter le climat intérieur du bâtiment. Le seul intérêt est donc de veiller à favoriser un haut rendement de production d’énergie. Il est donc préférable de privilégier une température d’eau proche de la température intérieure.
Pour le choix de la température de l’eau, il faut donc pouvoir dissocier les solutions sur base du contexte particulier des différents projets. On peut ainsi citer deux exemples :

Le cas d’une source froide pratiquement gratuite (seule la pompe de circulation consommant de l’énergie) à l’aide de sondes géothermiques ou d’une rivière.

Le cas d’une production d’eau froide à l’aide d’un compresseur si la source froide (par exemple l’air extérieur) n’est pas toujours suffisamment froide.

Dans le premier cas, on comprendra que le choix de la température de l’eau doit se faire de manière à minimiser le temps de fonctionnement des pompes puisque ce sont les seules consommations d’énergie. On pourra alors par exemple, travailler à température plus basse sur un temps plus court.

Dans l’autre cas, il s’agira de trouver un équilibre entre un temps de fonctionnement pas trop long et une température d’eau suffisamment élevée pour permettre une production d’eau froide à haut rendement.

Pistes de solution

Pour illustrer cette recherche d’équilibre, voici des pistes de solution issue de simulations thermiques dynamiques d’un immeuble de bureau refroidi par dalle active alimentée par de l’eau froide produite par un groupe de production d’eau glacée (source : MATRIciel) :

Compte tenu du mode de refroidissement, il est préférable de fonctionner la nuit de 22 h à 6 h quand la température extérieure est la plus faible donc le rendement de production est le plus élevé. Il faut veiller à ne pas commencer trop tôt, car la température peut être encore élevée en soirée et on risque de refroidir trop longtemps.

Il est également préférable de refroidir uniquement quand la température moyenne extérieure dépasse une limite de 10 à 14 °C – 12 °C semblant un optimum, mais celui-ci peut varier suivant les bâtiments (cfr le graphique, présenté précédemment, montrant la demande de refroidissement en regard de l’évolution de la température moyenne des deux derniers jours).

On observe qu’une loi d’eau fonction de la température extérieure n’est pas intéressante, car si on se limite à ces conditions de fonctionnement, la température extérieure varie peu et on finit par avoir une loi d’eau dont l’inclinaison est très faible. Une température constante est donc privilégiée en mettant l’importance sur le temps et le moment du fonctionnement.

Il ressort des résultats de l’étude qu’utiliser une température de départ de 18°C est généralement trop froid et entraine un sous-refroidissement tandis qu’une température de départ de 22°C n’est pas suffisante en terme de confort et entraine un risque de surchauffe plus important.

Ainsi l’optimum intervient quand on envoie de l’eau à 20 °C de 22 h à 6 h quand la température moyenne extérieure (sur 48h) dépasse 12 °C.

Toutefois, si le confort n’était pas atteint, il est possible :

De compenser le manque de refroidissement durant la nuit par un fonctionnement en journée uniquement quand la température moyenne extérieure (sur 48 h) dépasse, par exemple, 18 °C ;

D’augmenter le fonctionnement durant la nuit en déchargeant la dalle dès que la température moyenne extérieure (sur 48 h) dépasse 10 °C (au lieu de 12 °C).

Enfin, il est également possible de réguler sur base de la température moyenne de l’eau dans le circuit avec une consigne finalement proche de celles proposées pour la température de départ étant donné qu’avec le débit imposé, la différence de température entre le départ et le retour est relativement faible.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’autoclave

Forme de la cuve

Energétiquement parlant, la forme extérieure de la cuve est un élément intéressant à développer. A première vue, la question suivante paraît stupide :

« Pour un volume de chambre de stérilisation et de double enveloppe donné, quelle est la forme extérieure la plus déperditive : le cylindre ou le parallélépipède rectangle ? »

Faisons rapidement le calcul.

On a :

le volume utile de chambre V_utch = (1 x 1 x 1) [m³] (H x L x P);
le côté de la chambre C_ch = 1 [m]
le volume de double enveloppe V_de = 0.05 [m³];

Hypothèses :

on ne tient pas compte des épaisseurs de paroi.

On cherche à savoir quelles sont les surfaces de déperdition de la double enveloppe dans chacun des cas :

> pour le parallélépipède

le côté C_de est déterminé par la relation suivante: C_de² x P – V_de = V_utch

C_de x 1 = (V_de+ V_ch)^1/2= (1 + 0.05)^1/2 = 1,025 [m]

la surface déperditive est donnée par la relation suivante: S_de = 4 x C_de x 1

S_de = 4 x 1,025 = 4,1 [m²]

> pour le cylindre

le côté C_de est déterminé par la relation suivante :π x D_de² / 4 x 1 – V_de = V_ch
le volume de la chambre, compte tenu de la perte de volume due à la forme cylindrique de la paroi interne par rapport au volume parallélépipédique :

V_ch = π x D_ch^² / 4 x P = π x 2 / 4 = 1,57 [m]

avec D_ch = C_ch x 2^1/2 = 2^1/2

le diamètre de la double enveloppe :

D_de = ((V_de+ V_ch) x 4 / π)^1/2= ((1,57 + 0.05) x 4 / π)^1/2 = 1,44 [m]

la surface déperditive est donnée par la relation suivante : S_de = π x D_de x P

S_de = 3,14 x 1,44 = 4,5 [m²]

Pour une même déperdition, le rapport entre les deux surfaces déperditives est de 4,1 / 4,5 = 0,9.

Configuration cylindrique

(+)

l’enveloppe cylindrique supporte mieux la mise sous pression des parois;
si la paroi interne cylindrique de la cuve n’influence que très peu le volume utile de la charge à stériliser, l’enveloppe extérieure cylindrique offre moins de surface déperditive que la parallélépipédique (réduction de 11 % des pertes calorifiques);
…

(-)

si la paroi interne cylindrique de la cuve influence le volume utile de la charge (chargement horizontal dans des paniers DIN parallélépipédiques), l’enveloppe cylindrique offre plus de surface déperditive que la parallélépipédique (9 %);
mise en œuvre plus compliquée;
…

Configuration parallélipipédique

(+)

Pour une même capacité utile de stérilisation, le simple choix d’une double enveloppe parallélépipédique plutôt que cylindrique réduira les déperditions calorifiques de 9 %.
mise en œuvre technique plus simple;
…

(-)

la tenue à la pression interne des enveloppes parallélépipédiques est moins bonne que des cylindriques et nécessite de placer des raidisseurs;
de part la présence de renforts sur la paroi extérieure, l’enveloppe est plus difficile à isoler thermiquement;
…

Isolation de la cuve

Au niveau du constructeur, l’isolation des parois de la double enveloppe est conditionnée par le risque de brûlure au contact des parois chaudes. On parle régulièrement de températures de paroi de 45 à 50 °C. Cette valeur de température permet au constructeur de calculer l’épaisseur d’isolant à placer sur l’enveloppe extérieure.

Exemple.

Soit un stérilisateur effectuant un cycle à 134 °C. On peut considérer que le métal conduit très rapidement la chaleur et établisse une température de paroi extérieure de l’ordre de 134°C.

Calculs

Pour en savoir plus sur le calcul de la température de paroi.

Si dans le module de calcul on introduit une épaisseur d’isolant de 2 cm de laine minérale, la température de paroi est de l’ordre de 44 °C.

Dans la pratique, le constructeur isolera les parois extérieures au minimum, juste pour éviter les risques de brûlure. Sur le plan énergétique, il pourrait faire mieux en augmentant l’épaisseur d’isolant afin de réduire les déperditions qui risquent d’être importantes au vu de l’exemple suivant.

Exemple.

Un constructeur annonce des déperditions en régime stable pour un stérilisateur de 8 STE (8 paniers stériles de 600x300x300 mm), effectuant un cycle normalisé selon la norme EN 285; soit 6 kg d’ustensiles par panier et 134 °C – 4 minutes lors de la phase plateau de stérilisation, de l’ordre de :

2100 W de la ligne de distribution de vapeur, de la double enveloppe, …
500 W au niveau des portes fermées et 1 400 W portes ouvertes.
800 W au niveau du générateur de vapeur.

Les déperditions annoncées sont importantes sachant que ce même constructeur annonce une épaisseur d’isolant de laine minérale comprise entre 3 et 8 cm.

En introduisant différentes valeurs d’épaisseur d’isolant dans le module de calcul des déperditions d’un volume simplifié cylindrique ou parallélépipédique avec les données suivantes :

Un volume de 6,2 m³ (valeur approchée du volume de la chambre de stérilisation dans l’ambiance technique sans compter les portes qui donnent dans l’ambiance de travail).
La paroi interne est portée à une température de 134 [°C].
L’ambiance autour du cylindre doit rester à 28 [°C].
Le coefficient d’échange superficiel a été pris égal à 10 [W/K.m²] (source AICVF).

On en retire sur le graphique suivant les valeurs des températures des parois et les déperditions :

Calculs

Pour en savoir plus sur le calcul de la température de paroi,

On en déduit que pour une épaisseur de 2 cm de laine minérale les déperditions sont de l’ordre de 1 213 [W] pour une température de paroi externe de 44 [°C].

Le constructeur annonçant des épaisseurs d’isolant (3-8 cm) et des déperditions (2 100 W) plus importantes que celles déterminées par le module de calcul, il est nécessaire d’être prudent dans le choix des paramètres :

De la surface de déperdition (une enveloppe parallélépipédique est renforcée par des raidisseurs qui agissent comme autant d’ailettes de déperdition et empêchent une isolation correcte de l’ensemble de la surface).
Du coefficient d’échange superficiel qui varie beaucoup selon que l’ambiance de l’espace technique est ventilée de manière forcée ou pas.

De plus, beaucoup de tuyauteries et de vannes sont connectées à la cuve de stérilisation et augmentent artificiellement la valeur de la surface déperditive. Ces équipements techniques, dans la pratique étant difficiles à isoler, il ne faut pas s’étonner d’arriver à des puissances de déperdition de l’ordre de 2 100 [W].

L’impact de l’épaisseur de l’isolant est important et influencera le choix de la ventilation de l’espace technique. En général, ce sont des espaces surchauffés, mal ventilés, jouant à terme des tours à l’électronique de régulation des stérilisateurs. Pour cette raison, la réaction habituelle est de prévoir une extraction vers l’extérieur.

Pensez d’abord à prévoir une isolation correcte des équipements !

Ensuite, pourquoi ne pas prévoir dans le projet une valorisation des calories produites par les déperditions résiduelles par leur réinjection durant les périodes froides dans des espaces à proximité ne nécessitant pas une qualité d’air semblable à celle d’une stérilisation centrale (quais fournisseurs par exemple).

Malheureusement, pendant les périodes chaudes (mais heureusement limitées), les calories devront être extraites de la zone technique vers l’extérieur.

Isolation des portes

Les portes, que ce soit du côté propre ou stérile, sont des parois déperditives qui risquent dans la plupart des cas de nuire au confort des occupants; elles conduisent souvent à la revendication de climatisation des zones de travail. Mais il est difficile, dans ce cas, de demander au constructeur d’augmenter son épaisseur d’isolant et, par conséquent, son épaisseur de porte (d’autres contraintes techniques limitent la marge de manœuvre).

La limitation des déperditions sera plutôt recherchée dans la gestion des temps d’ouverture des portes. En effet :

Le constructeur, pris dans l’exemple ci-dessus, évalue les déperditions au travers des portes à 500 W par stérilisateur. Dans le cas d’une stérilisation centrale équipée de 4 stérilisateurs, les déperditions montent à une valeur de 2 000 W été comme hiver.
Lorsque les portes sont ouvertes, le constructeur annonce une envolée des déperditions de 500 W à 1 400 W par stérilisateur.

On voit bien la nécessité, lors du projet de conception, de prévoir dans le cahier des charges la possibilité via une commande spéciale au niveau de l’automate de refermer les portes le plus rapidement possible après la sortie de la charge stérile.

Tout dépend aussi de la surcharge de travail des utilisateurs. On voit régulièrement en zone stérile des portes ouvertes pendant un certain temps car personne n’est disponible pour décharger l’autoclave. Une amélioration consiste à placer un déchargement automatique avec fermeture directe des portes après la sortie de la charge.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Machine frigorifique à compression [Froid alimentaire]

L’installation frigorifique, vue de l’extérieur

Côté utilisation

Dans les installations de réfrigération, la machine frigorifique permet d’évacuer vers l’extérieur la chaleur excédentaire des applications telles que les chambres et les meubles frigorifiques, les ateliers de boucherie, … qui subissent en permanence des agressions thermiques dues :

aux apports internes au magasin tels que les éclairages, l’occupation, la proximité de four à pain, …

via l’enveloppe du magasin, aux apports externes en température, humidité, ensoleillement, …

En pratique, la machine frigorifique agit de telle sorte que le bilan chaud-froid soit à l’équilibre et que la température de consigne soit maintenue au sein des applications sans interrompre, à un seul moment, la chaîne du froid.

La technique la plus simple consiste à extraire la chaleur des ambiances à réfrigérer au moyen d’un fluide frigorigène. En général, l’échange thermique entre les denrées et le fluide frigorigène s’effectue au travers d’un évaporateur par :

Par conduction au travers d’une plaque métallique (présentoir à poisson par exemple).
Par convection naturelle de l’air entourant les denrées (vitrines à produits laitiers, …).
Par convection forcée de l’air mis en mouvement par des ventilateurs (meubles frigorifiques ouverts ou fermés).

Convection naturelle.
Conduction au travers d’une plaque inox (étal à poissons).
Convection forcée.

Côté production et distribution

Pour le groupe frigorifique, on distingue deux modes principaux d’action :

Soit le fluide frigorigène refroidit l’air en passant directement dans la batterie de refroidissement : on parle de « système à détente directe » parce que l’évaporateur de la machine frigorifique est placé directement dans l’enceinte à refroidir. Ce type de configuration est le plus courant que ce soit dans les commerces de détail, les moyennes et les grandes surfaces.

Installation en détente directe pour les supermarchés par exemple.

Installation en détente directe pour les commerces de détail.

Soit, l’installation frigorifique prépare de l’eau froide glycolée à …- 10 °C par exemple… ou du CO₂(généralement appelée « boucle frigoporteur« ), fluide frigoporteur qui alimentera la batterie de refroidissement de l’enceinte à refroidir.

Installation par boucle frigoporteur (eau glycolée par exemple pour les installations importantes.

La distribution du froid revêt toute son importance pour les grandes installations (supermarché, hypermarchés) nécessitant une charge frigorifique importante.
Une distribution de taille importante en détente directe :

représente un risque au niveau des fuites de quantité non négligeable de fluide frigorigène;
ne demande pas d’investissements importants;
…

Une distribution de taille importante avec boucle de fluide frigoporteur :

Pour tous les types de fluide frigoporteur secondaire, réduit avantageusement la quantité de fluide frigorigène ayant une influence sur la couche d’ozone et l’effet de serre, vu qu’il est confiné dans un circuit primaire à faible charge.
Pour l’eau glycolée, est très coûteuse à l’investissement puisqu’il nécessite un réseau de conduites de diamètre et des débits d’eau importants vu que le transfert de chaleur de l’eau glycolée est faible (de l’ordre de 20 KJ/kg).
Pour le CO₂, est très coûteuse à l’investissement vu qu’il nécessite pour des applications à -10°C, par exemple, des équipements résistant à des pressions de l’ordre de 26 bar dans des espaces publics (dans l’enceinte même du magasin).
…

Côté évacuation de la chaleur

Bien sûr, « produire du froid » sous-entend évacuer de la chaleur. Aussi, à l’extérieur du bâtiment, souvent en toiture, on trouvera un équipement chargé de refroidir :

soit le fluide frigorigène directement : c’est le condenseur de l’installation frigorifique.
soit de l’eau, qui elle-même sert à refroidir le fluide frigorigène : c’est la tour de refroidissement (plus souvent utilisé en climatisation).

On distingue trois types de condenseur :

Le condenseur à air classique

Un ventilateur force le passage de l’air extérieur entre les ailettes du condenseur assurant un échange de chaleur du fluide frigorigène circulant dans les tuyaux vers l’air. La chaleur de condensation des fluides frigorigènes étant importante, les débits d’air peuvent être conséquent et les consommations des ventilateurs non négligeables.

Le condenseur évaporatif

Ce type de condenseur, est basé sur le principe des tours de refroidissement fermées, à la différence près que le fluide frigorigène est directement refroidi sans passer par l’intermédiaire d’un circuit d’eau secondaire. Dans le condenseur évaporatif, une seule partie de l’eau pulvérisée est évaporée. Il combine donc l’échange thermique par chaleur sensible et chaleur latente.

Le condenseur adiabatique

Il se différencie du condenseur évaporatif par sa fonction de pré-refroidissement adiabatique de l’air entrant (on s’arrange pour que toute l’eau imbibée dans les « matelas » s’évapore en refroidissant l’air. Cet air, à son tour, vient refroidir le fluide frigorigène par chaleur sensible.

Pour davantage d’informations :

Techniques

Pour connaître la technologie des condenseurs.

L’installation frigorifique, vue de l’intérieur

Le transfert de chaleur, entre intérieur et extérieur, ne peut se faire que si un équipement rehausse le niveau de température entre le milieu où la chaleur est prise (air ou eau) et le milieu où la chaleur est évacuée (air extérieur), c’est le rôle de la machine frigorifique.

Elle se compose au minimum des 4 éléments suivants :

1 évaporateur
1 condenseur
1 compresseur
1 détenteur

Voici le fonctionnement de chacun de ces composants.

Tout est basé sur les propriétés physiques du fluide frigorigène

La machine frigorifique est basée sur la propriété des fluides frigorigènes de s’évaporer et de se condenser à des températures différentes en fonction de la pression.

Pour expliquer le fonctionnement, nous prendrons les caractéristiques du R 22 parce c’est le fluide encore le plus couramment utilisé en froid alimentaire. Mais ce n’est plus celui que l’on choisira dans les installations nouvelles.

A la pression atmosphérique

Le R22 est liquide à – 45 °C et se met à « bouillir » aux alentours de – 40 °C.

Si du fluide R 22 à – 45 °C circule dans un serpentin et que l’air à 20 °C passe autour de ce tuyau, l’air se refroidira : il cédera sa chaleur au fluide qui lui s’évaporera. C’est le rôle de l’évaporateur de la machine frigorifique.

A la pression de 13 bars

Cette fois, le R 22 ne va « bouillir » qu’à 33 °C. Autrement dit, si de la vapeur de fluide à 13 bars et à 65 °C circule dans un serpentin et que de l’air à 20° C passe autour de ce tuyau, le fluide se refroidira et à partir de 33 °C, il se liquéfiera, il se condensera. En se condensant, il va libérer énormément de chaleur. C’est le rôle du condenseur de la machine frigorifique.

Si l’on souhaite donc que le fluide puisse « prendre » de la chaleur : il doit être à basse pression et à basse température sous forme liquide, pour lui permettre de s’évaporer.
Si l’on souhaite qu’il puisse céder sa chaleur : il doit être à haute température et à haute pression, sous forme vapeur, pour lui permettre de se condenser.

Pour réaliser un cycle dans lequel de la chaleur est extraite d’un côté et donnée de l’autre, il faut compléter l’installation par 2 éléments :

Le compresseur, qui comprime le gaz en provoquant l’augmentation de température jusqu’à + 65 °C.
Le détendeur, qui, au départ d’un fluide à l’état liquide, « lâche » la pression : le fluide se vaporise partiellement et donc se refroidit. Le liquide retombe à la température de – 40 °C (bien sûr, on choisira – 40 °C pour faire de la congélation, et entre 0°C et + 5 °C pour de la climatisation).

Si ces différents équipements sont bouclés sur un circuit, on obtient une machine frigorifique.

En pratique, suivons le parcours du fluide frigorigène dans les différents équipements et repérons le tracé de l’évolution du fluide frigorigène dans le diagramme des thermodynamiciens, le diagramme H-P, enthalpie (ou niveau d’énergie) en abscisse et pression en ordonnée.

Dans l’évaporateur

Le fluide frigorigène liquide entre en ébullition et s’évapore en absorbant la chaleur du fluide extérieur. Dans un deuxième temps, le gaz formé est encore légèrement réchauffé par le fluide extérieur, c’est ce qu’on appelle la phase de surchauffe (entre 7 et 1).

Fonctionnement de l’évaporateur.

Dans le compresseur

Le compresseur va tout d’abord aspirer le gaz frigorigène à basse pression et à basse température (1). L’énergie mécanique apportée par le compresseur va permettre d’élever la pression et la température du gaz frigorigène. Une augmentation d’enthalpie en résultera.

Fonctionnement du compresseur.

Dans le condenseur

Le gaz chaud provenant du compresseur va céder sa chaleur au fluide extérieur. Les vapeurs de fluide frigorigène se refroidissent (« désurchauffe »), avant l’apparition de la première goutte de liquide (point 3). Puis la condensation s’effectue jusqu’à la disparition de la dernière bulle de vapeur (point 4). Le fluide liquide peut alors se refroidir de quelques degrés (sous-refroidissement) avant de quitter le condenseur.

Fonctionnement du condenseur.

Dans le détendeur

La différence de pression entre le condenseur et l’évaporateur nécessite d’insérer un dispositif « abaisseur de pression » dans le circuit. C’est le rôle du détendeur. Le fluide frigorigène se vaporise partiellement dans le détendeur pour abaisser sa température.

Fonctionnement du détendeur.

Fonctionnement complet

Le cycle est fermé, le fluide frigorigène évolue sous l’action du compresseur dans les quatre éléments constituant la machine frigorifique.

Cycle frigorifique élémentaire.

L’ensemble du cycle peut être représenté dans le diagramme enthalpie-pression. Sous la courbe en cloche se situent les états de mélange liquide-vapeur; à gauche de la cloche, le fluide est à l’état liquide (il se « sous-refroidit »), à droite, le fluide est à l’état vapeur (il « surchauffe »).

Diagramme enthalpique du cycle frigorifique.

Un fonctionnement de la machine frigorifique en équilibre permanent

Le cycle réel de fonctionnement d’une machine frigorifique se stabilise à partir des températures du milieu qu’il faut refroidir, de l’air extérieur où la chaleur est rejetée, et des caractéristiques dimensionnelles de l’appareil.

Ainsi, la température d’évaporation se stabilisera quelques degrés en dessous de la température du fluide refroidi par l’évaporateur. De même, la température de condensation se stabilisera quelques degrés au-dessus de la température du fluide de refroidissement du condenseur.

Or, les besoins de froid évoluent en permanence et la température extérieure varie toute l’année !

Tout cela va bien sûr entraîner une modification du taux de compression et une variation de la puissance absorbée. En fonction du régime d’évaporation et de condensation, le compresseur aspirera un débit masse plus ou moins grand de fluide frigorigène définissant ainsi la puissance frigorifique à l’évaporateur et calorifique au condenseur.

Exemple

Afin d’imaginer ces évolutions, partons d’un cas concret.

Évaporateur

Evolution des fluides dans l’évaporateur.

Le meuble frigorifique fonctionne au régime 0 – 5 °C. L’échange de chaleur s’effectue en deux phases :

ébullition du fluide;
surchauffe des vapeurs.

La température d’évaporation qui s’établit est de – 5 °C. Dans le cas du R134a, ceci correspond à une basse pression de 1,4 bar (lecture du manomètre), soit 2,4 bar absolu (comparé au vide).

Condenseur

Evolution des fluides dans le condenseur.

Le condenseur est directement refroidi par l’air extérieur. Supposons que celui-ci entre à 30 °C dans le condenseur. L’échange de chaleur s’effectue en trois phases :

désurchauffe des gaz chauds provenant du compresseur,
condensation du fluide,
sous-refroidissement du liquide.

La température de condensation qui s’établit est de 40 °C. Dans le cas du R 134a, ceci correspond à une haute pression de 9,1 bar, soit 10,1 bar absolu.

Analysons le comportement du compresseur sur base des caractéristiques nominales données par le fournisseur.

Extrait d’un catalogue de compresseurs.

On constate que pour une température d’évaporation de – 5 °C et pour une température de condensation de 40 °C,

la puissance électrique absorbée par le compresseur sera de 6 kW,
la puissance frigorifique donnée à l’évaporateur sera de 17 kW.

Remarque : en réalité, une adaptation de quelques pour cent devrait avoir lieu, car le constructeur fournit des indications pour un fonctionnement normalisé de son appareil (surchauffe de 0K, sous-refroidissement de 25 K selon DIN 8928 et bientôt la CEN) mais ceci dépasse la portée de ces propos.

Supposons à présent que le condenseur soit mal entretenu. L’échange de chaleur se fait moins bien, la température au condenseur augmente, le compresseur va travailler davantage et va augmenter la pression de sortie des gaz. Une nouvelle température de condensation va s’établir : supposons qu’elle atteigne une température de 50°C. Comme la température du liquide s’élève à l’entrée du détendeur, la température d’évaporation s’élève également de 1 ou 2°. Le diagramme constructeur prévoit une augmentation de la puissance électrique absorbée : 6,5 kW, pour une puissance frigorifique diminuée : 14,2 kW…

Le « rendement » de la machine s’est dégradé :

AVANT : (17 kW produits) / (6 kW absorbés) = 2,8.
APRES : (14,2 kW produits) / (6,5 kW absorbés) = 2,1.

On dira que « l’efficacité énergétique » de la machine frigorifique a diminué de 25 %. À noter que l’on serait arrivé au même résultat si la température extérieure s’était élevée de 10°.

L’efficacité énergétique ou COP-froid

Un climatiseur est énergétiquement efficace s’il demande peu d’énergie électrique au compresseur pour atteindre une puissance frigorifique donnée.

En comparant les offres, on établit le rapport entre puissance frigorifique fournie et puissance électrique absorbée par le compresseur.
Remarques.

Il ne faut pas confondre COPfroid et COPchaud ! Le COPchaud est le rapport entre l’énergie thermique délivrée au condenseur et l’énergie électrique demandée par le compresseur (c’est un terme qui vient de l’évaluation du rendement d’une pompe à chaleur). Alors que le COPfroid part de la chaleur captée à l’évaporateur. La confusion étant fréquente, il n’est pas inutile lorsque l’on compare le rendement des machines dans les documentations de constructeurs, de vérifier ce qui se trouve derrière l’appellation COP.
Il est intéressant de s’inquiéter également de l’efficacité globale de la machine frigorifique installée, c’est à dire du rapport entre le froid produit et l’ensemble de toutes les consommations électriques engendrées, y compris les ventilateurs aux échangeurs, les pompes… Une machine frigorifique, avec une efficacité excellente, placée sur le toit d’un immeuble de plusieurs étages, peut voir son efficacité fortement chuter si la machine est placée en cave et que le condenseur est refroidi via un gainage d’air traversant les étages ! La consommation du ventilateur sera importante dans le bilan final.
Il est très important de se rendre compte que l’énergie mécanique des ventilateurs et des pompes se dégradera en chaleur. Cette chaleur vient en diminution de la puissance frigorifique pour les éléments du côté froid. Ce n’est donc pas seulement le COP ou l’EE qui se dégradent par la consommation électrique supplémentaire, c’est aussi la puissance frigorifique qui diminue.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion centralisée de l’éclairage

Principe de gestion centralisée

La sensibilité par rapport à l’utilisation rationnelle de l’énergie (URE) est très variable d’un occupant à l’autre. Force est de constater que la priorité de l’occupant est légitimement d’assurer son confort visuel ! Néanmoins, un gros effort reste à accomplir dans sa conscientisation à autogérer son éclairage en vue de réduire la consommation d’électricité. En effet :

En période d’occupation, pour les locaux qui ont un accès à la lumière naturelle, il n’est pas toujours nécessaire d’y associer un éclairage artificiel.

En période d’inoccupation, l’éclairage de confort visuel doit être éteint.

A la décharge de l’occupant, en période d’occupation diurne, une gestion simple dans notre chère Belgique s’apparente souvent à un parcours du combattant. En effet, la gestion de l’occupation est très souvent liée à :

La gestion du flux lumineux en fonction de la lumière naturelle. Chez nous, la variabilité du niveau d’éclairement de la lumière naturelle est très importante à l’est, l’ouest et au sud. Elle est plus stable au nord. Le contrôle du flux lumineux dans un local occupé avec fenêtre est la plupart du temps en manuel (interrupteur ON/OFF ou avec gradateur ou « dimmer »). Lorsque la luminosité au niveau de la baie vitrée varie beaucoup dans le temps, sans changer quoi que ce soit au niveau de l’éclairage, l’inconfort visuel devient vite important : l’occupant ne se lève pas toutes les 2 minutes pour allumer et éteindre !

La gestion d’une protection solaire.

Là où la complexité devient importante, c’est lorsqu’il faut gérer le confort lumineux en même temps que le confort thermique et le confort respiratoire comme par exemple la gestion de l’éclairage avec la gestion :

de la protection solaire en fonction du niveau d’irradiation solaire de la baie vitrée ;
de la boîte VAV (Variable Air Ventilation) de contrôle de débit de ventilation d’une salle de réunion en fonction de la présence d’occupant ou pas dans celle-ci ; la détection de présence étant assurée par le détecteur servant à l’éclairage du local ;
…

Y arriver, sans l’aide d’automatisme de complexité variable, est souvent une source de démobilisation des occupants vis-à-vis de leur responsabilisation énergétique (URE). C’est une des raisons pour laquelle les gestionnaires de bâtiments de moyenne et de grande taille investissent dans « l’immotique« . En effet, à cette échelle de bâtiment, l’investissement peut se révéler plus rentable que pour un bâtiment de petites dimensions.

Gestion globale de l’éclairage

Gestion classique

Une installation d’éclairage traditionnelle raccorde les luminaires et les commandes par un réseau de câbles défini une fois pour toutes.

Commande traditionnelle.

Gestion par bus de communication

Les récents développements ont ouvert de nouvelles possibilités : tous les équipements sont connectés en parallèle sur un même bus de communication, chaque lampe, chaque interrupteur ayant une adresse informatique propre.

Commande par bus de communication.

L’architecture de ces nouveaux systèmes se caractérise par:

un contrôle local par groupes des luminaires, librement défini par l’utilisateur (zones distinctes) ;
une gestion centralisée de l’éclairage (management).

La gestion centralisée de l’éclairage reçoit des signaux provenant de différentes sondes, par exemple de cellules photoélectriques ou de détecteurs de présence.

Ce type d’installation permet un enregistrement préalable (dans la mémoire de l’unité de gestion) de scénarios lumineux, comme par exemple la mise en service automatique de différents groupes de luminaires, à certaines heures de la journée.

De par le développement exponentiel de « l’immotique » des standards se sont développés. En commande et gradation des luminaires, les standards DALI et KNX s’imposent.

(+++) Avantages
Très grande flexibilité au niveau de la commande des luminaires. Il n’y a plus de lien entre le circuit de puissance et le circuit de commande. Les circuits verticaux dans les cloisons peuvent être réduits ou n’existent plus. Dans certaines configurations, les commandes ne se font plus par câble, mais par un signal infrarouge ou radio (technologie EnOcean par exemple). En cas de modification des locaux, d’un déplacement des parois par exemple, il suffit de recomposer les groupes de luminaires commandés par simple programmation de l’unité centrale de gestion (on modifie les adresses des luminaires commandés par l’interrupteur) ; aucune modification des câbles et des connexions électriques n’est nécessaire.

Permets d’enregistrer beaucoup d’informations utiles pour la gestion énergétique et la maintenance des sources lumineuses (heures de fonctionnement, habitudes des utilisateurs, consommation énergétique et détection des dérives, …). Ces informations, exploitées correctement, conduiront à des économies d’énergie supplémentaires, ainsi qu’à un meilleur confort visuel.

(—) Inconvénients
Systèmes exigeant un investissement initial élevé. Les circuits de puissance et de commande sont séparés, ce qui demande un grand nombre de connexions et donc un câblage sur chantier important.

Le protocole DALI

Rien à voir avec Salvador ! DALI est un protocole de communication dédié exclusivement à la gestion d’éclairage.

DALI (Digital Addressable Lighting Interface) est une interface standard développée et soutenue par différents grands constructeurs de ballasts électroniques. DALI permet de gérer, commander et réguler numériquement une installation d’éclairage par l’intermédiaire d’un bus de communication deux fils communément appelé « ligne DALI ».

Fini, en théorie, les soucis de compatibilité d’équipement !

En effet, quels que soient les composants de l’installation d’éclairage :

un détecteur de présence,
une cellule photo électrique,
un bouton poussoir,
un interrupteur gradable à mémoire,
un ballast électroniques,
…

et pour autant qu’ils possèdent l’appellation DALI, toutes marques confondues, ils sont capables de communiquer entre eux via la ligne DALI.
Mais qu’apporte exactement DALI ?
> Une gestion flexible de l’éclairage par :

un adressage individuel des ballasts électroniques, et par conséquent des luminaires,
la facilité de découper les espaces en zone indépendante,
la simplicité de programmation, de modification de programmation sans devoir intervenir physiquement sur l’installation.

> Un confort et une simplicité :

de mise à disposition de multiples scénarios de commande et de gestion pour l’utilisateur et le gestionnaire technique,
de mise en œuvre pour le maître d’œuvre.

> Une compatibilité avec les systèmes domotiques et les GTC (Gestion Technique Centralisée).

Exemple.

Soit 5 groupes de luminaires reliés entre eux par un bus de communication DALI :

Les alimentations 220 V des luminaires peuvent être indépendantes l’une de l’autre. Vu que chaque luminaire a sa propre adresse , ils peuvent être commandés séparément ou en groupe à partir du boîtier de commande DALI via le bus DALI.

Le boîtier de commande est programmable comme un automate traditionnel avec des fonctions:

de temporisation;
d’horloge;
de commande directe;
…

Les entrées sont reliés aux organes de commande tels que les boutons poussoirs, les sondes photométriques, les télécommandes, …

Les sorties se font sur le bus de communication DALI et commandent ou régulent les ballasts des luminaires.

Dans le cas de locaux avec vitrage, chaque luminaire peut être régulé séparément en fonction de sa position dans le local et suivant l’apport externe de lumière naturelle.

Cette régulation s’opère à partir :

d’une sonde photométrique unique via le bus de communication;
ou directement à partir d’une sonde placée sur le luminaire et communiquant avec le ballast DALI.

Le protocole KNX

Une proportion de plus en plus grande de constructeurs, gravitant autour de l’éclairage et de sa gestion, adhère à un protocole commun de communication ; c’est le KNX (ISO-IEC 14543-3), le successeur du bus EIB (European Installation Bus).

Il s’agit d’un protocole de communication commun à différents équipements tant au niveau de l’éclairage comme les boutons-poussoirs, les détecteurs de présence, … qu’au niveau HVAC (Heating Ventilation, Air Conditioning) comme les vannes motorisées, les moteurs de protection solaire, …

Bus caractéristique EIB/KNX.

Les différents adhérents peuvent, par ce biais, bénéficier d’un moyen de communication commun utilisant un outil de configuration commun ETS (nécessiter d’acheter la licence).

Cela permet une gestion globale de l’éclairage, due l’ HVAC et de la thermique du bâtiment.

Gestion globale de l’éclairage, du HVAC et de la thermique du bâtiment

Une gestion plus globale de l’éclairage, des équipements HVAC et de la thermique du bâtiment peut être réalisée avec des technologies issues des automates programmables industriels. Ceux-ci sont souples et adaptables à toutes sortes de problématiques, tel que l’on en rencontre en automation industrielle :

Ils sont meilleur marché à capacité d’entrées/sorties égales grâce à leur fabrication en grande série.

Leur protocole de communication a été standardisé, si bien qu’il est possible de connecter des marques différentes. Souvent, aucune interface de communication n’est nécessaire entre les équipements et l’automate.

L’évolution et le remplacement de certains composants de l’installation n’impliquent pas la remise en cause de toute l’installation existante.

Cette solution possède cependant sa propre limite : étant ouverte à de multiples applications, elle n’est pas préprogrammée pour la gestion de l’éclairage et des autres équipements. Cela suppose donc une connaissance du langage de programmation de l’automate et une recherche pour la mise au point du programme : on peut faire appel à des intégrateurs.

Études de cas

Découvrez ces exemples de gestion de l’éclairage : les moulins de Beez et l’éclairage d’une salle omnisports.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Ventilateurs

Types de ventilateur

Classification 1 : en fonction de la direction de l’air pulsé

Les ventilateurs axiaux ou hélicoïdes : l’air est aspiré et propulsé parallèlement à l’axe de rotation du ventilateur.

Les ventilateurs radiaux ou centrifuges : l’air est aspiré parallèlement à l’axe de rotation et propulsé par force centrifuge perpendiculairement à ce même axe. Il existe des ventilateurs à aubes recourbées vers l’avant (à aubages avant), à aubes recourbées vers l’arrière (à aubages arrière) ou à aubes radiales. Il existe aussi des ventilateurs centrifuges à deux ouïes d’aspiration. Ces roues plus larges, parfois composées de deux roues simple ouïe accolées, aspirent l’air de chaque côté de la roue.

Les ventilateurs tangentiels : l’air est aspiré et refoulé perpendiculairement à l’axe de rotation.

Ventilateur axial et ventilateur centrifuge.

Classification 2 : en fonction de la pression

Ventilateur basse pression	Δp < 1 500 Pa
Ventilateur moyenne pression	1 500 Pa < Δp < 3 600 Pa
Ventilateur haute pression	3 600 Pa < Δp < 10 000 Pa
(Compresseur)	(Δp > 10 000 Pa)

Les ventilateurs axiaux ou hélicoïdes

Les ventilateurs axiaux ou hélicoïdes permettent des débits importants mais ne peuvent en général assurer des différences de pression importantes que si la vitesse périphérique des pales est importante. Ils sont alors souvent bruyants. Des progrès récents permettent cependant à certains constructeurs d’obtenir des caractéristiques semblables aux ventilateurs centrifuges avec des niveaux de bruit à peine plus élevés. Ces ventilateurs sont en outre très simples à implanter et de faible coût.

Il n’y a pratiquement pas de limite dans les débits pouvant être atteints par ce type de ventilateur.

Ventilateur de conduit et ventilateur de paroi.

Il existe des ventilateurs axiaux :

De brassage sans enveloppe.
De paroi ou de fenêtres avec enveloppe. C’est principalement ce type de ventilateur qu’on appelle « hélicoïde ».
À enveloppe, avec hélice seule, distributeur (amont) et hélice, hélice et redresseur (dispositif placé en aval permettant d’augmenter le rendement), 2 hélices contre-rotatives (la première hélice joue le rôle de distributeur mobile et la deuxième de redresseur mobile).
À pales mobiles dont l’orientation peut être modifiée soit automatiquement en cours de fonctionnement, soit manuellement.

À toutes les variantes, on peut encore ajouter des pavillons et des diffuseurs.

On distingue ensuite les ventilateurs suivant le rapport de moyeu. On appelle rapport de moyeu le rapport entre le diamètre du moyeu de l’hélice et le diamètre extérieur de l’hélice. Plus le rapport de moyeu est grand, plus le ventilateur est capable de délivrer des pressions élevées.

Désignation	Rapport de moyeu	Gain de pression
Ventilateur basse pression	0,25 – 0,40	300 Pa
Ventilateur moyenne pression	0,40 – 0,50	3 000 Pa
Ventilateur haute pression	0,50 – 0,70	10 000 Pa

Les ventilateurs hélicoïdes haute pression sont parfois composés de deux ventilateurs en séries tournant en sens inverse. On parle alors de ventilateurs « contre-rotatifs ».

Profil de fonctionnement

La courbe caractéristique de ces ventilateurs présente une zone d’instabilité dans la zone des faibles débits (pompage), zone de travail qu’il faut éviter. Les problèmes de pompage apparaissent plus facilement lorsque plusieurs ventilateurs sont placés en parallèle ou au démarrage contre un circuit fermé.

Pour les débits plus élevés, la pression chute rapidement avec le débit. Ceci a pour intérêt de permettre d’importantes variations de pression sans modifier le débit. Ceci n’est pas possible avec un ventilateur centrifuge.

La puissance absorbée par un ventilateur hélicoïde diminue de façon semblable à la pression lorsque le débit augmente (à débit nul, la puissance absorbée est généralement plus élevée que dans la plage normale d’utilisation).

Courbes caractéristiques d’un ventilateur hélicoïde
avec ou sans pavillon à l’aspiration.

Remarque.

Les fabricants ne représentent pas tous les performances dans les mêmes conditions du fait des multiples possibilités d’équipements, telles que : diffuseurs, redresseurs, pavillons, etc. Il faut donc toujours bien vérifier dans quelles conditions sont données les caractéristiques pour pouvoir effectuer des comparaisons valables.

Rendement

Les ventilateurs hélicoïdes peuvent avoir des rendements très élevés (jusqu’à 90 %) mais sont très sensibles aux conditions d’alimentation, c’est-à-dire au profil de vitesse de l’air en amont du ventilateur.

Exemple

Type de ventilateur	Rendement
Ventilateur de paroi ou de conduit sans aubes directrices	40 à 65 %
Avec angle de calage des aubes variable mais sans aubes directrices	70 à 78 %
Avec angle de calage des aubes variable et avec aubes directrices	75 à 85 %
Ventilateurs contre-rotatifs à angle de calage des aubes variable	80 à 90 %

Possibilités de réglage

Les ventilateurs hélicoïdes peuvent être réglés par :

la variation de l’angle de calage des pales, au montage, à l’arrêt ou même en marche,
la variation du calage des aubes d’un inclineur placé en amont de la roue,
le réglage du débit d’un registre placé en aval.

Courbes caractéristiques et rendement d’un ventilateur hélicoïde
en fonction de la variation de l’angle de calage des pales.

Niveau de puissance sonore

Un ventilateur hélicoïde bien conçu peut avoir un niveau sonore proche des ventilateurs centrifuges. Un mauvais dessin peut cependant les rendre nettement plus bruyants. D’autres caractéristiques peuvent augmenter le bruit du ventilateur :

l’absence de pavillon à l’aspiration lorsqu’il fonctionne à l’air libre,
un grillage de protection placé en amont du ventilateur.

Puissance sonore d’un ventilateur hélicoïde avec ou sans pavillon à l’aspiration.

Domaines d’application

Les ventilateurs axiaux sont utilisés là où il n’existe pratiquement pas de canalisation. Ils peuvent aussi être insérés dans des conduits, là où se posent des problèmes d’encombrement.

Ventilateur hélicoïde de conduit et ventilateur hélicoïde mural.

Insertion d’un ventilateur hélicoïde dans un conduit.

Les ventilateurs centrifuges

À diamètre de roue égal, les ventilateurs centrifuges ont une capacité de débit inférieure aux ventilateurs hélicoïdes mais permettent des différences de pression nettement plus élevées. Si on veut augmenter le débit, il faut utiliser une roue double avec deux ouïes d’aspiration.

Il existe des ventilateurs centrifuges :

À aubes inclinées vers l’avant, appelés aussi « à action » ou « en cage d’écureuil » : la roue de ces ventilateurs comprend un nombre important d’aubes de faible hauteur. Elles sont inclinées dans le sens de rotation de la roue.
À aubes inclinées vers l’arrière, appelés aussi « à réaction » : la roue de ces ventilateurs comprend un nombre réduit d’aubes de plus grande hauteur. Elles sont inclinées dans le sens inverse de la rotation de la roue.
À aubes radiales : la roue de ces ventilateurs est composée d’aubes droites. Ce dernier type de ventilateur a un très mauvais rendement et est peu utilisé dans les installations de ventilation et de conditionnement d’air. Étant, de par sa forme, relativement insensible à l’encrassement, on l’utilise principalment dans l’industrie pour assurer le transport pneumatique de produits légers comme les copeaux, les poussières, …

Roue de ventilateur centrifuge à aubes inclinées vers l’arrière
(double ouïe).

Roue de ventilateur centrifuge à aubes inclinées vers l’avant
(double ouïe).

Profil de fonctionnement

Courbe caractéristique d’un ventilateur à aubes recourbées vers l’avant (AV) et à aubes recourbées vers l’arrière (AR), pour un même point de fonctionnement.

	Roue à pales couchées vers l’arrière	Roue à pales couchées vers l’avant
Type de courbe caractéristique	pentue	plate
Pour une grande variation de pression (par exemple fermeture d’un clapet d’étranglement, encrassement des filtres)	faible variation de débit et de la puissance absorbée	grande variation de débit et de la puissance absorbée

Rendement

Le rendement des ventilateurs à aubes inclinées vers l’avant ont un rendement maximum (60 à 75 %) inférieur aux ventilateurs à aubes inclinées vers l’arrière (75 à 85 %).

Possibilités de réglage

Les ventilateurs centrifuges se prêtent bien à un réglage du débit par création d’une rotation préalable de la veine d’air entrant dans la roue au moyen d’un aubage orientable dit « inclineur » ou « aubage de prérotation« . Cette technique disparaît cependant progressivement au profit de la variation de vitesse par convertisseur de fréquence.

Réglage du débit d’un ventilateur centrifuge par aubage de prérotation placé sur l’ouïe d’aspiration : à chaque valeur de l’inclinaison des aubes pouvant pivoter autour de leur axe, correspond une nouvelle valeur de la prérotation de l’air et deux nouvelles courbes de pression et de puissance.

Les roues centrifuges peuvent aussi être utilisées avec un registre réglable placé si possible en aval. Celui-ci introduit une perte de charge supplémentaire et modifie le point de fonctionnement de l’installation. La puissance va diminuer rapidement avec le débit, contrairement aux roues hélicoïdes.

Niveau de puissance sonore

Les ventilateurs centrifuges sont réputés plus silencieux que les hélicoïdes. Un ventilateur centrifuge de rendement médiocre peut cependant être plus bruyant qu’un hélicoïde spécialement conçu pour allier silence et rendement.

Pour un ventilateur centrifuge aspirant à l’air libre, il est souhaitable d’adapter un pavillon bien dessiné à son ouïe d’aspiration si son enveloppe n’en comporte pas à la construction. Son grillage de protection ne doit pas créer de sillages importants (bruits de sirène à l’entrée de la roue).

Comparaison entre les ventilateurs à aubes inclinées vers l’avant et à aubes inclinées vers l’arrière

Comparaison de deux ventilateurs de même taille (roues de diamètre 900 à double ouïe d’aspiration),
c’est-à-dire deux roues centrifuges pouvant être disposées dans une même enveloppe.

Pour un même point de fonctionnement (débit 60 000 m³/h et pression 1 000 PA) :

Pour un même point de fonctionnement, la roue avec aubes vers l’avant nécessite toujours une plus faible vitesse de rotation.

Le bruit produit par la roue avec aubes vers l’avant sera donc moins intense.

Lorsque la perte de charge varie dans le circuit aéraulique, la variation de débit qui en résulte est nettement plus importante pour les roues inclinées vers l’avant. Leur point théorique de fonctionnement doit donc être calculé avec beaucoup de rigueur. En effet, si la résistance réelle est inférieure à la résistance calculée, le ventilateur débitera nettement plus que prévu et sa consommation sera supérieure aux prévisions.

De plus, pour ces ventilateurs, une brusque diminution des pertes de charge va augmenter rapidement la puissance sur l’arbre. Le moteur s’en trouvera surchargé et grillera.

Le rendement de la roue avec pales vers l’avant est en général moins bon si bien que la puissance à l’arbre est supérieure.

Pour ce type de roue, la puissance absorbée augmente rapidement avec le débit. À l’inverse, elle varie relativement peu pour les pales inclinées vers l’arrière.

Pour une même pression (1000 PA) :

A l’inverse des roues inclinées vers l’arrière, la roue avec aubes vers l’avant ne demande pratiquement pas de variation de vitesse pour obtenir une augmentation importante de débit.

Comparaison de deux ventilateurs choisis pour fonctionner à leur rendement maximum

Par contre, si au stade du projet on peut choisir entre les deux types de roues, il faut effectuer la comparaison pour le meilleur rendement. Dans ce cas, le ventilateur à aubes recourbées vers l’arrière devra le plus souvent être d’une ou deux tailles plus grandes que l’autre.

Si on les compare pour même un point de fonctionnement, le ventilateur de deux tailles plus grand (évidemment aussi un peu plus cher) présente de gros avantages :

il absorbera une puissance nettement moindre;
tournant dans ce cas à plus faible vitesse, il devient moins bruyant que son homologue à aubes vers l’avant.

Domaines d’application

Aubes droites	Industrie textile, maritime, …
Aubes inclinées vers avant	Groupes de conditionnement d’air et là où le prix et l’encombrement sont primordiaux.
Aubes inclinées vers l’arrière	Applications industrielles où de grandes pressions statiques sont nécessaires. Partout où rendement, qualité, économie et énergie sont primordiaux. Partout où un débit fixe doit être maintenu coûte que coûte (salles blanches avec flux laminaire, …).

Les ventilateurs tangentiels

Il existe deux types de ventilateurs tangentiels :

Avec aubes directrices dans l’âme et sans aubes, mais avec une enveloppe spécialement formée.

Le principal défaut de ce type de ventilateur est son mauvais rendement qui ne dépasse pas 60 %. Il est malgré tout typiquement utilisé dans les appareils où la place disponible est très limitée tels que :

ventilo-convecteurs,
climatiseurs,
rideaux d’air.

Les extracteurs de toiture

Les extracteurs de toiture sont conçus pour s’adapter facilement sur le couronnement des conduits. Ils sont destinés à l’extraction de l’air vicié, soit directement, soit via un conduit vertical. On parle généralement de « tourelle d’extraction ». Ces tourelles peuvent être équipées d’une roue centrifuge ou hélicoïde et présentent donc les mêmes caractéristiques que ces deux grandes familles.

Extracteur de toiture : caisson fermé et ouvert.

Les critères de qualité d’un tel ventilateur sont :

la qualité du refoulement qui empêche toute retombée d’air vicié et de recyclage vers le bâtiment,
la résistance aux intempéries (étanchéité à la pluie),
le niveau de bruit, tant vers l’extérieur que vers l’intérieur,
le rendement.

Le rejet de l’air vicié dans l’atmosphère se fait de deux manières :

soit horizontalement,
soit verticalement.

Au niveau du bruit, le rejet vertical est toujours préférable au rejet horizontal car les ondes sonores sont plus facilement dispersées dans l’atmosphère.

Extracteurs de toiture .

Tourelle de pulsion.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer la distribution [chauffage central]

Isoler les tuyauteries et les vannes

La présence de conduites non isolées véhiculant de l’eau chaude au travers de locaux non chauffés (cave, chaufferie, vide ventilé, …) est inadmissible, sachant que le coût de l’isolation sera toujours remboursé en moins d’un an par les économies d’énergie.

Exemple.

Perte de 20 m de tuyauterie non isolée DN 50 (2″), à 80°C, dans une chaufferie à 20°C :

Puissance perdue = 130 [W/m] x 20 [m] = 2,6 [kW]

Énergie perdue (si la circulation fonctionne toute l’année = 2,6 [kW] x 8 760 [h/an] / 0,8 = 28 470 [kWh/an] ou 2 847 [litres fuel ou m³ gaz] (0,8 est le rendement saisonnier de la chaudière).

Le coût de cette perte est de l’ordre de 53 [€/an] (à 0,375 [€/litre fuel]) par mètre de tuyau non isolé.

Ce surcoût est à comparer au coût de l’isolation des conduites : 8 .. 9 €/m. Cette isolation permettrait de réduire la perte de 80 .. 90 %.

Ceci conduit à un temps de retour de la pose d’isolant de quelques mois.

L’épaisseur d’isolant économiquement la plus intéressante dépend de la température du fluide véhiculé, du temps de fonctionnement de l’installation et du diamètre de la tuyauterie.

Calculs

Pour calculer les pertes de vos tuyauteries de chauffage et comparer l’intérêt énergétique et financier de différentes solutions d’isolation.

Isoler les vannes est également très rentable. Cette action est cependant rarement entreprise et suscite souvent la méfiance des responsables techniques. L’argument avancé est que la présence d’isolant masque provisoirement l’apparition de fuites et les dégâts encourus risqueraient alors d’être plus importants.

Ce raisonnement est cependant à relativiser :

Toute vanne ne présentant pas de faiblesse visible, doit être isolée au moyen de coquilles ou de matelas facilement démontable. Une surveillance régulière est alors aisément réalisée.

Il ne faut évidemment pas isoler une vanne qui présente déjà des défauts d’étanchéité, mais de toute façon ces vannes devraient d’office être remplacées car toute fuite et rajout d’eau est source de corrosion interne pour l’installation.

Isolation des vannes de chauffage dans un hôpital.

Concevoir

Isolation des réseaux de distribution.

Équilibrer la distribution

Un manque de débit dans certains locaux est souvent le résultat d’un déséquilibre de l’installation : certains circuits ou corps de chauffe présentant moins de pertes de charge (les plus proches de la chaufferie) court-circuitent une partie du débit destiné à d’autres zones.

Équilibrer une installation consiste alors à freiner l’eau dans les circuits favorisés, afin qu’elle ne privilégie aucun chemin : la difficulté de passage est alors la même dans chacune des boucles de distribution.

Les mauvaises solutions

Il est utopique, surconsommateur, voire dangereux de croire que l’on peut régler les problèmes d’équilibrage en agissant sur la régulation ou sur les circulateurs. Rien ne peut remplacer l’équilibrage correct de l’installation.

Actions sur la régulation

La première réaction des responsables de bâtiment face à un déséquilibre et un inconfort dans une zone du bâtiment est de modifier la régulation en augmentant les courbes de chauffe ou carrément en supprimant les ralentis nocturnes. Ces solutions sont évidemment à proscrire car extrêmement consommatrice :

Augmenter la température moyenne du bâtiment de 1°C, c’est 7 % de surconsommation !
Supprimer le ralenti nocturne, c’est de 10 à 30 % de surconsommation !

Augmenter le débit du circulateur commun

Augmenter le débit du circulateur commun se traduira par une augmentation du débit dans tous les circuits dans le même pourcentage. Autrement, les circuits défavorisés se rapprocheront de leur débit correct, mais les circuits favorisés passeront en surdébit, avec une surconsommation du circulateur et peut-être des problèmes acoustiques.

Augmenter le débit du circulateur du circuit défavorisé ou placer une pompe relais

C’est la solution la plus dangereuse qui risque de priver un circuit jusqu’alors sans problème.

Placer des vannes thermostatiques

Le placement de vannes thermostatiques peut constituer une solution partielle à un déséquilibrage de l’installation en limitant le débit des émetteurs trop favorisés.

En effet, lorsque la température augmente dans les locaux favorisés, les vannes thermostatiques réduisent le débit dans les corps de chauffe, ce qui rétablit un débit correct dans le reste de l’installation.

Toutefois, au démarrage de l’installation, toutes les vannes étant ouvertes, le handicap de la zone défavorisée reste entier : elle devra attendre que les premiers locaux ait atteint une température de surchauffe pour recevoir un débit suffisant. Ce qui est quelque peu aberrant. En outre, à ce moment, la période de relance définie par la régulation centrale sera peut-être passée et les locaux enfin alimentés correctement n’atteindront leur température de consigne que bien plus tard dans la journée (voire jamais).

De plus cette solution peut être accompagnée de problèmes acoustiques.

En conclusion, voilà bien une solution partielle qui réduira le gaspillage, mais n’aurait-il pas mieux valu consacrer l’investissement à une véritable opération d’équilibrage, par exemple en plaçant et en réglant des vannes thermostatiques avec organe de préréglage du débit.

Placer et régler des vannes d’équilibrages

C’est le seul moyen de réaliser un véritable équilibrage.

Au retour des circuits

Pour ajuster la répartition du débit entre les différents circuits, il faut placer des vannes d’équilibrage, au pied de chaque colonne et au retour de chaque branche sur laquelle les radiateurs sont raccordés. Il est à noter que l’équilibrage au pied des colonnes, avant de s’attaquer aux émetteurs, apporte déjà de grandes améliorations du confort.

Placement de vannes d’équilibrage au pied des colonnes et au départ des circuits.

Sur les émetteurs

Il faut aussi répartir le débit entre les radiateurs d’une même branche du circuit. Pour cela, ceux-ci doivent être équipés de tés de réglage.

Té de réglage du débit d’un radiateur.

Il existe également des corps de vanne thermostatique avec « té de réglage » incorporé : une bague de réglage permet de freiner de façon permanente le débit du radiateur, indépendamment de l’action de l’élément thermostatique.

Corps de vanne thermostatique avec préréglage du débit.

Cette solution est souvent plus pratique car :

Elle permet de combiner dans une seule vanne les fonctions d’équilibrage et de contrôle de la température.

Le réglage est souvent plus simple que pour les tés de réglage avec lesquels on ne sait trop bien combien de tours de correction il faut appliquer.

En cas d’enlèvement du radiateur (travaux de peinture, …), le réglage du té sera perdu car il sert de vanne d’isolement, ce qui ne sera pas le cas du préréglage de débit de la vanne thermostatique.

Exemple.

Pour que la vanne thermostatique fonctionne correctement, le fabricant recommande une chute de pression dans la vanne de 0,1 bar (10 kPa ou 1 mCE).

Pour un radiateur de 1 kW (dimensionné en régime 90/70, soit un Δt de 20°C et un débit nécessaire de 1 [kW] / 1,16 [kW/m³.°C] / 20 [°C] = 43 [l/h]) et une perte de charge de la vanne de 0,1 bar, l’abaque ci-dessus indique que la vanne doit être préréglée sur une position comprise entre 3 et 4.

Le débit correct de chaque radiateur est ainsi réglé et les vannes thermostatiques travaillent dans des conditions adéquates.

Faire équilibrer l’installation par des professionnels

Idéalement pour réaliser un équilibrage précis, il faut que les vannes, au minimum sur les colonnes et les branches du circuit, soit munies de prises de pression différentielle permettant de mesurer le débit.

Vanne d’équilibrage à placer sur un circuit de distribution. En mesurant et en réglant la perte de charge de la vanne, on ajuste le débit irriguant le circuit à sa juste valeur.

Des tés de réglage avec prise de débit possible seront très utiles. Dans une installation neuve, le surcoût de l’installation d’organes d’équilibrage avec mesure directe du débit par rapport à des systèmes sans possibilité de mesure, ne dépasse pas les frais inhérents à une ou deux interventions supplémentaires sur chantier requises pour les ajustements d’organes de faible coût.

Le placement de vannes automatiques (ou régulateurs de pression différentielle) qui permettent le maintien d’une différence de pression constante au pied de chaque colonne facilite également l’équilibrage car le réglage correct de la vanne n’est plus influencé par le réglage des circuits voisins, ce qui est le cas avec les vannes à réglage fixe. Le surcoût de ces vannes est ainsi compensé par la facilité de réglage.

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

Il faut cependant être conscient que le placement de toutes ces vannes demande un investissement important et que l’appel à des spécialistes confirmés sera presque toujours nécessaire et indispensable étant donné la complexité de l’opération. Il faut aussi connaître les débits nominaux calculés lors de la conception.

Heureusement, cela ne veut pas dire qu’il faut toujours en arriver là. Il est aussi possible d’améliorer une situation soi-même, en travaillant par tâtonnement.

Équilibrage par tâtonnement

Souvent, les seuls éléments de réglage dont on dispose sur une installation sont ces tés de réglage (sans eux, on peut oublier toute action). On peut tenter d’améliorer la situation en refermant ceux-ci dans les locaux favorisés et en ouvrant ceux des locaux à problème.

Réglage d’un té : dévisser le capuchon et au moyen d’un tournevis, modifier la position du réglage. Attention, il faut bien repérer la position de départ et compter le nombre de tours effectués pour éventuellement revenir à la position de départ en cas d’insatisfaction.

Si on dispose en plus d’organes de réglage sur les différentes branches, il existe une méthode accessible mais aussi fastidieuse que l’on peut tenter de mettre en œuvre. Elle ne nécessite pas de mesure de débit au niveau des vannes d’équilibrage.

Étape 1

Établir le schéma hydraulique de l’installation.
Mettre toutes les vannes thermostatiques hors service et les bloquer au débit maximal grâce à leur limitation de course.
Toutes les vannes de réglage des radiateurs seront ouvertes complètement.
Les circulateurs à vitesse variable doivent être bloqués sur leur vitesse nominale.

Étape 2

Déterminer la différence de température ΔT entre l’eau de départ et l’eau de retour nécessaire en fonction des conditions extérieures. Cette différence de température doit être identique pour chaque circuit et chaque radiateur.

Exemple.

Si l’installation a été calculée pour une différence de température de 20°C entre le départ et le retour (par exemple, dimensionnement en régime 90/70 ou 70/50), on considère qu’à – 10°C extérieur la différence de température entre aller et retour (ΔT) est en régime de 20°C (point 1). Si la température extérieure est de 18°C on considère que ΔT est nulle (point 2).

On trace la droite entre les points 1 et 2 qui donne le ΔT à obtenir pour n’importe quelle température extérieure.

Étape 3

Réglage de l’ouverture de la vanne de réglage en fonction de la différence de température DT entre le départ et le retour d’un circuit.

Régler toutes les vannes de réglage des colonnes à la moitié de leur course (point (1)).

Mesurer le ΔT au pied de chaque colonne (si les circuits ne possèdent pas de mesure de température, un thermomètre de contact sur le tuyau est suffisant).

Si ΔT est supérieur au ΔT calculé, on ouvre la vanne à 75 % (point (2)) et si ΔT est inférieur au ΔT calculé, on ferme la vanne à 25 % (point (3)).

Il est nécessaire de permettre à l’installation de retrouver un régime stable (plusieurs heures) avant de procéder à une nouvelle mesure de température. En fonction du nouveau ΔT on ouvrira ou fermera encore les vannes en prenant comme référence le milieu de chaque intervalle créé sur le graphe ci-dessus.

Étape 4

Le réglage des colonnes donne déjà de bons résultats. Si des problèmes apparaissent encore localement, la même technique sera appliquée aux différents circuits d’une colonne et par après sur chaque radiateur du circuit (en mesurant la température entre l’entrée et la sortie du radiateur).

Mesure de température de départ et de retour d’un radiateur au moyen d’un thermomètre de contact.

La méthode présentée ici prendra plusieurs jours et sera d’autant plus difficile que chaque réglage perturbera les circuits déjà réglés. C’est pour cela que la méthode par mesure des débits est la plus facile.

En outre elle ne pourra pas être mise en œuvre en mi-saison du fait de trop faibles ΔT, difficilement mesurables. L’idéal est d’entreprendre ceci par grand froid (température extérieure < 0°C’ et pas de soleil).

Exemple. Une expérience pilote menée en France sur 8 immeubles à appartements a montré qu’un équilibrage, réalisé par la société de maintenance, suivant la méthode « de la température de retour » a permis de rétablir le confort tout en diminuant en moyenne la consommation de 9%, grâce à un abaissement des courbes de chauffe de 3 à 6°C.

Site	Nombre de logements	Variation de la consommation	Type d’équilibrage
1	230	-15%	Pieds de colonne
2	25	-12%	Pieds de colonne
3	240	-23%	Total
4	360	-5%	Pieds de colonne
5	100	-13%	Pieds de colonne
6	70	-4%	Pieds de colonne
7	230	-7%	Pieds de colonne
8	90	-22%	Total

Source : « Chaud, Froid, Plomberie », janvier 2004.

Cas particulier du déséquilibre récent

Une insuffisance de chaleur peut apparaître dans des anciennes parties de circuit suite à une extension du réseau (repiquage). Il est alors nécessaire d’équiper l’extension d’une vanne de réglage de manière à freiner le débit dans celle-ci et rétablir ainsi un débit correct dans l’ancien circuit.

Une insuffisance de chaleur peut apparaître suite au placement de vannes thermostatiques dans une partie du circuit. L’impact de ces vannes qui augmentent les pertes de charge doit être compensé en freinant le débit dans les zones sans vanne thermostatique. L’augmentation globale de la résistance de l’ensemble du réseau impose alors, parfois l’augmentation de la hauteur manométrique du circulateur.

Réduire le débit des circulateurs

Arrêter les circulateurs en été

La toute première action est d’arrêter les circulateurs lorsque les chaudières sont mises à l’arrêt en été. Cette action peut se faire manuellement. Les régulations modernes intègrent cette fonction, en prévoyant une remise en route régulière pour éviter que le circulateur ne reste bloqué à la relance de la saison de chauffe (fonction de « dégommage »). Ceci ne demande pas d’investissement.

On peut aller plus loin, en se disant que lorsque la température extérieure atteint une certaine valeur (par exemple, 15°C), le chauffage devient inutile dans le bâtiment.

Exemple.

A Uccle, la température extérieure est supérieure ou égale à 15°C, en moyenne durant 2 040 heures par an dont 400 heures se situent durant la saison de chauffe, entre le 15 septembre et le 15 mai.

Si la température de non-chauffage est de 14°C (bâtiment mieux isolé, avec plus d’apports internes), cette température est dépassée pendant 500 heures durant la saison de chauffe.

Exemple.

Si la puissance installée des circulateurs des différents circuits est de 5 kW, il est possible d’économiser, en coupant les circulateurs lorsque la température extérieure atteint 15°C :

5 [kW] x 2 040 [h/an] = 10 200 [kWh/an] ou 1 138 [€/an] (à 11,16 cents €/kWh (les températures > 15°C apparaissent surtout en journée)), si l’installation fonctionne normalement toute l’année,

5 [kW] x 400 [h/an] = 2 000 [kWh/an] ou 223 [€/an] (à 11,16 cents €/kWh), si l’installation est coupée en dehors de la saison de chauffe.

La commande de l’arrêt des pompes par une horloge et/ou un thermostat extérieur nécessite un investissement de l’ordre de 125 .. 250 €. Il se justifie pour une puissance des circulateurs supérieure à 500 W.

Notons que lorsqu’un circulateur est remplacé, il faut vérifier que l’installateur a raccordé sa commande au régulateur de chauffage.

Réduire la vitesse des circulateurs surdimensionnés

Bien des circulateurs sont surdimensionnés. Il en résulte

une surconsommation électrique,
parfois des problèmes hydrauliques et de l’inconfort

Évaluer	Pour en savoir plus sur l’évaluation du surdimensionnement des circulateurs.
Évaluer	Pour en savoir plus sur les problèmes d’inconfort liés à l’hydraulique.

Si les pompes possèdent différentes vitesses commutables (pompes à 2 ou 3 vitesses avec sélecteur ou couvercle de bornier pouvant être monté en diverses positions), une réduction de vitesse peut être opérée manuellement soit de façon permanente, soit en fonction de la saison. Cette amélioration ne coûte rien et peut être faite à l’essai. Si des plaintes apparaissent la situation d’origine peut facilement être rétablie.

Circulateur à 3 vitesses réglables manuellement.

Exemple.

Voici les caractéristiques d’un circulateur à trois vitesses dont les points de fonctionnement sont :

Sélection de la vitesse	1	2	3
Vitesse [tr/min]	1 840	2 300	2700
Débit [m³/h]	6,5	8	10
Hauteur manométrique [m CE]	3	4	5,6
Puissance électrique max [W]	360*	400	480
Puissance électrique estimée [W]	324*	360	432

* Remarques :

La réduction des puissances affichées par le constructeur n’évolue pas aussi fortement que la loi théorique de similitude le prédit (fonction du cube du rapport des vitesses). Ceci s’explique par la dégradation du rendement électrique du moteur.

Il est difficile de connaître la puissance réellement absorbée par un circulateur en fonctionnement. Une bonne approximation est 90 % de la puissance électrique mentionnée sur la plaque signalétique du circulateur.

On peut estimer l’économie réalisable en améliorant la gestion de ce circulateur. On fait l’hypothèse qu’au départ, il fonctionne 8 760 h/an à la vitesse 3.

–	Heures de fonctionnement à vit 3	Heures de fonctionnement à vit 2	Heures de fonctionnement à vit 1	Consommation électrique [kWh/an]
Situation initiale	8 760	–	–	3 784
Arrêt l’été (123 jours/an)	5 808	–	–	2 509
Arrêt si T_ext > 15°C (400 h/an)	5 408	–	–	2 336
Réduction de vitesse permanente à la vitesse 2	–	5 408	–	1 947
Réduction à la vitesse 1 si T_ext> 5°C (3 900 h/an)	–	1 508	3 900	1 807

–	Facture électrique [€/an] à 6,5 cents €/kWh	[€/an]	Économie par rapport à l’action précédente [€/an]
Situation initiale	245	–	–
Arrêt l’été (85 jours/an)	163	82	82
Arrêt si T_ext> 15°C (400 h/an)	151	94	12
Réduction de vitesse permanente à la vitesse 2	126	119	25
Réduction à la vitesse 1 si T_ext> 5°C (3 900 h/an)	117	128	9

Comme on le voit dans l’exemple ci-dessus, on peut aussi imaginer que la circulation passe automatiquement à vitesse réduite ou soit coupée à certains moments de l’année où les besoins énergétiques sont moindres.

Par exemple, lors du ralenti nocturne, si la mise au ralenti se fait par abaissement de la température d’eau (méthode par ailleurs dépassée), toutes les vannes thermostatiques de l’installation vont s’ouvrir, créant un surdébit (également générateur de bruit) d’autant plus aberrant qu’il n’y a pas de besoin. Il en de même lorsque le ralenti se fait par coupure complète de l’installation (fermeture des vannes mélangeuses). La commande de mise au ralenti pourrait dès lors aussi agir sur le circulateur.

La commutation automatique des vitesses des pompes existantes exige des éléments complémentaires au niveau de la régulation et du câblage du moteur et de la commande (les fabricants de pompe peuvent fournir des boîtiers permettant d’accéder aux différents bobinages des moteurs, de manière à réaliser les commandes au niveau du tableau électrique). L’investissement est donc important : de l’ordre de 500 .. 750 €.

Dès lors, on peut aussi envisager une diminution manuelle de la vitesse de tous les circulateurs, en mi-saison par exemple.

Remplacer les circulateurs surdimensionnés

La réduction de vitesse n’est pas possible sur tous les circulateurs. Dès lors, il peut être intéressant de procéder directement au remplacement d’un circulateur existant surdimensionné.

Exemple.

Considérons un bâtiment nécessitant une puissance de chauffage de 200 kW. Pour fournir cette puissance en travaillant avec des installations dimensionnées en régime 90°/70°, le circulateur doit fournir un débit de :

Débit demandé par le circulateur = 200 [kW] / 1,16 [kW/m³/h.°C] / (90 [°C] – 70 [°C]) = 8,6 [m³/h] ou 0,0024 [m³/s]

Pour ce débit, le bureau d’études, à l’origine de l’installation a surestimé les pertes de charge de l’installation (90 [kPa] au lieu de 60 [kPa]). Le débit réellement fourni par le circulateur choisi est n’est pas de 8,6 [m³/h] mais de 12 [m³/h] (ou 0,0033 [m³/s]) pour une perte de charge de 85 [kPa].

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

La puissance électrique absorbée par circulateur existant est de (pour un rendement global du circulateur de 34 % (moteur compris)) :

Puissance électrique du circulateur existant = 0,0033 [m³/s] x 85 000 [Pa] / 0,34 = 825 [W]

En choisissant un nouveau circulateur dimensionné correctement, on peut diminuer la puissance absorbée à :

Puissance électrique du nouveau circulateur = 0,0024 [m³/s] x 60 000 [Pa] / 0,34 = 420 [W]

(en imaginant que l’on choisisse un circulateur dont la courbe caractéristique passe exactement par le point de fonctionnement souhaité).

Si on considère que le circulateur tourne 5 800 [h/an], l’économie réalisée s’élève à :

Économie = (825 [W] – 420 [W]) x 5 800 [h/an] x 6,5 [cents €/kWh] = 153 [€/an]

Pour un nouveau circulateur standard dont le coût est de l’ordre de 300 .. 400 [€].

Remplacer un circulateur surdimensionné avant la fin de sa vie est donc rentable.

Au minimum, il faut penser au redimensionnement des circulateurs lors d’un remplacement par nécessité. Il faut à tout prix éviter que, lors d’un remplacement forcé, la sélection du nouvel équipement se limite à choisir un circulateur présentant les mêmes dimensions afin de pouvoir s’insérer sans difficulté dans l’emplacement libéré par l’appareil défectueux.

Calculs

Pour redimensionner un circulateur à partir des températures départ et retour du circuit et calculer l’intérêt de son remplacement.

Placer des circulateurs à vitesse variable

Remplacer un circulateur par un circulateur redimensionné suivant le calcul proposé ci-dessus, demande d’ouvrir toutes les vannes thermostatiques. Il reste également une certaine incertitude quant aux hypothèses de dimensionnement qui avaient été prises à l’époque de la conception de l’ancienne installation (température extérieure minimale, régime de température choisis, …).

C’est ici que le placement d’un circulateur avec variateur de vitesse va trouver toute sa justification : en le plaçant, il sera possible de diminuer progressivement la vitesse (sans modifier la température de l’eau), jusqu’à atteindre celle qui assurera une distribution uniforme, sans pénaliser le dernier radiateur du réseau (juste avant que les premières plaintes n’apparaissent). Sur base des expériences réalisées en Suisse, dans 9 cas sur 10, la vitesse chutera de plus de moitié !

Attention cependant il ne faut jamais remplacer un circulateur manifestement surdimensionné par un circulateur à vitesse variable de la même puissance. En effet, régler la vitesse du nouveau circulateur à une valeur trop faible entraîne une chute de rendement importante. De plus, non on ferait un investissement inutilement élevé.

Même un nouveau circulateur à vitesse variable doit donc faire l’objet d’un dimensionnement.

Circulateur à vitesse variable.

L’économie réalisée par rapport à l’ancien circulateur sera supérieure au cas du remplacement par un circulateur à vitesse fixe (3 vitesses) car le circulateur à vitesse variable permettra un ajustement plus précis du débit. Le gain supplémentaire sera d’autant plus important que les caractéristiques de l’installation existante sont peu connues.

Le circulateur à vitesse variable permet en outre des économies supplémentaires dans les installations équipées de vannes thermostatiques (installations avec radiateurs dont les locaux ont des besoins non homogènes) ou équipées de vannes 2 voies de régulation (installations avec ventilos-convecteurs).

En effet, lorsque sous l’effet d’apports de chaleur gratuits, les vannes thermostatiques se ferment, la pression dans le réseau augmente. Pour éviter cela et l’influence de ce réglage sur l’ensemble des vannes (les vannes sifflent), on place traditionnellement en tête de circuit une soupape différentielle qui « court-circuite » une partie du débit.

Soupape de pression différentielle by-passant une partie du débit lorsque des vannes thermostatiques se ferment dans l’installation.

Cette soupape différentielle peut avantageusement être remplacée par un circulateur à vitesse variable qui maintiendrait une pression constante ou dégressive dans le réseau lorsque les vannes thermostatiques se ferment.

Techniques

Pour en savoir plus sur le réglage du débit des circulateurs à vitesse variable.

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

Exemple.

considérons un bâtiment nécessitant une puissance de chauffage de 200 kW (débit nécessaire : 8,6 m³/h pour une hauteur manométrique de 6 mCE ou 60 000 Pa), répartie en deux façades nord et sud. Un seul circuit dessert l’ensemble de l’immeuble et des vannes thermostatiques sont installées sur les radiateurs de la façade sud pour tenir compte de l’ensoleillement.

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

Courbes caractéristiques du circulateur à 3 vitesses choisi : en bleu, le point de fonctionnement calculé et en rouge, le point de fonctionnement réel en fonction de la vitesse de circulateur choisie.

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

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

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

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

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

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

Sans compter l’imprécision inévitable sur l’estimation des caractéristiques du circulateur à 3 vitesses (« on va prendre un peu plus gros, on ne sait jamais ») qui veut que celui-ci consommera encore plus.

Que rapporte en plus la régulation de la vitesse du circulateur en fonction de la fermeture des vannes thermostatiques ?

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

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

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

L’économie supplémentaire réalisée grâce au circulateur à vitesse variable s’élève donc à minimum :

45 [€/an] + 22 [€/an] = 67 [€/an]

pour un surcoût d’environ 300 €.

Si on globalise l’économie réalisable par le remplacement du circulateur surdimensionné de l’

exemple précédent par un circulateur à vitesse variable, on obtient :

Réduction de la puissance à charge nominale : de 825 à 420 [W], soit une économie de 153 [€/an].
Régulation du débit en fonction des besoins : économie de 22 [€/an].
Économie totale : 175 [€/an].

Pour un coût du circulateur à vitesse variable d’environ 800 €. Le temps de retour de cette opération est donc de 4,6 ans.

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

Études de cas

Le remplacement des circulateurs par des circulateurs à vitesse variable peut également être dicté par des problèmes d’inconfort lié au surdimensionnement des circulateurs.

Ce fut le cas au Centre de Hemptinne.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un système d’humidification

Choisir un système d'humidification

Check-list du projet

Des questions à se poser	Plus d’infos ?
Avant d’humidifier …
Le besoin d’humidifier est-il réel ? Il est nécessaire si une ventilation est organisée dans les locaux. Mais il est superflu dans une cafétéria, une salle de restaurant, une salle d’archives, un musée …	Évaluer
Le débit d’air neuf hygiénique a-t-il été évalué correctement ? (tout excès d’air entraîne une consommation d’énergie et d’eau excédentaire).	Evaluer
Est-il possible d’organiser un recyclage partiel de l’air extrait et donc un recyclage de l’humidité de l’air (dans une installation « tout air ») ? Le conseil minimal serait d’au moins prévoir l’ajout futur d’un humidificateur si cela s’avère nécessaire (constat de non-respect de la consigne, changement de norme, défaut du récupérateur d’humidité etc.).	Voir partie « Préalable : le besoin d’humidification »
Faut-il imposer une consigne d’humidité relative intérieure permanente ou imposer un seuil minimal d’humidité au dessus duquel le taux d’humidité peut flotter ?	Voir partie « Préalable : le besoin d’humidification »
L’hygrométrie est-elle variable d’un local à l’autre ? L’attribution des locaux pourrait être ultérieurement modifiée ? Ne doit-on pas privilégier une humidification individuelle par local ?	Voir partie « Préalable : le besoin d’humidification »
Le choix du matériel et de la régulation :
Une analyse comparative des coûts énergétiques a-t-elle été faite ?	Voir partie « Critère de choix : la consommation énergétique »
Une analyse comparative des consommations en eau a-t-elle été faite ?	Voir partie « Critère de choix : la consommation en eau »
Les précautions liées à la maintenance des humidificateurs, tout particulièrement pour les appareils à recyclage ou à évaporation, ont-elles été prises ? Une vidange automatique est-elle prévue ?	Voir partie « Critère de choix : la qualité hygiénique »
Comment sera régulé le débit de déconcentration ?	Voir partie « Critère de choix : la consommation en eau »
Aura-t-on la possibilité de stopper le fonctionnement en fonction d’un seuil de température extérieure (par exemple 5°C, ajustable par l’exploitant en fonction des exigences de confort) ?	Voir partie « Critère de choix : la régulation »

Préalable : le besoin d’humidification

Autrefois, l’air n’était pas humidifié…

Force est de constater que nous vivons généralement chez nous dans une ambiance non humidifiée de manière artificielle. Nous pouvons néanmoins indiqué que dans une maison, l’humidification principale de l’air se fait naturellement par la salle de bain et la cuisine. Dans un bâtiment de bureaux, le besoin d’humidification est plus important car ces pièces d’eau ne sont pas présentes.

Cependant, aujourd’hui, une ventilation est organisée dans nos bâtiments, et un besoin réel d’humidification existe alors en hiver. Il est lié à l’apport d’air neuf hygiénique. L’air extérieur froid, une fois réchauffé, est un air sec. Dans les bureaux, pour assurer un bon confort thermique, l’air est porté à un taux d’humidité relative minimum de 40 %.

Cette humidification est énergétiquement coûteuse et il est utile d’en limiter l’intensité.

L’analyse des besoins

Évaluer

Pour en savoir plus sur l’évaluation de la qualité de l’air, cliquez ici !

À noter que certains locaux ne nécessitent pas d’humidification : une salle de restaurant, une cafétéria, une salle d’archives, un musée…

Si un local nécessite un taux de renouvellement horaire de 5, sans obligation de contrôler le taux d’humidité, alors que les autres locaux n’ont besoin que d’un taux de 1 mais avec nécessité d’humidifier, il peut être intéressant de concevoir deux installations différentes.

Il sera utile de définir le niveau d’humidification : du « tout centralisé » au départ des circuits si les besoins semblent homogènes, vers le « tout décentralisé », chaque local ayant des besoins différents.

Contrôle de l’humidité strict où humidification minimale de base ?

Il est fréquent de trouver dans les cahiers des charges une demande de « maintien des locaux à 21°C et 50 % HR ».

Cette simple phrase peut générer des consommations non négligeables et inutiles.

Le contrôle strict du taux d’humidification n’est-il pas nécessaire uniquement au niveau du local informatique ? D’une manière générale, on vérifiera si l’humidification décentralisée d’une zone limitée dans le bâtiment ne pourrait pas suffire. Le restant du bâtiment étant humidifié au niveau de la centrale de traitement d’air neuf ou mixte « neuf-repris » avec une humidification minimale (par exemple, un taux d’humidité réglé sur 35 % en sortie de centrale et un arrêt total de l’humidification en mi-saison et en été).

Si néanmoins un contrôle de l’humidité est choisi, l’hygrostat sera placé soit dans un local témoin non sujet à beaucoup d’infiltrations d’air (fenêtres ouvrantes, par exemple), soit dans la reprise d’air.

Attention : la mesure dans la reprise d’air est souvent faussée !

L’air extrait est légèrement plus chaud que l’ambiance (suite aux luminaires, notamment), ce qui va fausser la mesure et augmenter le taux d’humidité ambiant.

Admettons que la reprise (placée dans le faux plafond) aspire de l’air à 25°C alors que l’ambiance est à 22°C. Une consigne réglée sur 50 % HR, va générer en réalité une ambiance à 60 % HR. En effet, la sonde va régler l’humidificateur pour assurer 25°C et 50 % HR, ce qui correspond à l’humidité de 22°C et 60 % HR dans le diagramme de l’air humide…

Il faut donc tenir compte de cette stratification des températures et diminuer la consigne à, par exemple, 34% HR pour obtenir une ambiance à 40% HR.

Synoptique des technologies existantes

Techniques

Ces technologies sont décrites en détail en cliquant sur :

« Humidifier, c’est augmenter la teneur en vapeur d’eau dans l’air ».

On distingue trois types de technologies pour y arriver.

1. Pulvériser de l’eau atomisée :

les humidificateurs à gicleurs d’eau froide (ou « laveurs d’air »),
les humidificateurs rotatifs,
les humidificateurs à pulvérisation par air comprimé + eau,
les humidificateurs à ultrasons,
les humidificateurs à pulvérisation d’eau chaude.

2. Injecter de la vapeur :

issue d’un réseau de vapeur (si bâtiment équipé d’une chaudière à vapeur),
issue d’un générateur autonome (appareil de production de vapeur électrique).

3. Évaporer de l’eau chaude ou froide :

par ruissellement d’eau sur un média,
par contact à la surface d’un plan d’eau.

« Humidifier, c’est maîtriser l’énergie de vaporisation de l’eau. »

On distingue les appareils suivant l’origine de la chaleur de vaporisation. Deux techniques sont possibles et les coûts qui en résultent sont fort différents.

1. Injecter de l’eau froide dans l’air :

La chaleur de vaporisation de l’eau liquide est prise sur l’air (qui se refroidit), et le système de chauffage de l’air devra fournir cette chaleur complémentaire. On parle « d’humidificateurs à enthalpie constante »

les humidificateurs à gicleurs d’eau froide (ou « laveurs d’air »),
les humidificateurs par contact avec de l’eau froide (plaque fixe, roue, nid d’abeille),
les humidificateurs par ultrasons.

L’énergie de vaporisation est donnée par le combustible qui alimente la chaudière (fuel, gaz, …)

2. Injecter de l’eau chaude ou de la vapeur dans l’air :

La chaleur de vaporisation de l’eau est, en tout ou en partie, fournie par l’humidificateur. On parle « d’humidificateurs à enthalpie variable »

les humidificateurs à vapeur,
les humidificateurs par pulvérisation à eau chaude,
les humidificateurs par contact avec de l’eau chaude.

L’énergie est d’origine électrique (et présente donc un coût plus élevé…).

« Humidifier, c’est risquer d’introduire des micro-organismes et des sels dans l’air… »

Le contact eau-air est favorable à la propagation de bactéries. Ce sera particulièrement critique dans les installations où l’humidification est faite « à reflux » car on y retrouve les conditions favorables au développement bactérien.

On a dès lors développé des installations à pulvérisation d’eau avec un débit limité : le débit d’eau est alors totalement vaporisé (aérosols). Une fois la goutte d’eau froide évaporée, les sels contenus dans l’eau se retrouvent pulvérisés dans l’atmosphère et risquent de former des dépôts (calcium, sodium) sur les appareils (fine poussière)… C’est le cas des humidificateurs rotatifs, des humidificateurs à pulvérisation par air comprimé + eau, … De l’eau déminéralisée peu alors être utilisée.

Les humidificateurs à vapeur garantissent la stérilité du traitement et l’absence de sel dans l’air humidifié, … mais les sels se déposent dans le préparateur de vapeur, causant beaucoup de soucis à la maintenance ! De plus, le coût d’exploitation est élevé ainsi que l’impact environnement de l’humidification avec ce type de système….

Critère de choix : le coût d’investissement

Il est difficile de préciser le coût d’une installation d’humidification : la gamme d’équipements disponibles est grande et les débits d’humidification possibles également.

De plus, suivant la qualité de l’eau du réseau et le type d’humidification, il sera nécessaire ou non d’associer un traitement préalable de l’eau, avec le budget d’investissement et d’exploitation qu’il entraîne… !

On trouvera en synthèse une approche comparative des coûts d’investissements approximatifs.

Critère de choix : la consommation en eau

Le coût en eau d’une installation d’humidification peut être non négligeable. Et la tendance actuelle (augmentation du prix du m^³ d’eau) va amplifier ce coût.

Calculs

Pour calculer la consommation annuelle en eau pour une installation donnée, cliquez ici !

La situation est particulièrement critique pour les installations à recyclage d’eau. En effet, au bas de l’humidificateur, un bac recueille l’excédent d’eau. Suite à l’évaporation partielle de l’eau, la teneur en sels dans l’eau du bac augmente progressivement. Une déconcentration régulière par injection d’un débit d’eau fraîche est réalisée, avec évacuation de l’excédent vers l’égout.

En pratique, le risque est grand que le débit de déconcentration soit beaucoup trop élevé : à défaut de calcul, « par sécurité », le robinet reste souvent ouvert en permanence…

Calculs

Il est possible de procéder au calcul du débit de déconcentration effectivement nécessaire.

Pour maîtriser ce coût de l’eau, il est possible de prévoir une automatisation des périodes de déconcentration en fonction de la teneur en sels de l’eau du bac.

Au coût de l’eau, il faudra encore ajouter le coût de son traitement éventuel pour l’élimination des sels.

Exemple.

Soit un immeuble de bureaux de 4 000 m². Deux cents personnes y travaillent.

La nouvelle réglementation wallonne impose une ventilation de 2,5 m³/h.m² (bureaux communs). Une installation traitant 10 000 m³/h d’air neuf est dimensionnée (soit 10 000 m³/h x 1,2 kg/m³ = 12 000 kg/h).

Estimons les besoins en eau, en supposant que l’humidification fonctionne durant la saison de chauffe, aux conditions climatiques de la Belgique.

Les conditions d’ambiance à atteindre sont de 22°C et 50 % HR. Ce qui entraîne une humidité absolue de 8,2 gr_eau/kg_air.

On estime les apports hydriques internes du bâtiment suite à la présence des occupants, en considérant un apport en eau de 47 gr/h.pers :

(200 pers. x 47 gr_eau/h.pers) / (12 000 kg_air/h) = 0,8 gr_eau/kg_air

La régulation imposera un point de soufflage dont l’humidité absolue avoisine les :

8,2 – 0,8 = 7,4 gr_eau/kg_air

Dimensionnement de l’humidificateur :

Par température extérieure extrême de – 10°C et 90 % HR, l’humidité absolue est de 1,5 gr_eau/kg_air

Les débits maximum en eau sont donnés par :

12 000 kg/h x (7,4 – 1,5) gr_eau/kg_air= 70 800 gr/h = 70,8 kg_eau/h,

ce qui permet de sélectionner l’humidificateur.

Estimation de la consommation :

La consommation totale saisonnière en eau sera estimée en fonction :

de la durée de fonctionnement de l’installation,
de l’écart entre l’humidité absolue moyenne extérieure et le niveau d’humidité intérieure souhaité.

Pour un immeuble de bureaux, le fonctionnement est estimé à 10 h/jour, 5 jours par semaine, durant les 35 semaines de la saison de chauffe, soit 1 750 heures/saison.

En première approximation, pour Uccle, les conditions moyennes de température et d’humidité hivernales en journée (de 8h00 à 18h00) sont de 7,7°C et 76 % HR, soit 5 gr_eau/kg_air pour l’ensemble de la saison de chauffe.

Mais plus précisément, sur base du , on doit retirer 150 heures de semaine où l’humidité absolue dépassant 7,4 gr_eau/kg_air, on peut supposer l’humidificateur à l’arrêt. Reste 1 600 heures pour lesquelles l’humidité absolue moyenne est de 4,6 gr_eau/kg_air.

La demande moyenne en eau d’humidification peut donc être estimée à :

12 000 kg/h x (7,4 – 4,6) gr_eau/kg_air= 33 600 gr/h = 33,6 kg_eau/h

Autrement dit, 33,6 litres d’eau sont évaporés chaque heure, en moyenne.

Consommation saisonnière en eau d’humidification = 33,6 x 1 600 = 53 760 litres/an = 54 m³/an.

Remarques.

Cette consommation doit être augmentée de 50 à 200 %, si l’installation est à eau recyclée, avec débit de déconcentration.

Les hypothèses de départ influencent fortement le résultat du calcul qui doit être adapté à la situation particulière de chaque bâtiment.

Ce type de calcul permet de chiffrer l’intérêt de modifier les consignes de température et d’humidité. Ainsi, une température de 21° et une humidité relative fixée à un minimum de 40 % entraîne les adaptations suivantes :

21° et 40 % HR à 6,2 gr_eau/kg_air

apports internes à 0,8 gr_eau/kg_air

point de soufflage à 5,4 gr_eau/kg_air

Durée de fonctionnement de l’humidificateur : durant 1 025 heures l’humidité absolue extérieure est inférieure à 5,4 gr_eau/kg_air , l’humidité moyenne est de 3,9 gr_eau/kg_air.

> Nouvelle consommation en eau :

12 000 x (5,4 – 3,9) x 1 025 = 18,5 m³/an !

Critère de choix : la consommation énergétique

Deux sources de consommation sont présentes

l’énergie mécanique des pompes (pour la pulvérisation, par exemple),
l’énergie nécessaire à la vaporisation de l’eau.

La première est négligeable, au plus quelques % face à la seconde !

Par contre, l’énergie nécessaire pour faire passer l’eau de l’état liquide à l’état vapeur est fort élevée : c’est la chaleur latente de vaporisation. Et suivant le type d’humidificateur, le coût de cette énergie sera fort différent

Si l’humidificateur travaille à partir d’eau froide, c’est l’air qui donnera l’énergie de vaporisation. C’est donc la batterie de chauffe de l’air qui, indirectement, fournira la chaleur. Si la batterie est alimentée par de l’eau chaude, le prix de revient de la chaleur de vaporisation sera fixé par le prix du combustible en chaufferie.

Si l’humidificateur diffuse directement de la vapeur, soit la vapeur provient d’une chaudière vapeur et l’on se retrouve dans une situation similaire au point précédent, soit la vapeur est d’origine électrique et le coût de l’opération se trouve multiplié par un facteur 3 (c’est pratiquement toujours de l’électricité de jour…).

Pour faire passer 1 kg d’eau à 10° (température moyenne du réseau) à l’état vapeur, il faut fournir une chaleur de :

4,19 kJ/kg.K x 90 K + 2 257 kJ/kg = 2 634 kJ/kg, soit encore : 2 634 / 3 600 = 0,73 kWh/kg

Si on prend un coût de l’énergie électrique à 0,1 €/kWh (tarif de jour pour le régime haute tension, pointe de puissance comprise), le coût peut être estimé à 7,25 c€/kg_eau.

Pour une installation au gaz naturel ou au fuel, sur base d’un coût moyen du kWh utile (rendement compris) estimé à 3,5 c€/kWh, on obtient 2,5 c€/kg_eau.

Calculs

Pour calculer le coût énergétique annuel lié à l’humidification de l’air ambiant, cliquez ici !

Exemple suite.

en reprenant

l’estimation de la consommation en eau de 54 m^³/an vaporisés pour une installation de 10 000 m^³/h d’air neuf hygiénique, on obtient des coûts respectifs d’humidification de 3925 €/an (électrique), 1350 €/an (gaz ou fuel). Ces coûts correspondent à une consigne de 22° et 50 % HR. Ils chutent au tiers de leur valeur pour une consigne de 21° et 40 % HR.

Avec les hypothèses de l’exemple, ramené au m^², on obtient 9,9 kWh/m^² soit un budget de :

énergie électrique : +/- 1 €/m²
énergie gaz ou fuel : +/- 0,35 €/m²

Critère de choix : la qualité hygiénique

Ce critère est certainement déterminant dans le choix d’un humidificateur ! Le développement de bactéries dans les humidificateurs est un élément à ne pas négliger.

S’il fallait classer les systèmes sur base de ce seul critère, en partant du meilleur, on aurait

l’humidificateur à vapeur,
l’humidificateur à pulvérisation sans recyclage (tout le débit d’eau, ou presque, est évaporé),
l’humidificateur à pulvérisation avec recyclage (de l’eau stagne dans le bac récolteur de l’excédent),
l’humidificateur à évaporation avec recyclage (le média est humidifié en permanence…).

Bien sûr, une maintenance rigoureuse peut limiter fortement les risques de contamination de l’air. C’est pourquoi, même si les humidificateurs électriques sont fréquemment utilisés pour les petites installations, les laveurs d’air restent souvent choisis pour l’humidification des grosses installations.

Gérer

Pour en savoir plus sur les prescriptions de maintenance des humidificateurs : cliquez ici !

Pour limiter les risques de développement de germes dans les humidificateurs, ceux-ci peuvent être équipés de lampes à ultraviolets. Les lampes UV peuvent être placées sur la tuyauterie d’alimentation des cannes porte-gicleurs ou en by-pass avec pompe de circulation propre. L’installation en immersion dans le bac de rétention des eaux de ruissellement est moins conseillée. Il faudra cependant être attentif à ce qu’elles ne s’entartrent pas. L’eau d’alimentation doit donc idéalement faire l’objet d’un adoucissement préalable à son utilisation dans les humidificateurs. L’utilisation de lampes UV est préférable à l’utilisation de biocides pour éviter la pulsion d’agents irritants.


Dispositif de décontamination de l’eau avec lampe à ultraviolets : se place sur le circuit alimentant les gicleurs.	Humidificateur à évaporation équipé de lampes UV irradiant les câbles de ruissellement.

Parmi les systèmes à recyclage, on préférera les systèmes dont le bac de rétention est le plus petit possible et sans recoin, par exemple avec un fond incliné conduisant vers la prise d’eau.

Il existe également d’autre système comme le système Microniser.

Critère de choix : la régulation

Différents systèmes permettent à l’humidificateur de moduler le débit entre 0 et 100 %.

Pour les installations de conditionnement d’air

Humidificateurs à vapeur

La régulation est basée sur le schéma suivant :

En fonction de l’écart entre l’humidité relative mesurée sur l’air extrait (H2) et la valeur de consigne réglable sur le régulateur, il y a action sur l’humidificateur. Un limiteur maximal d’humidité relative de l’air soufflé (H1) limite le débit de vapeur pulvérisé. Une sonde de sécurité (H3, en option) commande directement l’arrêt de l’humidificateur.

C’est le même régulateur qui agit en cascade sur la batterie froide, pour la déshumidification éventuelle.

Ce système doit être complété par deux dispositifs de sécurité qui interdisent la pulvérisation de vapeur lors de l’arrêt du ventilateur

Le verrouillage électrique entre l’humidificateur et le ventilateur. Un pressiomètre qui vérifie le fonctionnement effectif par la mise en pression de la gaine (si la courroie du ventilateur casse, le ventilateur est électriquement en fonctionnement…)

Attention à ne pas placer les appareils de contrôle (thermomètre et hygromètre) trop prêt de la rampe. A priori, une distance de 3 m minimum est recommandée, mais cette distance dépend de la température de l’air humidifié.

Calculs

Un calcul de la distance humidificateur-sonde peut être réalisé.

Humidificateurs à pulvérisation et à évaporation

La régulation des laveurs d’air est traditionnellement basée sur le point de rosée du point de soufflage. Autrement dit, l’humidificateur fonctionne en continu et humidifie toujours l’air au maximum ( …85 %… en pratique). Le réglage de la batterie de post-chauffe se fait sur la température de l’ambiance, le réglage de la batterie de préchauffe se fait sur une température de point de rosée à la sortie de l’humidificateur, corrigée en fonction du degré d’humidité relative de l’ambiance.

Cette régulation est tout à fait correcte en hiver, mais risque de poser des problèmes en mi-saison et en été en fonction du mode de régulation : humidification excessive (même en hiver), fonctionnement simultané des batteries chaudes et froides. Ce sera le cas si le fonctionnement de l’humidificateur n’est pas asservi à une sonde d’humidité ambiante (ou de reprise) et si les batteries de préchauffe et de refroidissement sont commandées par la même consigne de point de rosée.

Quel type de régulation ?

Pour éviter ces problèmes, voici comment la régulation du groupe de traitement d’air peut être configurée en présence d’un humidificateur de type « laveur d’air » :

La batterie de préchauffe sera commandée par un régulateur en fonction de l’humidité relative de l’air repris ou de l’air ambiant, sans que l’humidité de l’air pulsé ne dépasse pour autant une valeur limite.

Les batteries de postchauffe et de refroidissement seront, elles, commandées, selon les cas, en fonction de la température de pulsion ou de la température ambiante ou de la température de reprise.
Le fonctionnement de l’humidificateur sera asservi à une sonde d’humidité ambiante ou située dans la gaine de reprise commune. Cet asservissement se fera en tout ou rien, de façon modulante ou par palier, en fonction du type d’humidificateur (avec une consigne d’humidité sera abaissée au maximum : 40%).

Pour les humidificateurs d’ambiance directe

On utilise généralement des humidificateurs par action tout ou rien (sur la pompe de gicleurs ou par étagement de rampes), l’hygrostat enclenchant l’appareil lors du dépassement d’un seuil réglable. Un hygrostat supplémentaire de sécurité est également prévu pour limiter le risque en cas de panne du premier régulateur.

Précautions générales

Asservissement au fonctionnement du ventilateur

Il est prudent d’asservir le fonctionnement de l’humidificateur à celui du ventilateur, pour éviter tout risque d’humidification des gainages lors de l’arrêt (volontaire ou non) du ventilateur.

La possibilité d’arrêter l’humidification en mi-saison

La régulation en fonction de l’humidité relative sur la reprise d’air est fiable, mais à défaut ou en plus, il est également possible de commander le fonctionnement de l’humidificateur en fonction de la température extérieure (interrupteur en série). En pratique, le critère qui consiste à « stopper l’humidification si T°_ext> 5°C » est simple et efficace. La sonde peut être placée à l’extérieur ou dans la gaine d’air frais. De toute façon, un air extérieur à 5°C est, en Belgique, en moyenne chargé de 4,5 grammes d’_eau par kg_d’air. Une fois chauffé, il atteint 20°C et 30 % HR (ce qui est déjà temporairement supportable). L’apport en eau interne des bureaux (plantes, occupants,…) amène facilement l’air à 40 % HR.

Un seuil maximal de l’ordre de 8°C peut être choisi si le bâtiment présente très peu d’apports internes en eau et/ou si l’installation travaille en « tout air » neuf (c’est-à-dire en climatisation « tout air » sans recyclage partiel de l’air extrait).

De plus, on se prémunit ainsi :

D’un dérèglement de la régulation : il arrive, rarement il est vrai, de rencontrer un caisson de traitement d’air où, en mi-saison, l’humidification est combattue par la déshumidification de la batterie de froid …!

Du fonctionnement sporadique de l’humidificateur en mi-saison, avec son cortège de développement bactérien si l’installation n’est pas automatiquement vidangée…

Si l’humidificateur est du type à pulvérisation, ou « laveur d’air », la difficulté de régulation en mi-saison de ce type d’équipement justifie davantage encore son arrêt total.

L’humidification de l’ambiance avec maintien strict des consignes

Lorsque les consignes de température et d’humidité doivent être maintenues de façon stricte (centraux informatiques), on est souvent amené à refroidir l’air ambiant (donc à le déshumidifier) et ensuite à le réhumidifier. Il s’en suit une destruction d’énergie (déshumidification et humidification).

Pour réduire cette dernière, on a intérêt à fixer la consigne d’humidité la plus basse possible, compatible avec l’utilisation du local. Par exemple, est-ce qu’il est réellement nécéssaire de maintenir 60% d’HR ? Est-ce que 50% d’HR ne pourrait pas convenir ?

De plus, il importe que la batterie de refroidissement limite la déhumidifiant en travaillant avec la température d’eau la plus élevée possible (variant en fonction des besoins).

La précision de la régulation

La précision de la régulation d’un humidificateur doit être perçue en prenant en compte l’interaction entre la température et l’humidité relative de l’air. Autrement dit, toute fluctuation de la température de l’air se répercute sur le taux d’humidité.

Ainsi, exiger une régulation de 20°C et 50 % à +/- 2 %, impose au minimum une régulation de température de 20°C à +/- 0,5° près. Et encore faudra-t-il un type d’humidificateur adéquat : une régulation centralisée par « point de rosée », par exemple, est impossible. Si une telle précision est requise, on privilégiera une humidification par local : les humidificateurs à vapeur électriques sont particulièrement bien adaptés à cette situation. Ils peuvent être précédés d’une humidification centralisée minimale de base.

Trois types de régulateurs sont disponibles : régulateur on-off, régulateur proportionnel (P) ou régulateur proportionnel-intégral (PI). Le diagramme ci-dessous (issu d’un constructeur) permet de choisir le type de régulateur et la bande proportionnelle du système en % HR, en fonction :

de la précision attendue (plus la tolérance est faible, plus on aura tendance à sélectionner un PI avec petite bande proportionnelle),

de la quantité relative d’humidité absolue à fournir (plus celle-ci est grande, plus on sélectionnera un appareil PI fiable, puisqu’on est proche de la saturation).

Si le système est en mode on-off, il travaillera généralement avec un différentiel de 5 %. On réservera dès lors les régulateurs on-off au contrôle de limite haute de sécurité.

Critère de choix : l’encombrement

Ce critère porte peu à conséquence, généralement. Si ce n’est que dans un caisson de traitement d’air, un humidificateur à pulvérisation est certainement plus encombrant qu’un humidificateur à vapeur.

Les humidificateurs à pulvérisation sans recyclage ont la propriété de pulvériser généralement des micro-gouttelettes pas toujours arrêtées par le séparateur de gouttes. Aussi, pour une installation de climatisation par conduits, une portée plus importante doit être prévue pour éviter tout risque d’humidification des premiers tronçons.

Il est utile de prendre des dispositions particulières en vue de protéger la tuyauterie d’alimentation en eau et le réservoir d’eau de l’humidificateur de tout risque de gel.

Synthèse des critères de choix

Il est possible de synthétiser les principales propriétés comme suit :

–	Frais de Maintenance	Frais d’exploitat.	Frais d’ Investissem.	Encombr.	Adaptabilité	Utilisation recommandée pour un débit d’air en m³/h
Caisson de mélange	Faible	Faible	Faible	Faible	–	> 3 000
Récupérateur rotatif	Faible	Faible	Moyen	Faible	–	> 5 000
À évaporation	Moyen	Faible	Faible	Faible	Bonne	> 2 000
À ultrasons	Faible	Faible	Moyen	Faible	Moyen	< 2 000
Laveur d’air	Elevé	Faible	Moyen	Elevé	–	> 10 000
À vapeur électrique	Faible	Elevé	Faible	Faible	Très bonne	< 3 000
À vapeur thermique	Moyen	Faible	Elevé	Elevé	–	> 10 000
Chaudière électrique à vapeur	Elevé	Elevé	Elevé	Elevé	–	> 10 000

En conclusions

Les humidificateurs à vapeur apportent toutes garanties au niveau hygiénique, mais leur coût d’exploitation est élevé suite au coût du kWh électrique : s’ils sont choisis, un dimensionnement limité aux besoins minimum s’impose. C’est une solution très souple pour un petit immeuble de bureaux.

Les humidificateurs à pulvérisation avec recyclage ou à évaporation sont économiques puisque l’apport énergétique est réalisé par la chaudière du bâtiment, mais ils sont sensibles à la prolifération bactérienne : s’ils sont choisis, une maintenance sérieuse et des mesures de contrôle de la qualité de l’air seront nécessaires. À ce titre, la maintenance de têtes de pulvérisation est plus simple que des supports sur lesquels l’eau vient s’évaporer.

Les humidificateurs à pulvérisation sans recyclage réunissent les deux qualités hygiéniques et économiques, mais l’encombrement est parfois incompatible avec l’espace disponible dans un caisson de traitement d’air. Ces techniques s’imposent pour l’humidification de grands halls (air comprimé, par ex.).

Prédimensionnement

Calculs	Le prédimensionnement du débit d’eau d’humidification nécessaire peut être réalisé sur base du débit d’air à traiter et de son degré d’humidité initial et final.
Calculs	Il est également possible d’estimer le débit d’eau de déconcentration afin de limiter cette consommation d’eau parasite.

Ensuite, pour les appareils électriques, la puissance appelée est de 750 Watts par kg/h de débit de vapeur souhaité, environ.

Techniques

D’autres détails technologiques spécifiques sont accessibles en cliquant sur :

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’enveloppe de la chambre froide [Concevoir – Cuisine collective]

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 consiste 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/α_int + e/λ +1/α_ext

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.

Calculs

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 les taux d’intérêt, 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).

Calculs

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.

Calculs

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 importants 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 importants 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.

Calculs

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 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.

Calculs

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 œuvre 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 relatif à l’hygiène générale 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.

Évidemment, 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

Évaluer la couleur des parois

Il faut donc examiner la teinte des murs et leur état de propreté.

Exemple
Niveaux d’éclairement atteints dans un bureau de 5 x 6 x 3 m, équipé de 6 luminaires directs comprenant chacun un tube fluorescent de 58 W (rendement lumineux du luminaire = 68 %, angle de défilement = 60°).

Couleur des parois		Éclairement moyen en lux	Puissance spécifique (avec ballast électronique) en W/m²/100 lux
Murs	Plafond	Éclairement moyen en lux
Papier peint très clair ρ = 0,70	Plafonnage propreρ = 0,70	608	1,99
Papier peint très clair ρ = 0,70	Plafonnage usagéρ = 0,40	587	2,07
Papier peint foncéρ = 0,20	Plafonnage propreρ = 0,70	500	2,42

Dans ce cas, des revêtements clairs permettent donc d’augmenter le niveau d’éclairement de près de 20 %.

Dans le cas d’un éclairage indirect dirigé vers le plafond, la couleur de ce dernier aura une importance primordiale. Il doit absolument être de couleur claire.

Données	Pour connaitre les valeurs courantes et recommandées pour les différentes parois d’une pièce.
Concevoir	Choix de la couleur des parois et des plans de travail.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la pompe à chaleur

PAC avec compresseur à pistons, à gauche, et avec compresseur à vis, à droite.

Intérieur ou extérieur ?

Les pompes à chaleur Air/Air ont la particularité de pouvoir être installées

Soit de façon compacte à l’intérieur du bâtiment, avec une conduite d’amenée et de rejet d’air extérieur vers l’évaporateur.

Soit d’être scindées entre un condenseur intérieur et un évaporateur extérieur (système Split), directement en contact avec la source froide. Le fluide frigorigène reliant évaporateur et condenseur devra alors traverser la paroi du bâtiment dans des conduites calorifugées. La performance est améliorée puisque l’évaporateur est généralement mieux alimenté. Elles sont d’une grande souplesse d’installation mais imposent une quantité de fluide frigorigène plus importante.

On peut également installer l’ensemble de la PAC à l’extérieur et la relier au réseau de distribution par des conduites aller et retour isolées. Ces installations imposent des mesures constructives coûteuses de transfert des sources chaudes ou froides.

Les systèmes extérieurs peuvent occasionner une gêne à cause de leur bruit. Ces installations ne seront tolérables que si elles se font sans gène pour le voisinage (installation sur des toits en ville,.). Elles devront être protégées de la corrosion et avoir un dégagement suffisant autour d’elle pour permettre un bon fonctionnement de l’évaporateur.

Utilisation directe ou indirecte ?

L’utilisation directe de la source froide (eau de surface, nappe phréatique, rejets gazeux,…) a le grand avantage d’améliorer l’échange avec la source de chaleur et donc d’offrir un meilleur coefficient de performance. Cependant il faudra éviter la pollution (fuites de fluide frigorigène), ainsi que l’encrassement, l’érosion et la corrosion dans l’évaporateur en prenant les mesures suivantes :

désensablage du puits effectué par un spécialiste,
pose d’un filtre dans la conduite de raccordement à la PAC,
surveillance des vitesses de courant maximales et minimales pour éviter l’érosion, les dépôts, le gel et les dégâts dus aux vibrations dans les conduites de l’évaporateur,
pour lutter contre l’air agressif (par exemple rejets thermiques industriels), il faut utiliser un évaporateur résistant à la corrosion et dont le nettoyage est aisé. Dans certains cas, un dispositif de filtrage de l’air vicié devra être ajouté.

À défaut, il est vivement conseillé de prévoir une utilisation indirecte avec circuit intermédiaire. De plus il faut penser que la température du circuit intermédiaire peut tomber à 0°C. Le bon choix d’un produit antigel est donc d’une importance capitale.

Remarque : la qualité des sources thermiques naturelles peut se détériorer avec le temps. Une seule et unique analyse de l’eau ne peut évidemment pas servir de garantie absolue à long terme.

Choix de l’émetteur de chaleur

La température de distribution de la chaleur (température dite de la « source chaude ») est aussi importante que la température de la « source froide », puisque la consommation est proportionnelle à l’écart entre ces 2 températures.

Les pompes à chaleur ne peuvent correctement fonctionner qu’à une température de chauffage maximum de 50°C. Il faut donc sélectionner un système de chauffage à basse température, qu’il soit à air ou à eau.

Distribution par eau

Les systèmes à eau devraient être dimensionnés de telle manière que la température de départ nécessaire lors de températures extérieures de – 8°C se situe entre 35 et 45°C. Ceci est possible avec un chauffage par le sol, et également, pour des bâtiments très bien isolés, avec des radiateurs à grande surface rayonnante.

Pour des systèmes de distribution anciens (radiateurs conventionnels) qui exigent des températures de départ de plus de 50°C, il faut évaluer de cas en cas si le recours à la pompe à chaleur bivalente est utile et raisonnable. Normalement, un chauffage par pompe à chaleur sera possible pendant la plus grande partie de la période de chauffe. Pour les jours nécessitant une température de départ de plus de 50°C, un deuxième générateur de chaleur fonctionnant avec un autre agent énergétique sera nécessaire (fonctionnement bivalent). Une solution fréquente dans le logement est d’installer un chauffage par le sol au rez-de-chaussée et de le compléter par des chauffages d’appoints à l’étage, pour limiter le coût d’investissement.

Par simulation informatique, une étude de la KUL a comparé les performances théoriques de différentes installations domestiques de pompes à chaleur (bâtiment respectant le niveau d’isolation K55, besoin de chaleur théorique évalué à 15 459 kWh par saison de chauffe) :

PAC Air/Eau avec chauffage par le sol au rez-de-chaussée et chauffage électrique à l’étage [1];
PAC Sol/Eau avec radiateurs basse température dans toute l’habitation [2];
PAC Air/Eau avec radiateurs basse température dans toute l’habitation [3];
PAC Sol/Eau avec chauffage par le sol au rez-de-chaussée et un chauffage électrique dans la salle de bain uniquement [4];
PAC Sol/Eau avec chauffage par le sol au rez-de-chaussée et radiateurs basse température à l’étage [5].

Alternative	1	2	3	4	5
Énergie fournie totale Q [kWh]	18 965	19 474	20 678	17 744	20 028
Énergie consommée totale E [kWh]	9 825	5 482	5 967	5 242	5 400
Rendement global annuel (Q/E)	1.93	3.55	3.47	3.38	3.70
CO₂ produit [kg/an]	3 363	1 801	2 071	1 791	1 706
CO2 produit [kg/kWh fourni]	0.18	0.09	0.10	0.10	0.09

On constate que l’installation avec le meilleur rendement annuel est celle qui combine la PAC Sol/Eau avec le chauffage par le sol et les radiateurs basse température. Autrement dit, c’est le système qui diminue autant que faire se peut la différence de température entre la source froide et la source chaude.

La quantité de CO2 produite montre l’impact négatif des chauffages d’appoints électriques qui provoquent un doublement des émissions.

Distribution par air

Les systèmes de distribution à air ont l’avantage de toujours être dans une fourchette de température idéale pour les PAC (15 – 30°C). De plus, le chauffage direct de l’ambiance évite l’usage d’un intermédiaire caloporteur et d’un échangeur de chaleur supplémentaire comme un radiateur. Cet intermédiaire en moins ne permet néanmoins pas d’améliorer le rendement de l’installation puisque les échangeurs de chaleur « fluide caloporteur/air » sont moins performant que ceux « fluide caloporteur/eau ». L’inconvénient est l’emprise spatiale importante des gaines de distribution. Ce problème peut être contourné par les installations avec préparation d’air directement dans le local (installations multi-split ou DRV ainsi que sur boucle d’eau). Les systèmes de distribution par air ne permettent pas non plus l’accumulation de chaleur durant les heures creuses ou la préparation d’ECS.

Monovalent, bivalent ou avec résistance d’appoint électrique ?

Monovalent

Vu les frais d’investissement plus élevés provoqués par les installations bivalentes, on préférera en général les PAC monovalentes. En effet, la nécessité d’investir dans une chaudière traditionnelle en plus de la PAC n’est pas compensée par la diminution du coût de la PAC, diminution proportionnelle à la puissance moindre installée.

Bivalent

Cependant, lorsque la puissance à fournir est trop importante par rapport à une source froide limitée ou lorsque la température d’entrée dans le réseau de distribution doit être supérieure à 50°C, les systèmes bivalents sont inévitables pour assurer le confort de l’occupant. C’est souvent le choix qui est fait en rénovation, lorsque les réseaux d’émissions ne sont pas modernisés et ne peuvent fonctionner qu’à haute température.

Le fonctionnement bivalent alternatif a l’avantage de la simplicité de compréhension et de régulation.

Le fonctionnement parallèle par contre profite mieux de la pompe à chaleur puisqu’elle fonctionne toute la saison de chauffe. Ce deuxième mode permet donc une plus grande économie en frais de fonctionnement (même si, en période de grand froid, le COP de la PAC chute beaucoup) et un meilleur bilan écologique (avec un point de bivalence à 50 % de la puissance de chauffage, la PAC utilisée en bivalent-parallèle assure tout de même 80 à 90 % du besoin de chaleur).

Avec appoint électrique

Une installation avec appoint électrique est perçue comme un compromis. Elle nécessite un faible investissement mais contribue à la surcharge du réseau. Elle est aussi moins rationnelle au niveau écologique à cause de l’importante consommation de l’appoint électrique qui provoque un abaissement du COP annuel. Un enclenchement manuel est d’ailleurs conseillé pour éviter une durée de fonctionnement trop importante. Les appoints électriques permettent de préserver le confort lors des dégivrages ou des périodes de gel, lorsque la PAC (qui a été dimensionnée au plus juste pour limiter l’investissement) éprouve des difficultés.

Dans le secteur tertiaire, les apports internes compensent les pertes de puissance dues aux dégivrages, d’autant plus facilement que les dimensionnements de PAC réversibles sont souvent basés sur des puissances en froid, ce qui surdimensionne la puissance de chauffe. Les résistances d’appoint ne s’y justifient donc pas.

Avec ou sans accumulateur tampon ?

Toute installation compte au moins un accumulateur tampon qui permet d’augmenter la quantité d’eau présente dans le circuit, ceci afin d’éviter l’enclenchement trop fréquent des producteurs de chaleur (courts cycles).

On reproche parfois à l’accumulateur tampon pour les petites installations d’être trop coûteux, trop volumineux, d’entraîner des pertes de chaleur. Mais rares sont les cas où son installation n’est pas justifiée. On ne peut y renoncer que si les conditions suivantes sont remplies :

puissance à peu près constante de la source de chaleur (max 5 K de variation de température);
volume d’eau de chauffage supérieur à 15 litres/kW;
grande capacité d’accumulation du système de distribution de chaleur (par exemple inertie de chauffage par le sol);
pas ou peu de vannes thermostatiques;
installation bien équilibrée.

Un accumulateur de chaleur est lui plus volumineux qu’un accumulateur tampon. Il sert couvrir les heures d’interruption de fourniture électrique. Il peut aussi compenser des variations temporaires de la source froide et permettre une plus grande utilisation du courant bas tarif. De plus, un accumulateur de chaleur permet de combiner plus facilement différents producteurs de chaleur, comme par exemple des capteurs solaires.

Quel fluide frigorigène ?

Suite à la protection de l’environnement, certains fluides ont été supprimés du marché et d’autres sont encore en sursis, dont le R22, qui reste le plus couramment utilisé sur le marché.

Le choix du fluide frigorigène résulte de l’analyse spécifique effectuée par le projeteur, notamment en fonction de la température de départ du chauffage. La définition des limites d’utilisation du fluide est l’affaire du fabricant.

Il existe aujourd’hui beaucoup d’incertitudes sur le choix du nouveau fluide idéal, mais il semble que si l’équipement vendu est encore au R22, il ne soit pas d’une technologie récente.

Concevoir

Pour plus d’informations sur le choix du fluide frigorigène, cliquez ici !

Quelle régulation ?

Adaptation de la puissance

Pour de petites pompes à chaleur, la régulation de puissance a lieu par mise en ou hors service. Pour les plus grandes puissances, obtenues par combinaison de plusieurs unités de petites pompes à chaleur, la régulation a lieu par enclenchement-déclenchement de chaque unité. Si la puissance est obtenue par un compresseur à plusieurs cylindres, l’adaptation à la puissance demandée est effectuée par branchement et débranchement des différents cylindres. La combinaison de plusieurs modules est également une bonne solution, par exemple pour un quartier de villas, si on ne sait pas au départ combien de maisons seront raccordées au système de chauffage par pompe à chaleur.

De nouveaux concepts de régulation font usage de la possibilité de faire varier la vitesse de rotation du compresseur. De cette façon, il est possible d’adapter en tout temps la puissance au besoin momentané. De tels systèmes sont actuellement disponibles, également dans le domaine des fortes puissances. On ne saurait trop les recommander pour conserver une performance correcte tout au long de la saison.

Pour les installations travaillant par enclenchement-déclenchement, il faut éviter des démarrages trop fréquents, afin que le réseau électrique public ne soit pas surchargé et que la PAC ne subisse pas de dommages. Rappelons que ceci est réalisé au moyen d’un accumulateur technique (accumulateur tampon), auquel on ne peut renoncer que dans des cas exceptionnels.

Paramètres de régulation

Les régulateurs commandent la pompe à chaleur en fonction de la courbe de chauffe, après avoir obtenu les données du thermostat d’ambiance et la température de retour. Le thermostat est éventuellement doté de consignes « température de confort » et « température de nuit » réglables. Différentes commandes de fonctionnement sont possibles et s’organisent avec un ordre de priorité précis. Le dégivrage a toujours la priorité et s’effectue automatiquement si les sondes extérieures en indiquent le besoin. Viennent ensuite les alimentations de chauffage et d’ECS. La préparation de l’ECS peut être par exemple considérée comme un mode « été » alors qu’en hiver l’essentiel de la puissance de la pompe servirait au chauffage du bâtiment. Les équipements tels les piscines sont toujours derniers en priorité, à moins bien sûr que la pompe à chaleur ne leur soit spécifiquement destinée (piscines publiques,.)

La régulation de la température de sortie du condenseur est essentiellement liée au mode de chargement de l’accumulateur (étagé ou par stratification).

Adaptation des paramètres en fonctionnement

De nombreuses recherches menées en Suisse durant les premières années de fonctionnement ont montré que beaucoup d’installation ne travaillent pas du tout comme le concepteur du projet le souhaite, cette remarque est également valable pour des installations conventionnelles. Un contrôle des résultats pendant les premières années d’utilisation est donc conseillé pour s’assurer d’un bon fonctionnement de l’installation.

Stabilité du réglage

Les systèmes que l’on trouve pour la technique du bâtiment sont en général assez lents, ce qui permet une régulation stable et fiable. Certains circuits comprennent toutefois des parties où la vitesse de régulation est critique. C’est le cas de la température de départ du condenseur. Pour assurer une régulation rapide, diverses recommandations sont utiles : placer la vanne de régulation le plus près possible de la PAC pour réduire le temps mort, choisir une vanne de régulation à fermeture rapide, optimiser les paramètres de régulation de la vanne, utiliser des thermomètres de régulation à faible inertie.

Choix du compresseur

Le compresseur d’une pompe à chaleur présente les mêmes caractéristiques que le compresseur d’une machine frigorifique puisqu’il s’agit de la même machine.

Techniques	Pour plus d’informations sur les technologies de compresseur, cliquez ici !
Concevoir	Pour plus d’informations sur le choix du compresseur, cliquez ici !

Choix d’échangeurs

Évaporateur

Dans l’évaporateur, la chaleur délivrée par la source froide de chaleur est transférée au fluide frigorigène. Pour les sources de chaleur liquides, on installera des échangeurs de chaleur multitubulaires, coaxiaux ou à plaques, pour les échangeurs de chaleur à air, on préférera, dans la plupart des cas, des tubes à ailettes. D’une manière générale, l’échange de chaleur croît avec l’augmentation de la surface d’échange, la diminution de la vitesse de passage des fluides, l’augmentation de la différence de température entre les fluides et l’augmentation du débit de la source de chaleur par rapport au fluide récepteur.

Il existe en gros deux modes d’évaporation : à détente sèche ou par immersion. La différence entre les deux systèmes provient essentiellement de la circulation du fluide frigorigène. Dans le cas de l’évaporation par immersion, le fluide caloporteur passe à l’intérieur de tubes noyés dans le fluide frigorigène; dans le cas de la détente sèche, c’est l’inverse. La plupart des évaporateurs fonctionnent selon le principe de la détente sèche. L’échangeur de chaleur multitubulaire peut aussi, dans certains cas, fonctionner par immersion.

Perte de pression dans l’évaporateur et le condenseur

Il arrive souvent que des PAC dont la puissance est identique accusent des pertes de pression différentes sur l’échangeur de chaleur et présentent des COPA différents. Il peut s’agir de produits provenant de plusieurs fabricants, mais aussi, selon le degré de puissance, une série de PAC appartenant au même fabricant peut présenter de sensibles différences.

Pour illustrer ceci, examinons ce qu’une augmentation de 40 kPa de la perte de pression dans l’évaporateur et le condenseur provoque sur le COP d’installations de chauffage par PAC. Supposons au départ des installations telles que celles décrites ci-dessous :

	Petite installation	Grande installation
Mode de fonctionnement	Monovalent, chargé par stratification, T° _{sortie du condenseur} constante de 47°C
Puissance chauffage	10 kW	100 kW
Besoin annuel de chaleur	25 000 kWh	250 000 kWh
Heures de fonctionnement	2 500 h/an	2 500 h/an
Consommation annuelle de courant	8 333 kWh	83 333 kWh
Coefficient de performance annuel COPA	3	3
Débit dans l’évaporateur (Δt° = 5 K)	1,2 m³/h	12 m³/h
Débit dans le condenseur (Δt° = 10 K)	0,9 m³/h	9 m³/h
Perte de pression condenseur	25 kPa	25 kPa
Rendement de la pompe	0,10	0,25

Pour la petite installation, l’augmentation de la perte de pression donnerait :

P_{pompe évaporateur}= 40 kPa x 1,2 m³/h / (3 600 x 0,10) = 0,133 kW
P_{pompe condenseur}= 40 kPa x 0,9 m³/h / (3 600 x 0,10) = 0,100 kW
W = 2 500 h x (0,133 + 0,100) kW = 583 kWh

COPA_petit= 25 000 kWh / (8 333 + 583) kWh = 2,8

Et pour la grande installation :

P_{pompe évaporateur}= 40 kPa x 12 m³/h / (3 600 x 0,25) = 0,533 kW
P_{pompe condenseur}= 40 kPa x 9 m³/h / (3 600 x 0,25) = 0,400 kW
W = 2 500 h x (0,533 + 0,400) kW = 2 333 kWh

COPA_grand= 250 000 kWh / (83 333 + 2 333) kWh = 2,92

Pertes de pression dans les sondes géothermiques

Dans le cas d’installations équipées de sondes géothermiques, les pertes de pression doivent être optimalisées avec soin pour différents diamètres de sondes, longueurs de sondes, nombre de sondes. Des différences de 100 kPa entre deux variantes ne sont pas rares.

Pour illustrer ceci, reprenons les installations présentées au point précédent et imaginons qu’elles soient équipées de sondes géothermiques accusant une augmentation des pertes de pression de 100 kPa.

Pour la petite installation, l’augmentation de la perte de pression donnerait :

P_{pompe évaporateur}= 100 kPa x 1,2 m³/h / (3 600 x 0,10) = 0,333 kW
W = 2 500 h x 0,333 kW = 833 kWh

COPA_petit= 25 000 kWh / (8 333 + 833) kWh = 2,73

et pour la grande installation :

p_{pompe évaporateur}= 100 kPa x 12 m³/h / (3 600 x 0,25) = 1,333 kW
W = 2 500 h x 1,333 kW = 3 333 kW

COPA_grand= 250 000 kWh / (83 333 + 3 333) kWh = 2,88

Chargement étagé ou par stratification ?

Il existe deux méthodes de chargement de l’accumulateur de chaleur associé à la pompe à chaleur.

Le chargement étagé est meilleur marché (pas de régulation de la charge) et entraîne un coefficient de performance annuel plutôt meilleur que le chargement par stratification puisque la PAC peut fonctionner avec une température de sortie du condenseur plus basse. Toutefois, ce système a différents désavantages :

Consommation électrique supplémentaire de la pompe du condenseur pour augmenter le débit et diminuer la température de départ.
Variations de la température de départ du chauffage difficiles à évaluer.
Température finale de l’accumulateur imprécise.
N’utilise pas pleinement les capacités de l’accumulateur.
Manque de capacité au premier passage.

Cette dernière difficulté pourrait être évitée si la différence de température dans le condenseur est suffisamment importante. De cette façon pourtant, la charge étagée est un non-sens, car dans le meilleur des cas, il ne se produirait qu’environ deux passages étagés à la limite du chauffage. Une charge étagée ne peut être recommandée que dans les situations suivantes :

Petite installation (surtout à cause de l’avantage du prix).
Un seul groupe de chauffage.
Pour accumulateur technique seulement.

À l’opposé, le chargement par stratification, malgré son COP plus faible et son coût plus élevés, permet :

Une maîtrise exacte de la température de l’accumulateur.
Une température constante de départ garantie.
Une puissance de la pompe du condenseur plus faible.
Une utilisation maximale de la capacité de l’accumulateur.

Type de chargement de l’accumulateur

Le chargement étagé de l’accumulateur et, dans certains cas, le chargement par stratification en fonction des conditions météorologiques produisent un meilleur coefficient de performance annuel qu’un chargement par stratification avec consigne constante, car on peut sortir du condenseur avec des températures plus basses. Ce système ne fonctionne toutefois que si l’installation est réglée sur une petite différence de température dans le condenseur. En règle générale cela implique de doubler le débit, ce qui multiplie par 4 la perte de pression sur le condenseur. Ceci doit absolument être pris en considération.

L’influence sur le COP annuel est complexe, car il faut tenir compte non seulement de la température de sortie du condenseur, mais aussi de la consommation d’énergie auxiliaire et de la petite différence de température dans le condenseur lors du chargement étagé. La différence de COP entre une température de sortie du condenseur adaptée ou constante se situe à moins de 10 %.

Encore une fois, reprenons les installations décrites plus haut et supposons qu’au lieu de fonctionner 2 500 h à 47°C, d’où ε = 3,4, on procède ainsi :

500 h à 45°C, d’où ε = 3,5

1 000 h à 42°C, d’où ε = 3,75

1 000 h à 39°C d’où ε = 4

Le coefficient de performance instantané moyen pondéré SPF s’améliore en passant de 3,4 à 3,8. Le coefficient de performance annuel (COPA) devrait suivre cette tendance et passer de 3 à 3,4. Mais en doublant le débit, la perte de pression dans le condenseur est quatre fois plus forte. Il en résulte pour la petite installation :

P_{pompe condenseur}= (100 kPa x 1,8 m³/h) – (25 kPa x 0,9 m³/h) / (3 600 x 0,10) = 0,438 kW
W = 2500 h x 0,438 kW = 1 095 kWh

COPA_petit= 25 000 kWh / (25 000 / 3,4) + 1 095 kWh = 2,96

et pour la grande installation :

P_{pompe condenseur}= (100 kPa x 12 m³/h) – (25 kPa x 9 m³/h) / (3 600 x 0,25) = 1 750 kW
W = 2 500 h x 1 750 kW = 4 375 kW

COPA_grand= 250 000 kWh / (250 000 / 3,4) + 4 375 kWh = 3,21

Choix de la technique de dégivrage

On utilise deux modes de dégivrage :

Le système « by-pass » de dégivrage par gaz chaud, par lequel une partie des gaz échauffés à la sortie du compresseur est dirigée vers l’évaporateur. Ce système exige une différence de pression minimale assurée par le compresseur.
L’ inversion de la direction du circuit par une vanne à quatre voies. L’évaporateur devient alors condenseur et le givre est rapidement éliminé au prix d’un plus grand besoin de chaleur momentané.

Lors du montage de l’évaporateur, il est indispensable de s’assurer que le fonctionnement du dégivrage n’est pas perturbé par un apport d’air froid dû à la circulation naturelle de l’air.

Le dégivrage des pompes Air/Air et Air/Eau

Les pertes provoquées par le dégivrage de l’évaporateur sont difficiles à évaluer avec précision car elles sont variables en fonction de la programmation des paramètres de dégivrage. L’énergie dépensée pour la fonte du givre (EFG) est généralement fournie par la pompe à chaleur qui, pour l’occasion, fonctionne en sens inverse. Elle vaut environ l’énergie utile de fonte du givre EFGu (énergie pour élever la température du givre à 0°C + chaleur latente de fusion du givre + énergie pour élever la température de l’eau de 0°C à 10°C pour éviter un regel immédiat) divisée par un rendement de 50 %. Cette énergie sera prélevée dans le bâtiment et devra en suite lui être restituée lorsque la pompe se remettra en mode chauffage. Pour des machines bien réglées avec des détections du givre optimales, la perte de COP peut valoir jusqu’à 10 % par temps froid.

Il n’est pas rare de voir des pompes à chaleur dont le système de détection du givre est mal réglé et la durée de dégivrage trop longue. Il s’en suit des consommations d’énergie excessives qui peuvent conduire à des COP inférieurs à 1.

Le graphique ci-contre, issu d’une fiche technique de constructeur, illustre l’influence du dégivrage sur la puissance calorifique et le COP d’une pompe à chaleur Air/Eau. On voit clairement la perte de COP survenant entre 3 et 10°C. L’air extérieur est chargé d’eau et le fluide frigorigène est à une température inférieure à zéro degré. La glace qui se forme « colle » à l’évaporateur.

Par contre, lorsqu’il fait très froid, l’air extérieur est plus sec et le givre apparaît alors davantage sous forme de cristaux qui n’adhèrent plus sur la paroi de l’évaporateur.

Choix de la technique de dégivrage

Sur le plan énergétique, le dégivrage par inversion du cycle est plus avantageux que le chauffage par injection de gaz chauds. Mais quelle que soit la méthode choisie, c’est surtout la durée du dégivrage qui sera le facteur important pour l’évolution du COP. Le critère d’enclenchement et de déclenchement doit être choisi avec soin.

Le choix du paramètre qui décrit la couche de givre dans l’évaporateur peut être multiple. En utilisation industrielle, il faut choisir un paramètre robuste et assez sensible. Plusieurs choix pour le lancement du dégivrage peuvent être faits :

Perte de charge dans l’évaporateur : la mesure de cette grandeur peut provoquer des dérives lorsqu’il y a risque de bouchonnement par des impuretés (feuilles, animaux,.) ou par des variations de pression causées par les vents externes.
Température de surface des ailettes : la différence entre la température de surface des ailettes et la température de l’air indique bien si une couche de givre (= isolation thermique) s’est formée. Comme le développement de givre n’est pas uniforme sur la surface de l’évaporateur, il faut bien vérifier l’emplacement du capteur de température.
Pincement dans l’évaporateur : la couche de givre provoque un blocage du transfert de chaleur qui se traduit par une diminution de l’efficacité de l’échangeur. Par conséquent, il y a une augmentation de l’écart de température minimal entre la température d’évaporation du frigorigène et la température de l’air en sortie d’évaporateur, écart appelé « pincement ». Pour détecter ce pincement, il faudra en général une prise de température de l’air sortant ainsi que le calcul de la température de saturation correspondante à la pression de vaporisation.

De même pour le paramètre d’arrêt, définissant la durée de dégivrage, plusieurs mesures peuvent être considérées :

La température du réfrigérant à la sortie de l’évaporateur : pendant le dégivrage de la batterie par inversion de cycle, un film d’eau ruisselle sur l’échangeur en refroidissant le fluide frigorigène. Une fois le dégivrage achevé, une grande partie de l’évaporateur est libérée et le transfert de chaleur diminue, ce qui provoque une réaugmentation de la température de sortie du fluide frigorigène.
Température de la surface des ailettes : cette mesure indique directement si l’échangeur est libéré de la couche de givre. Il est cependant difficile de bien placer la sonde pour avoir une bonne représentativité globale de l’échangeur.
Optimisation globale par microprocesseur : en combinaison avec les critères étalonnés en usine, le calcul du bilan énergétique par cycle de chauffage permet d’optimiser les grandeurs limites imposées sur site et en cours de fonctionnement.

Ces critères, ainsi que le critère plus « archaïque » qu’est l’horloge, devront être étalonnés soigneusement et vérifiés.

Une fois le cycle de dégivrage achevé, l’enclenchement du ventilateur à plein régime sans mettre en route le compresseur permet de sécher l’évaporateur. À défaut, les gouttelettes restantes seront rapidement gelées.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Espaces techniques et médico-techniques

Principe

On traite ici des locaux annexes où l’on entasse des équipements à fort dégagement calorifique et sensibles à la température ambiante et parfois à l’humidité tels que :

les armoires électroniques de commandes et de calculs pour les appareils médicaux de radiologie (scanner, RMN, angiographie, …),
les congélateurs (- 30, – 40, – 86°C) des laboratoires,
les ordinateurs des salles informatiques centrales,
…

Les particularités des locaux intérieurs techniques sont :

d’avoir une présence humaine très limitée,
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 équipements internes (dont l’éclairage) génèrent une chaleur qui ne peut s’échapper naturellement : sans intervention, la température ne ferait qu’augmenter …

Vu que ce type de local est à usage exclusivement technique, l’apport d’air neuf est-il encore nécessaire ? Les sources de polluants étant réduites au minimum, on pourrait admettre l’inutilité de cet apport. Au cas par cas, le concepteur prévoira ou pas un apport d’air neuf minimum en tenant compte dans la programmation de la destination du local. Par exemple dans un local de stockage de laboratoire où l’on trouve des congélateurs, il serait mal venu de ne pas prévoir un apport d’air frais dans le cas de la congélation de produits toxiques.

Choix du conditionnement d’air

1. Les solutions rapides pour installation de faible puissance

Les solutions traditionnelles, souvent appliquées lorsqu’il s’agit d’un local isolé, consistent à placer dans le local :

Un climatiseur avec un condenseur séparé. 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).

Un climatiseur à eau perdue où le condenseur est un échangeur dont le secondaire est raccordé à l’eau de ville en entrée et à l’égout en sortie. Cette solution est rapide, efficace énergétiquement mais présente l’inconvénient de gaspiller de l’eau potable.

Si malgré tout, le choix du conditionnement d’air est arrêté sur une solution locale (c’est souvent le cas en rénovation partielle) il est intéressant de comparer l’installation d’un système de climatisation à eau glacée par rapport à un système à eau perdue.

Système de climatisation à eau perdue

Les climatiseurs à eau perdue sont intéressants dans le cas des locaux intérieurs qui disposent ou ont à proximité une alimentation d’eau de ville et un égouttage d’eau usée. En rénovation, de manière générale, il y a souvent un lavabo à proximité; raison pour laquelle, faute de temps et de budget il est simple d’envisager cette solution. Il suffit :

de se raccorder à l’alimentation en eau de ville du lavabo pour l’entrée du condenseur,
d’effectuer un repiquage au niveau de sa décharge pour la sortie du condenseur,
de disposer d’une alimentation électrique.

De plus, l’eau froide de ville est une source de refroidissement très efficace en considérant que la température moyenne de l’eau au cours de l’année est d’environ 10°C.

Néanmoins, il est conseillé de bien analyser les consommations d’eau de ville qui sont loin d’être négligeables. De plus, le rejet d’eau de ville directement à l’égout est loin de respecter une certaine éthique de consommation.

Évaluer

Pour en savoir plus sur les consommations et les coûts engendrés par le placement d’une climatisation à eau perdue.

Sur base de 2600 heures par an avec un COP de 4.4 et un COPA de 2
Puissance demandée dans le local [kW]	Consommation	Coût des consommations
+ 3.5	1069 kWh/an électrique	357 €/an
	160 m³ d’eau de ville par an

Système de climatisation à eau glacée

Il est clair qu’un tel système ne peut s’envisager que lorsqu’il est possible de placer le groupe de production de froid extérieur à proximité. Il existe toutes sortes de systèmes de climatisation avec condenseur séparé extérieur dans les gammes de faible puissance. Pour mieux rentabiliser l’investissement d’un petit système de climatisation à eau glacée, on essayera de prévoir un groupe de production de froid plus puissant pouvant accueillir plusieurs unités terminales même si dans un premier temps une seule unité est branchée; en effet, plus le groupe de froid sera chargé meilleur sera son COP.

Evaluer

Pour en savoir plus sur les consommations et les coûts engendrés par le placement d’une climatisation à eau perdue.

Sur base de 2600 heures par an avec un COP de 3 et un COPA de 1.5
Puissance demandée dans le local [kW]	Consommation	Coût des consommations
+ 3.5	1 859 kWh/an	204 €/an

Comparaison entre les deux systèmes

Énergétiquement parlant on constate que le système à eau perdue consomme moins d’énergie que le système à eau glacée (de l’ordre de 57 %) de par un bon COP (4.4). Cependant, dans l’exemple pris, le groupe de froid à eau glacée n’est pas utilisé à sa valeur optimale car pour une valeur de 5.7 kW, il alimente seulement une cassette plafonnière de 3.7 kW (dû au choix limité de puissance de groupe).

Malheureusement le système à eau perdue consomme de l’eau de ville en grande quantité. Vu le prix sans cesse plus élevé de l’eau froide, le coût de la consommation est de l’ordre de 30 % plus élevé que celui du système à eau glacée.

Il existe des systèmes de climatiseur que l’on appellera pour l’occasion à « eau courante » puisqu’on récupère « l’eau perdue. Ces systèmes travaillent à des températures de condensation plus élevées et nécessairement les puissances de froid disponibles diminuent. De plus, dans certains endroits de l’hôpital, il sera exclu de récupérer l’eau dans un système de condenseur à pression atmosphérique (bac de refroidissement à l’air libre par exemple) pour une question d’hygiène et de traitement des eaux.

2. Les solutions énergétiquement intéressantes

Par rapport à ce qui a été dit ci-dessus, une solution plus centralisée est nécessaire. En effet, les plateaux de radiologie et de laboratoire entre autres sont de grands consommateurs de froid et sont souvent regroupés. De plus, les locaux de traitement tels que les salles de scanner, de radiologie classique, les espaces de regroupement des congélateurs de laboratoire et les locaux adjacents tels que les locaux techniques, de commande et de protocole sont souvent contigus.

On pense alors, relié à une production de froid centralisée, au placement :

Techniques	de ventilo-convecteurs sur une boucle d’eau glacée.
Techniques	ou de climatiseurs sur boucle de fluide réfrigérant.

Mais deux aberrations énergétiques apparaissent tout de suite car durant tout l’hiver pour des apports extérieurs limités au strict minimum :

On va refroidir artificiellement le cœur du bâtiment, sans profiter de l’air froid extérieur.
On ne va pas valoriser la chaleur produite par les équipements alors que les locaux en façade ont besoin de chauffage (les patients sont souvent déshabillés).

Deux solutions apparaissent alors

La solution « free chilling » qui se fonde principalement sur l’idée que l’air extérieur froid peut répondre aux besoins de refroidissement une grande majorité du temps. L’économie ne se rapporte pas directement au local considéré, mais à la production de froid centralisée.
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. En effet, cette solution est séduisante car en hiver dans les locaux adjacents tels que les salles d’examen radiologique, les salles d’analyse des laboratoires la demande de chauffage peut être nécessaire.

La solution « réseau d’eau glacée central »

La conception ou la rénovation des espaces intérieurs à apports internes importants échappent rarement à la climatisation.

Si l’option est prise, le placement d’une grosse unité de production couplée avec le placement d’un réseau de distribution d’eau glacée dans les couloirs est un bon plan. Au droit de chaque local susceptible de recevoir des équipements à dégagement calorifique important, on placera un système de connexion rapide avec vannes d’isolement permettant une modularité future importante dans le monde hospitalier.

Une grosse unité de production permet de mieux gérer la charge globale qu’une multitude de petites unités isolées.

Aussi, sur l’unité de production d’eau glacée il est intéressant d’envisager un système de « free chilling » afin de profiter des températures relativement basses de l’air extérieur tout au long de l’année.

La solution « fluide réfrigérant variable »

L’approche se construit sur les éléments suivants :

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 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 de 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.

Séparation des fonctions

À l’usage, dans les locaux où la ventilation hygiénique est nécessaire, 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.

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 ».

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.

Inconvénients

dans les locaux où la ventilation hygiénique est nécessaire 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 la petite appréhension liée à la circulation du fluide frigorigène dans les locaux, malgré l’étanchéité des installations actuelles et la non-toxicité des fluides utilisés.

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.

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…

Au minimum, on essayera d’établir un planning des périodes de chauffe et de refroidissement des différents locaux pour visualiser les recouvrements.

Concevoir

Pour aller plus loin dans la conception d’une installation DRV.

Un bilan énergétique annuel devrait départager ces solutions. Il doit être établi au cas par cas par un bureau d’études mais celui-ci va manquer de données fiables sur la performance moyenne annuelle des équipements.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Four à convection naturelle électrique

Le four à convection naturelle est aussi appelé « four statique ».

Principe

Le four est une enceinte close et calorifugée comportant des éléments chauffants et de l’air permettant de cuire, rôtir, griller et gratiner.

L’air est chauffé par des résistances électriques en sole et en voûte; ce four utilise la convection et le rayonnement.

Description

Composants techniques de base :

Un habillage généralement en acier inoxydable.
Une porte pleine ou vitrée à axe horizontal de rotation et équilibrée par ressort ou contrepoids, qui ferme le four de manière hermétique.

Un moufle de forme parallélépipédique en tôle d’acier inoxydable ou émaillé, ou en tôle aluminée. Il comporte des glissières latérales parfois amovibles.

Des résistances blindées qui peuvent être placées en voûte ou en sole.

L’ensemble est isolé thermiquement par un isolant en fibres minérales ou par des matériaux composites.

Composants spécifiques à certains modèles :

Une sole en fonte.
Un orifice d’évacuation des buées à commande réglable (oura).

Commande et régulation

Une commutation permet éventuellement de sélectionner l’élément chauffant voûte, sole ou l’ensemble.

Une régulation thermostatique (50 à 300°C) règle la voûte et la sole indépendante.

Un ou plusieurs voyants de contrôle visualisent la marche/arrêt et la régulation thermique.

Gamme

L’importance du four est déterminée par la puissance et la surface horizontale du moufle de l’ordre de 0,2 à 0,5 m².

Les puissances sont comprises entre 5 et 12 kW, voire plus.

Pour une hauteur de 280 à 300 mm, les dimensions sont généralement les suivantes :

530 x 325 mm (Gastronorme 1/1)
600 x 800 mm
530 x 650 mm (Gastronorme 2/1)
400 x 600 mm

Utilisation

Ils sont utilisés pour cuire, rôtir et gratiner les viandes, volailles, poissons, légumes, pâtisseries.

Il est utilisé lorsqu’il s’agit de cuire ou réchauffer sur 1 ou 2 niveaux. Au-delà, le four à convection forcée devient indispensable.

On peut adapter rayonnement ou convection en fonction du type de cuisson à réaliser par commutation et thermostat.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Placer un survitrage

Les performances thermiques d’un vitrage avec survitrage sont nettement inférieures à celle d’un double vitrage isolant, mais c’est mieux que rien. Cette technique est aussi la moins coûteuse.

On distingue deux types de survitrages :

Le survitrage mobile
Le vitrage supplémentaire est placé sur charnière. Ce dispositif permet le nettoyage et l’élimination des condensats éventuels.

Schéma survitrage mobile.

Le survitrage fixe
Le verre est vissé ou collé sur le châssis existant. Il est difficile voire impossible d’éliminer totalement les risques de condensats éventuels.

Schéma survitrage fixe.

Dans les deux cas, on veillera à assurer une étanchéité parfaite de la vitre intérieure par rapport à l’ambiance intérieure, afin de limiter les risques de formation de condensation dans le vide.
Si le châssis comporte plusieurs carreaux ou croisillons, le survitrage recouvrira entièrement le battant de la fenêtre quel que soit le nombre de carreaux.

Améliorations énergétiques ?

Il faut savoir que l’efficacité énergétique d’un survitrage sera toujours inférieure à celle d’un vitrage double isolant.
En effet, un simple vitrage est caractérisé par un coefficient de transmission thermique U = 5,8 W/m²K, la pose d’un survitrage permet d’atteindre un coefficient U = 3 W/m²K contre 1,1 W/m²K pour les vitrages doubles isolants actuels.

D’un point de vue énergétique, cette solution est rarement justifiée sauf dans le cas où les caractéristiques architecturales extérieures des châssis et leur impact sur l’environnement doivent être maintenus, et que les châssis sont en bon état.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer les risques d’éblouissement

Les risques d’éblouissement

Selon la tâche effectuée, certains types d’éblouissement peuvent apparaitre plus gênants que d’autres.

Dans les bureaux et les classes

Les occupants, à leur place de travail, sont peuvent être gênés par une trop grande « brillance » des luminaires. Cette sensation est caractérisée par la « luminance » des luminaires.

Éblouissement direct

Une personne assise à son poste de travail ou un élève assis à son banc ne doit pas ressentir, dans son champ de vision, un trop grand contraste éblouissant émanant du luminaire.

Les risques d’éblouissement apparaissent généralement pour les luminaires les plus éloignés du plan de travail. Les luminaires se trouvant proches de la verticale par rapport au plan de travail ( ϒ >< 45°) ne poseront pas de problème d’éblouissement. Cette dernière situation est presque toujours rencontrée dans les bureaux individuels standards.

Les problèmes d’éblouissement sont plutôt rencontrés dans les locaux de grandes tailles tels que les bureaux paysagés. Ainsi, l’éblouissement perturbe davantage les élèves du fond de la classe que ceux du premier rang. En effet, un élève du fond de la classe, lorsqu’il regarde vers le tableau, aura dans son champ de vision plusieurs rangées de luminaires.
Certains luminaires sont propices à provoquer des éblouissements (les tubes nus constituent évidemment le pire des cas).

Éblouissement indirect

La même personne assise à son même poste de travail équipé d’un écran de visualisation risque de subir des éblouissements par réflexion indirecte dans l’écran. La norme EN 12464-1 recommande pour cela de limiter la luminance des luminaires.

Dans les salles de sport

Dans une salle omnisports, les joueurs regardent vers le haut pour suivre les balles en hauteur, la gymnastique peut se faire sur le dos. Les sportifs ont alors une vue directe des lampes par le bas. Il est dès lors très difficile d’empêcher l’éblouissement par la vue des sources lumineuses. Le risque principal est donc « l’éblouissement direct invalidant ».

« L’éblouissement direct d’inconfort » est moins important dans les salles de sport que dans les classes ou les bureaux. En effet, dans ces derniers, l’éblouissement est aggravé par une position et une direction du regard relativement fixes. Sur les terrains de sport, par contre, l’axe de vision d’un sportif est constamment changeant.

Dans les ateliers

Pour ce type de tâche, le risque d’éblouissement principal réside dans :

l’éblouissement direct vu que les ateliers sont souvent des espaces ouverts et que le travailleur risque d’être ébloui par les luminaires les plus éloignés ;

l’éblouissement indirect de par la présence de pièces métalliques brillantes.

Un autre phénomène assez pernicieux est l’effet stroboscopique qui se manifeste lorsque des pièces en rotation sont soumises à un éclairage à courant alternatif. Sans rentrer dans les détails, la résultante de cet effet est que le travailleur risque de croire que la pièce tournante est à l’arrêt (comme dans les bons vieux westerns, on a l’impression que les roues des chariots des cowboys tournent à l’envers ou ne tournent pas du tout).

Dans les hôpitaux

Ni les patients, ni le corps médical ne peuvent être gênés par une trop grande « brillance » des luminaires.

Le problème de l’éblouissement qu’il soit d’origine directe ou indirecte est plus délicat à traiter dans les hôpitaux à cause des multiples directions du regard que l’on peut rencontrer :

Les patients couchés, regardant en général vers le plafond. Ce sera souvent le cas, dans les couloirs où les patients sont véhiculés dans leur lit ou encore dans les chambres.

Le corps médical examinant le patient, regardant un écran de contrôle,…

A priori, jamais une personne couchée ne devrait apercevoir directement

une lampe,
le ciel clair,
un contraste trop important entre un point lumineux et le plafond.

Les risques de gêne augmentent donc si des luminaires directs sont disposés dans l’axe d’un lit. Ceci condamne souvent l’éclairage direct dans les zones où des lits sont véhiculés ou stationnés.

Il faut aussi éviter de placer les lits face à une fenêtre.

Pour le personnel, les risques d’éblouissement direct sont plus réduits. Reprenons ici quelques principes :

Une personne à son poste de travail ne doit pas ressentir, dans son champ de vision, un trop grand contraste éblouissant émanant du luminaire.

Les risques d’éblouissement apparaissent pour les luminaires situés dans un angle vision de 45° par rapport à l’axe du regard (voir plus haut : cas des bureaux).

Les situations à éviter

Pour diminuer les risques il faudra veiller :

> À la position et l’orientation des luminaires

par rapport aux tâches à effectuer. Par exemple, pour un hall de sport, un luminaire pour lampes à décharge placé de manière inclinée aux extrémités d’un terrain dans l’axe longitudinal de celui-ci provoquera de l’éblouissement.

> Aux matériaux employés

Des luminaires sur un plafond sombre peuvent renforcer l’éblouissement. De même, un revêtement de sol trop brillant ou trop clair peut être source d’éblouissement. Par contre des couleurs trop foncées donnent une impression psychologique désagréable.

> À la position et/ou la protection des baies

L’éblouissement pourra aussi être provoqué par des baies vitrées placées dans l’axe longitudinal d’une surface d’évolution, surtout si les vitres sont claires, non occultées et orientées au soleil. Un ciel vu à travers un lanterneau peut également provoquer de l’éblouissement.

> Au type de luminaire employé

Certains types de luminaires sont plus propices à provoquer des éblouissements :

Pour les locaux « hauts »

Les luminaires avec lampes à décharge ont une luminance très élevée. Les lampes à décharge présentent une luminance au moins 15 à 20 fois plus élevée que les tubes fluorescents.

Ces luminaires sont fort éblouissants s’ils sont utilisés pour des hauteurs inférieures à 7 m.

Les lampes halogènes pour projecteurs peuvent avoir une luminance environ 7 à 90 fois plus élevée que celle des tubes fluorescents classiques. Ils risquent donc d’être très gênants pour les sportifs de jeux de balles, surtout s’ils sont inclinés dans l’axe longitudinal d’un des terrains de la salle omnisports.

Dans les locaux « bas »

Les tubes nus (vision directe de la lampe) ou les luminaires à diffuseur opalin ne contrôlent pas la diffusion de lumière. Ils sont donc éblouissants et peuvent être très gênants pour des usages de type bureaux.

Avec les luminaires équipés d’un diffuseur opalin de type lumière douce, le flux lumineux est diffusé de manière uniforme ce qui réduit le risque d’éblouissement direct. Dans la figure ci-contre, l’éblouissement indirect du plafond provient de la réflexion de la lumière naturelle au travers des baies vitrées sur le plafond.

Les luminaires équipés de ventelles (planes ou profilées) présentent, quant à eux, peu de risque d’éblouissement. On voit ici des luminaires avec ventelles paraboliques en aluminium, ce sont les luminaires dits « basse luminance ».

Les luminaires à tubes LED peuvent devenir des sources d’éblouissement non négligeables sachant qu’un tube LED est constitué d’une multitude de lampes LED ponctuelles de grande luminance.

Comment évaluer sa situation ?

Idéalement, avec un luminancemètre

La gêne causée par l’éblouissement direct ou indirect peut être mesurée à l’aide d’un luminancemètre. Ces mesures sont alors comparées aux valeurs de référence de la norme EN 12464-1. Un luminancemètre est cependant très cher et les mesures, difficiles à effectuer, ne peuvent être convenablement exécutées que par des spécialistes.

Deux valeurs de la norme sont à prendre en considération :

La luminance en fonction des angles de défilement.

La valeur du facteur UGR (taux d’éblouissement unifié) qui prend en compte l’éblouissement associé à la présence de plusieurs luminaires dans un local (valeur d’UGR comprise entre 10 et 30) n’est pas non plus facile à déterminer. On fera soit de nouveau appel à un professionnel soit il y a possibilité de calculer cette valeur dans le logiciel Dialux (standard en matière d’éclairage) mais c’est par pur sport.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Identifier une surchauffe liée à la distribution

Déséquilibre hydraulique

La conséquence d’un déséquilibre hydraulique est d’abord un manque de chaleur dans un local ou une zone du bâtiment.

Évaluer

Pour diagnostiquer un déséquilibre hydraulique, cliquez ici !

C’est la façon dont la plupart des gestionnaires de bâtiment corrigent le problème qui sera source de surchauffe et de surconsommation dans les autres locaux.

En effet, pour compenser le manque de chaleur dans le ou les locaux défavorisés, la tendance est d’augmenter la consigne de température d’eau ou la consigne du thermostat d’ambiance.

Pour éviter ce problème, il faut égaler la résistance hydraulique de chaque circuit, en « freinant » l’eau dans les circuits les plus favorisés. On parle alors d’équilibrage de l’installation.

Améliorer

Équilibrer l’installation.

Non-isolation des tuyauteries

En principe, lorsque des conduites non isolées traversent un local chauffé, on peut considérer que leurs déperditions ne sont pas des pertes, puisqu’elles participent au chauffage des locaux. Cependant parfois, ces pertes deviennent tellement importantes qu’elles conduisent à des surchauffes et donc à une surconsommation.

Exemple.

École dont les classes sont parcourues par d’importantes conduites de chauffage. L’absence d’isolation sur les conduites combinée à l’absence de vanne thermostatique sur les radiateurs entraîne une la surchauffe importante dans chaque classe.

Le bilan thermique d’une classe montre l’ampleur des pertes des conduites par rapport aux autres apports de chaleur.

Le bilan de cette même classe lorsque l’on place des vannes thermostatiques sur le radiateur, que l’on isole les conduites et que l’on place des protections solaires.

Évaluer

Pour évaluer les pertes par les tuyauteries, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Organiser la maintenance d’un humidificateur

Humidificateurs à pulvérisation et à évaporation

En général

Attention aux périodes d’arrêt de l’installation, qui entraînent la prolifération de germes ! Si l’arrêt de l’humidificateur et sa vidange automatique chaque nuit est la solution idéale à recommander, au minimum une vidange et une désinfection complète de l’installation s’imposent, au moins deux fois par an (au début de la mi-saison, impérativement, et au milieu de l’hiver) et de préférence une fois par mois.

Idéalement, on peut automatiser la chose :
- par horloge,
- par un système de mesure qui commande la vidange dès que la température de l’eau dépasse un seuil (en fonctionnement, la température s’abaisse à la température de « bulbe humide » de l’air).
On sera attentif, lors de la sélection du matériel, à la facilité de démontage des buses pour un entretien facile.
Dans les installations à recyclage d’eau, l’apport en eau se fait généralement via un système à flotteur. Or la présence de sels peut entraîner le bloquage du mécanisme et donc une fuite permanente d’eau vers l’égout…!
Le traitement de l’eau d’humidification est utile pour éviter le tartre que l’on peut retrouver sous forme de poussières dans l’installation, sous forme de dépôts pouvant détériorer le matériel et être source de développement bactérien, sous forme de dépôts sur les lampes UV éventuellement utilisées pour éliminer les bactéries. La déminéralisation de l’eau doit cependant être maîtrisée correctement car elle peut entraîner la corrosion prématurée des équipements métalliques.
Les hygrostats sont des appareils sensibles dont l’étalonnage doit être régulièrement revu.

La légionellose

Lorsqu’on parle d’humidification surgit très souvent la crainte de la légionellose. Il faut savoir que les légionelles se multiplient à partir d’une température de 20°C; la croissance est maximum jusqu’à environ 45°C. Elles meurent dès qu’on dépasse 60°C.

Ce type de bactérie se développe en eau stagnante, en présence de substances organiques, d’algues vertes, d’amibes, tartre, etc.

Il est conseillé, sous réserve des précautions habituelles, de désinfecter les agrégats pendant 48 heures avec 5 à 10 ppm de chlore dans l’eau.

Précautions à prendre

Pour minimiser les risques de présence excessive de légionnelles, en plus des vidanges et désinfections régulières, on peut :

Se rappeler qu’en été la température de l’eau de ville est plus élevée qu’en hiver. Un bac stockant de l’eau risque d’être un bouillon de culture. Un biocide peut être intégré.
Éviter des tuyauteries plastiques transparentes. L’eau déminéralisée semble être sensible à la lumière et cela favorise l’apparition d’algues.
Préférer les humidificateurs à vapeur si l’entretien d’un laveur d’air risque d’être mal réalisé, tout en sachant qu’il s’agit là d’une consommation électrique de jour supplémentaire.
Installer sur l’alimentation en eau des gicleurs des appareils avec rayons ultraviolets. En effet, les rayons UV ont la propriété de tuer les légionelles. Mais la durée de vie des lampes à ultraviolets est limitée dans le temps. Il faut régulièrement nettoyer le tube quartz éventuel séparant le TL de l’eau. Un remplacement s’impose après 8 000 heures.

Dispositif de décontamination de l’eau avec lampe à ultraviolets.

Le contrôle d’une éventuelle humidification de la gaine à la sortie du caisson est utile pour prévenir tout foyer de développement de germes. Cela pourrait être la conséquence d’une vitesse trop élevée de l’air dans le caisson, emportant les gouttelettes au-delà du séparateur.

Humidificateurs à vapeur

Les humidificateurs à vapeur doivent être périodiquement vidangés et régulièrement détartrés.

Pour les appareils autonomes à électrodes, le remplacement des électrodes est nécessaire après un temps de fonctionnement variant entre 800 et 5 000 heures, selon le degré de dureté de l’eau.

On surveillera tout particulièrement l’humidification éventuelle des parois internes du conduit aéraulique et des grilles de diffusion de l’air. Un antibiogramme des moisissures à ces endroits est recommandé périodiquement.

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