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Bilan énergétique d’un cycle de stérilisation

Préliminaire

Durant un cycle de stérilisation, la vapeur produite par le générateur de vapeur sert normalement à chauffer et à « mouiller » la charge à stériliser. Malheureusement, comme dans tout système thermique, il y a des pertes. En effet :

Vu que les isolations du générateur, de la distribution, de la double enveloppe, …, ne sont pas parfaites, ces équipements soumis à des températures internes élevées perdent de la chaleur avec l’ambiance.

Des condensats se forment car la vapeur se condense au contact des parois du système et par échange de chaleur avec la charge à stériliser. Ces condensats sont, en grande partie, évacués par la pompe à vide ou par les purgeurs automatiques et, s’ils ne sont pas récupérés, constituent une perte importante que l’on envoie à l’égout.

Si l’on prend le système dans sa globalité, d’autres pertes sont présentes aussi au niveau de la pompe à vide qui transforme l’énergie électrique en chaleur de compression de la vapeur et en déperditions calorifiques à travers ses parois.

Pour évaluer le bilan énergétique d’un système de stérilisation, il est nécessaire de connaître les différentes pertes.

Le tableau suivant se base sur des données fournies par un constructeur d’autoclave. Il va permettre d’évaluer l’importance énergétique de la récupération des condensats et de l’isolation thermique des équipements.

Fiche de données concernant un autoclave 8 DIN (de l’ordre de 600 litres de volume intérieur)
Description		Consommations	Unité	Remarques
Vapeur		13	kg/cycle
Eau de refroidissement de la pompe à vide	sans recyclage	216	litres/cycle	Temp. 15°C
	circuit semi-fermé	188	litres/cycle
	circuit fermé	16	litres/cycle
Condensats perdus	sans recyclage	229	litres/cycle	Temp. maximum des condensats 70°C
	circuit semi-fermé	201	litres/cycle
	circuit fermé	29	litres/cycle
Pertes des parois	double enveloppe	2,1	kW
	chambre porte fermé	0,5
	chambre porte ouverte	1,4
	générateur	0,8
Électricité générateur		8,6	kWh/cycle
Électricité pompe à vide		2,2	kW

Enfin, on estime les durées des phases sur base d’un cycle pratique raisonnable (avec un temps de phase plateau de 10 minutes) :

Évolution de la pression et de la température de la chambre de stérilisation durant un cycle.

Durée moyenne des phases de stérilisation
Phases	Durée estimée en % de cycle
Prétraitement	33
Plateau de stérilisation	33
Séchage	33
Fonctionnement de la pompe à vide	50

Les durées des phases de stérilisation sont en constante évolution et dépendent des services de stérilisation centrale. Alors que le cycle théorique pour une température de 134 °C est de 3 minutes, on assiste à une augmentation importante des temps de la phase plateau. Certains services de Stérilisation Centrale n’hésitent pas à recommander des valeurs de temps de plateau de stérilisation de l’ordre de 18 voire 20 minutes; ce qui accroît sensiblement les temps de cycle mais aussi les consommations.

Condensats formés dans les équipements

Pendant toute la durée d’un cycle, des condensats se forment dans les différents équipements de l’installation de stérilisation. Pour établir le bilan énergétique, il est nécessaire de les différencier car certains condensats sont récupérables et d’autres pas.
Les condensats formés dans :

Le générateurs sont automatiquement récupérés,
la distribution et la double enveloppe, ne sont pas nécessairement récupérés (dépend de l’option prise par le constructeur),
la chambre de stérilisation, sont mélangés avec le grand débit d’eau froide de la pompe à vide et sont perdus sous forme d’effluents puis mis à l’égout parce que contaminés.

L’énergie résiduelle contenue dans les condensats est faible par rapport à celle contenue dans la vapeur et, par conséquent, difficilement valorisable (on passe de 2 727 [kJ/kg] à 568 [kJ/kg], soit une perte de 80 % de l’énergie initiale).

Condensats dans le générateur

S’il y a formation de condensats dans le générateur c’est seulement en tout début ou en fin de journée lorsque les parois du générateur sont froides ou se refroidissent. En cours de journée, lorsque la masse de l’enveloppe du générateur a accumulé la chaleur, sans injection de vapeur dans la chambre de stérilisation, les pertes à travers les parois se traduisent par la nécessité d’un appoint de chaleur mais pas ou peu d’appoint d’eau.

Soit :

condensats = h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

condensats = 2 159 [kJ/kg]

le tableau ci-dessus nous donne des pertes au travers des parois du générateur de l’ordre de 0,8 [kW].

On estime l’appoint d’eau nécessaire pour équilibrer les déperditions calorifiques à travers les parois à :

m_{condensats_g} = Pertes parois / Q_condensats

m_{condensats _g} = 0,8 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats_g} est de l’ordre de 1 [kg] à 134 [°C]

En rappelant que cette quantité de condensats est récupérée dans le générateur.

Condensats dans la distribution et la double enveloppe

Le système de distribution de stérilisation est conçu de manière à récupérer les condensats par gravité vers les points de purges ou vers le générateur :

Dans le cas d’une récupération des condensats (par gravité ou via une pompe à condensats ) vers le générateur, il n’y a pas de perte d’eau et on récupère l’énergie résiduelle (très faible).

Dans le cas contraire, non seulement il faudra un appoint d’eau mais aussi un surplus d’énergie pour compenser l’énergie résiduelle perdue avec les condensats mis à l’égout.

Dans le cas étudié ici, les condensats de la distribution et de la double enveloppe sont évacués directement à l’égout. L’énergie perdue à travers les parois correspond grosso modo à l’énergie nécessaire à la condensation de la vapeur.

Soit :

Q_condensats= h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

Or le tableau ci-dessus donne des pertes au travers des parois de la double enveloppe de l’ordre de 2,1 [kW].

De plus la durée d’un cycle est de l’ordre de 0,75 [h]

On estime la quantité de condensats perdus par déperdition calorifique au travers des parois à :

m_{condensats_de} = Pertes parois / Q_condensas

m_{condensats _de} = 2,1 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _de} = 2.6 [kg]

Condensats de la chambre de stérilisation

Les condensats dans la chambre de stérilisation se forment par échange thermique de la chaleur de la vapeur avec la charge à stériliser et les parois de la chambre. Ils sont évacués via la pompe à vide pendant les phases de prétraitement et de séchage. L’énergie initiale contenue dans la vapeur d’eau préparée par le générateur est donc perdue en partie:

à travers les parois sous forme de condensats,
dans la charge qui se réchauffe sous forme de condensats aussi,
dans la vapeur occupant le volume de la chambre.

Exemple.

Quelle est la quantité de condensats récoltés par la réchauffe d’une charge classique ?

8 conteneurs d’outils de chirurgie en acier inoxydable d’une masse de 6 kg/conteneur ont une chaleur massique de C_charge = 0,5 [kJ/kg.°C].

A 134°C, la charge prend une énergie à la vapeur:

Q_charge = m_charge x C_charge x ( T_vapeur – T_ambiance)

Q_charge = 48 [kg] x 0,5 [kJ/kg.°C] x (134 – 30) [°C]

Q_charge = 2 496 [kJ]

La chaleur prise par la charge à la vapeur est la chaleur de condensation à 3 bar et 134°C.

Soit :

Q_charge = h »_{vapeur à 3 bar 134°C} – h’_{eau à 3 bar 134°C} = 2 727 [kJ/kg] – 568 [kJ/kg]

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

On en déduit la quantité de condensats due à l’échauffement de la charge :

m_condensats= Q_charge / Q_condensas

m_condensats= 2 496 [kJ] / 2 159 [kJ/kg]

ou,

m_condensats= 1,2 kg

Pour les charges de linge de chirurgie (vêtements de chirurgien, champs opératoires, …) on peut atteindre des consommations plus importantes. Pour le stérilisateur considéré ci-avant, un cycle moyen consomme 13 kg de vapeur qui se retrouve sous forme de condensats.

L’évacuation des condensats , si l’on ne met pas en place un système de récupération de chaleur sur la vapeur, a pour conséquence qu’une grande partie de l’énergie contenue dans la production initiale de vapeur est rejetée à l’égout. En effet, en fin de cycle, la vapeur issue du générateur, transitant dans la double enveloppe et dans la chambre de l’autoclave est aspirée par la pompe à vide et envoyée dans le séparateur. Dans cet équipement, la vapeur résiduelle est envoyée à l’atmosphère et la vapeur condensée mélangée à l’eau de l’anneau liquide à l’égout.

Il est donc nécessaire de mettre en place un système de récupération de la chaleur résiduelle de la vapeur et de quantifier la récupération possible de cette énergie.

Condensats formés suivant la phase du cycle

On s’attarde ici sur la formation des condensats en fonction de la phase dans la chambre et en aval de celle-ci. Rappelons qu’un cycle est formé de 3 phases distinctes :

le prétraitement,
le « plateau » de stérilisation,
le séchage.

1. Effet dans la chambre de stérilisation

La succession de vide et d’injection de vapeur a pour but d’enlever l’air de la chambre de stérilisation et de la charge et d’utiliser le pouvoir mouillant de la vapeur saturée afin de garantir une stérilisation optimale. Pendant cette phase, la vapeur injectée se condense en grande partie et cède sa chaleur de condensation :

à l’ambiance à travers les parois des portes (dépendant de la qualité d’isolation),
à la charge à stériliser.

À noter que la vapeur se condense très peu au contact de la paroi la séparant de la double enveloppe car celle-ci est à une température de contact de l’ordre de 134°C (l’acier étant un bon conducteur de la chaleur avec λ = 25 W/m.K).
Il est utile aussi de préciser qu’à chaque cycle :

De vide, les condensats de fond de cuve sont évacués et ceux présents au sein d’une charge poreuse (linge par exemple) se vaporisent à nouveau et sont évacués sous forme gazeuse.

D’injection de vapeur, toutes les masses en contact avec la vapeur se réchauffent pour se rapprocher de la condition de température de la phase de stérilisation; la vapeur cédant son énergie en condensant.

Lorsqu’on est en fin de prétraitement, la vapeur ne se condense pratiquement plus, si ce n’est que pour compenser la perte d’énergie à travers les parois.

Quelle est la quantité de condensats récoltée pendant le prétraitement et la stérilisation ?

Si on considère que :

La charge est constituée d’un équivalent de 40 kg d’eau sous 3 bar (cas d’une charge à forte chaleur massique: 4,18 kJ/kg.K qui ne se vaporise pas pour des températures > 100 °C).

La durée d’un cycle moyen est de 0,75 [h].

Le volume de la chambre est de 0,6 m³.

Les phases de prétraitement et de stérilisation sont constituées de 4 vides et de 4 injections de vapeur à 1 bar.

La vapeur injectée dans la chambre ne se condense pratiquement pas au contact de la paroi de la double enveloppe (les températures de part et d’autre de la paroi séparant la double enveloppe de la chambre sont identiques).

Température initiale de la charge est la température ambiante soit 25°C.

1^er vide

La pompe à vide évacue de l’air chaud. Ce vide a peu d’influence sur le bilan énergétique.

Injection de vapeur

De la vapeur à 1 bar 100°C est injectée. Elle échange sa chaleur de condensation avec la charge et les portes.

Soit :

Q_{condensats _ch} = h »_{vapeur à 1 bar} – h’_{eau à 1 bar} = 2 576 [kJ/kg] – 417 [kJ/kg]

Q_{condensats _ch} = 2 160 [kJ/kg]

En répétant le même exercice avec une pression de 3 bar :

Q_{condensats _ch} = h »_{vapeur à 3 bar} – h’_{eau à 3 bar} = 2 727 [kJ/kg] – 561 [kJ/kg]

Q_{condensats _ch} = 2 166 [kJ/kg]

On constate que les chaleurs latentes de condensation sont + semblables et on ne se trompe pas en prenant les 2 159 [kJ/kg] comme référence.

Ces 2 160 [kJ/kg] servent à réchauffer la charge depuis la température ambiante de 25 [°C] jusqu’à une température inconnue au cœur de la charge. Sachant que le but final, suite à la 4^ème injection, est idéalement d’atteindre 134 [°C] au cœur de la charge (en pratique on n’y arrive pas), on considère les 4 injections comme une seule et même injection.

Soit pour chauffer 40 [kg] d’un équivalent en eau de 25 [°C] à 134 [°C], il est nécessaire de condenser :

m_{condensats _ch} = m_charge x C_charge x ΔT / Q_{condensats _ch}

m_{condensats _ch} = 40 [kg] x 4,18 [[kJ/kg.K] x (134 – 25) [°C] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _ch} = 8,4 [kg]

Une quantité supplémentaire d’énergie de condensation est nécessaire pour réchauffer les portes de la chambre qui échange avec l’ambiance. Or

le tableau ci-dessus donne des pertes au travers des parois de la chambre de l’ordre de 0,5 [kW].

On estime donc l’appoint de vapeur nécessaire à équilibrer les déperditions calorifiques au travers des parois à :

m_{condensats _po} = Pertes parois / Q_{condensats _po}

m_{condensats _po} = 0,5 [kW] x 0.75 [h] x 3 600 [s/h] / 2 159 [kJ/kg]

m_{condensats _po} = 0,6 kg

A chaque injection, comme on l’a vu, une partie de la vapeur se condense et l’autre reste à l’état de vapeur à 1 bar. Cette phase gazeuse occupe le volume de la chambre diminuée du volume de la charge.

Si on considère que :

La contenance de la chambre est de l’ordre de 0,6 [m³] diminuée du volume de la charge, soit 0.04 [m³].

La vapeur à 1 bar 100 °C a un volume massique v »de 1,7 [m³/kg] et de 0,6 [m³/kg] à 3 bar 134°C;

A la fin des 3 premières injections, cela donne :

m_{vapeur_123}= (0,6 [m³] – 0,04 [m³]) / 1,7 [m³/kg]

m_{vapeur_123}= 3 x 0,33 = 1 [kg]

En phase de stérilisation (4^ème injection), pour maintenir le plateau, on a besoin de :

m_{vapeur_4} = 0,56 [m³] / 0,6 [m³/kg]

m_{vapeur_4} = 0,9 [kg]

En phase de prétraitement et de stérilisation, on obtient une quantité totale de vapeur consommée.

Sachant que :

Les condensats formés dans le générateur n’interviennent pas (ils sont recyclés).

Le tableau du constructeur nous donne 13 [kg] de consommation de vapeur par cycle.

m_vapeur = m_{condensats _de} + m_{condensats _ch} + m_{condensats _po} + m_{vapeur_1234}

m_vapeur = 2,6 + 8,4 + 0,6 + 1 + 0,9

m_vapeur = 13,5 [kg]

A comparer avec les 13 [kg] de vapeur annoncés par le constructeur.

Les étapes de vides successifs

À partir du second vide jusqu’au 4^ème inclu, la pompe aspire de la chambre à la fois de la vapeur initialement à 1 [bar] de pression et des condensats à + 100 [°C].

En tout début de la phase de sèchage (5^ème vide), on retire de la vapeur initialement à 3 [bar] et des condensats à + 134 [°C].

Ensuite, en amont de la pompe et dès l’instant où la pression diminue, il y a revaporisation d’une partie des condensats (flashing) et diminution de la température de la vapeur encore présente sous forme gazeuse (expansion du volume occupé par la vapeur).

2. Effet dans la pompe à vide

Énergie de compression

Durant la compression d’un gaz, l’énergie utilisée pour la compression (énergie électrique du moteur d’entraînement) est pratiquement toute transformée en chaleur. Cette chaleur est absorbée par le liquide de refroidissement de la pompe (l’eau de l’anneau liquide) et évacuée.
Dans la pratique, on considère que 10 % de la quantité d’énergie fournie par la pompe est évacuée par le carter de la pompe vers l’ambiance; ce qui signifie que les 90 % de l’énergie restante sont transmis au liquide de refroidissement au niveau de l’anneau liquide :

Soit :

La chaleur de compression Q_compression = 0,9 x P_électriquede la pompe.

Pour une pompe de 2,2 kW, on a :

Q_compression = 0,9 x 2,2 [kW] = 1,98 kW

La durée de fonctionnement de la pompe à vide est de l’ordre de 0,5 x durée du cycle.

L’énergie de compression (produite dans l’eau de refroidissement) pendant 0,5 x 0,75 [h] (durée du cycle) est donc de l’ordre de 1 [kWh].

Bilan énergétique

A chaque période de fonctionnement de la pompe à vide, c’est un mélange de vapeur et d’eau (titre difficile à évaluer) qui traverse la pompe à vide :

Les 4 vides successifs de la phase de prétraitement contiennent une grande majorité des condensats avec une phase vapeur (phénomène de flashing ou de revaporisation à faible pression en amont de la pompe).

Le dernier vide (celui de séchage) ne retire pratiquement plus de condensats mais de la vapeur initialement à une pression de 3 bar. C’est à ce moment là qu’il faut être attentif à la température de fonctionnement de la pompe. Cependant, il faut toutefois faire remarquer qu’une basse pression en amont de la pompe (au fur et à mesure que le vide s’installe) réduit la température de la vapeur (pour 0,05 [bar] de pression, la température est de l’ordre de 24 [°C] en régime stable); ce qui signifie que l’on ne doit pas s’attendre à une température trop élevée au niveau de l’anneau liquide. Dans la pratique, c’est effectivement le cas.

En pratique, la pompe à vide ne peut être efficace que si la température de l’anneau liquide reste au-dessous d’une valeur raisonnable (de l’ordre de 35°C). De plus, le débit d’eau de refroidissement alimentant l’anneau liquide doit être limité en terme de consommation; ce qui signifie que la vapeur aspirée risque, par son enthalpie élevée au début de la phase de pompage :

de compromettre la qualité du vide,
d’induire des contraintes thermiques dans la pompe,
de vaporiser localement l’anneau liquide.

Il est donc utile de diminuer la température de la vapeur, voire de la condenser. C’est pour cette raison que certains constructeurs placent un échangeur de chaleur avant la pompe à vide; le tout étant de récupérer la chaleur latente de condensation pour un autre process (réchauffer l’eau des thermo-laveur par exemple ?).

Il est possible de calculer approximativement dans quel état se trouve la vapeur en sortie de pompe à vide (sous forme vapeur ou condensée) en évaluant la valeur de l’enthalpie de sortie et en se basant sur les débits repris dans la

fiche technique du constructeur.

Phase de prétraitement

Pendant la durée du prétraitement, un bilan d’énergie établi au niveau de la pompe donne :

m_{liquide de refroidissement}x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x h »_1 bar + m_condensatsx h’_1 bar

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

(m_{liquide de refroidissement}+ m_{condensats + vapeur}) x h

où :

durée _{moyenne de pompage_prét.} = 0,4 x durée _{moyenne de pompage_tot.}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 1 [kWh/cycle]
m_{vapeur_123} = 1 [kg]
m_{condensats _pav} = 8,45 + 0,62 = 9 [kg]
m_{liquide de refroidissement _tot.}= 216 [kg]
h’_{eau à 15°C} = 63 [kJ/kg]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]

On fait l’hypothèse que :

la chaleur de compression est faible,
la vapeur se condense dans la pompe à vide au contact de l’anneau liquide.

Le bilan énergétique de la pompe donne :

216 [kg] x 0,4 x 63 [kJ/kg] + 1 [kg] x 2675 [kJ/kg] + 9 [kg] x 417 [kJ/kg]

(0,4 x 216 [kg] + 10 [kg]) x h

Enfin,

h = 123 [kJ/kg] c’est de l’eau

Puisqu’il faut 418 [kJ/kg] de chaleur sensible pour atteindre 100 [°C], 123 [kJ/kg] correspondent à 29 [°C].

Phase de séchage

Pendant la durée du séchage, l’égalité des énergies d’entrée et de sortie au niveau de la pompe donne:

m_{liquide de refroidissement}x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x h »_3 bar

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

(m_{liquide de refroidissement}+ m_vapeur) x h

où :

durée _{moyenne de pompage_séch.} = 0,6 x durée _{moyenne de pompage_tot.}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 1 [kWh/cycle]
m_{vapeur_4} = 0,9 [kg]
m_{liquide de refroidissement _tot.}= 216 [kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]

On fait l’hypothèse que :

La chaleur de compression est faible,
qu’il n’y a plus de condensats dans la chambre,
la vapeur se condense dans la pompe à vide au contact de l’anneau liquide.

On a l’égalité des énergies entrantes et sortantes dans la pompe :

216 [kg] x 0,6 x 63 [kJ/kg] + 0,9 [kg] x 2726 [kJ/kg]

(0,6 x 216 [kg] + 0,9 [kg]) x h

Enfin :

h = 81 [kJ/kg] c’est de l’eau qui sort

Soit de l’eau à 20°C.

Bilan énergétique total

Ce bilan permet d’évaluer l’importance des différentes pertes du système de stérilisation.

Calcul

Sur la base du tableau du constructeur, on compare les niveaux d’énergie d’entrée et de sortie du système de stérilisation.

Au vu des résultats précédents, on fait l’hypothèse que :

La température de sortie du liquide de refroidissement ne dépasse pas 35 [°C] (petite marge de sécurité par rapport à 29°C : dans la pratique, les températures peuvent être un peu plus hautes).

Les condensats de la double enveloppe ne sont pas récupérés.

La chaleur de compression est faible.

(m_{eau_gén.} + m_{liquide de refroidissement}) x h’_{eau à 15°C} + m_vapeur x (h »_3 bar– h’_{eau à 15°C})

(m_{liquide de refroidissement}+ m_{condensats _ch} + m_{condensats _po} + m_{vapeur_1234}) x h’_{eau à 35°C}

+ m_{condensats _de} x h’_3 bar + Pertes_parois + E_{résiduel_ch.}

où :

durée_{moyenne_cycle} = 0,75 [h]
durée _{moyenne de pompage_tot.} = 0,5 x durée_{moyenne_cycle}
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 2,2 [kW] x 0,75 [h] x 0,5 = 0,82 [kWh]
m_vapeur = 13 [kg]
mcondensats = 8,45 + 0,62 = 9 [kg]
m_{liquide de refroidissement}= 216 [kg]
h’_{eau à 15°C} = 63 [kJ/kg]
h’_{eau à 35°C} = 150 [kJ/kg]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]
h’_3 bar = 561 [kJ/kg]

Le bilan énergétique dans la pompe donne :

(13 + 216) [kg] x 63 [kJ/kg] + 13 [kg] x 2726 [kJ/kg] + 0,82 [kWh] x 3 600 [s/h]

(216 + 8,4 + 0,6 + 1 + 0,9) [kg] x 150 [kJ/kg] + 2,6 [kg] x 561 [kJ/kg]

+ (2,1 + 0,8 + 0,5) [kW] x 0,75 [h] x 3 600 [s/h] + E_{résiduel_ch.}

Enfin,

E_{résiduel_ch.} = 2,25 [kWh]

On peut résumer le bilan énergétique dans le tableau suivant :

Bilan global	t° effluents: 35 °C		t° effluents: 28 °C
Énergies en entrée	kWh/cycles	%	kWh/cycles	%
Générateur	10	68	10	68
Pompe à vide	4,6	32	4,6	32
Énergies en sortie	kWh/cycles		kWh/cycles
Mélange condensats et liquide de refroidissement	9,4	64	7,4	50
Condensats de la double enveloppe	0,4	4	0,4	4
Pertes des parois	2,5	17	2,5	17
Chaleur résiduelle de la charge et de la cuve vers l’ambiance	2,2	15	4,2	29

Conclusions

On voit qu’une grande partie de l’énergie de départ est perdue dans les effluents de la pompe à vide sous forme d’un mélange de condensats , de liquide de refroidissement et de vapeur.

Suivant la capacité de la charge stérilisée à accumuler l’énergie de la vapeur, les proportions d’énergie perdue peuvent changer (réduction de la température des effluents: 28 °C au lieu de 36 °C).

L’énergie perdue dans les effluents est difficilement valorisable (basse température) puisqu’il n’y a plus de chaleur latente.

Comparaison des cycles de récupération

Au vu du bilan évalué ci-dessus, si des dispositifs de récupération du mélange des condensats et du liquide de refroidissement ne sont pas prévus, 50 à 68 % de l’énergie initiale est mise à l’égout. Malheureusement, ces effluents ont encore peu de valeur énergétique (faible température). Néanmoins, les constructeurs proposent donc des systèmes de récupération sur le liquide de refroidissement de la pompe à vide pour juste réduire les seules consommations d’eau.

Dès lors, il est intéressant de comparer les différents systèmes de récupération de chaleur sur le liquide de sortie de la pompe à vide par rapport au circuit ouvert où l’on ne récupère rien.

Circuit ouvert

À partir des chaleurs de compression de la pompe à vide et de celles échangées avec l’anneau liquide sous forme de condensation de la vapeur résiduelle et du mélange des condensats issus de la chambre, il est possible de connaître la température moyenne du mélange à la sortie de la pompe à vide pendant un cycle.

À noter que l’on fait une simplification : la vapeur issue de la chambre de stérilisation est entièrement condensée; ce qui n’est pas tout à fait vrai en pratique :

Au début de la phase de séchage, lorsque la pompe à vide démarre, elle voit passer une certaine quantité de vapeur qui se mélange à l’anneau liquide ne se condense que partiellement. Dans le séparateur, la vapeur est à 1 bar 100°C et évacuée à l’atmosphère (énergie noble à haute valeur ajoutée difficilement récupérable).

En cours et en fin de phase de vide, la vapeur résiduelle est directement condensée et mélangée au liquide de refroidissement.

Circuit ouvert .

Soit :

T°_{sortie condensats}= T°_{entrée liquide de refroidissement}+

(Q_compr. + m_condensatsx h’_1bar + m_{vapeur_123} x (h »_1bar – h’_1 bar) + m_{vapeur_4} x (h »_3 bar – h’_1 bar) )

/ m_{liquide de refroidissement} x Cp_{liquide de refroidissement})

Où :

durée d’un cycle = 0,75 [h]
T°_{entrée liquide de refroidissement}= 15 [°C] idéalement
Q_compression = 0,54 [kWh/cycle]
m_condensats= 9 [kg/cycle]
m_{vapeur_123} = 1 [kg/cycle]
m_{vapeur_4} = 0,9 [kg/cycle]
m_{liquide de refroidissement}= 216 [kg/cycle]
Cp_{liquide de refroidissement}= 4,18 [kJ/kg.K]
h »_1 bar = 2 675 [kJ/kg]
h »_3 bar = 2 726 [kJ/kg]
h’_1 bar = 417 [kJ/kg]
h’_3 bar = 561 [kJ/kg]

On a donc :

T°_sortie = 15 [°C]+ (0,74 [kWh] x 3 600 [s/h] + 9 [kg] x 417 [kWh/kg] + 1 [kg] x (2675 – 417) [kWh/kg] + 0,9 [kg] x (2726 – 417) [kWh/kg]) / (216 [kg] x 4,18 [kJ/kg.K])

D’où,

T°_sortie = 15 [°C]+ 12 [°C] = 27 [°C]

Il ne faut pas oublier que c’est une température moyenne sur un cycle; ce qui signifie que l’on pourrait avoir des températures plus importantes temporairement. Par exemple, en début de phase de sèchage, on risque de se retrouver avec de la vapeur pure en contact avec l’anneau liquide et, par conséquent, de momentanément réduire les performances de la pompe. Cependant, il faut nuancer ces derniers propos car c’est vrai que la vapeur est présente mais à faible pression et, par conséquent, à température réduite.

Récupération en circuit semi fermé

Circuit semi fermé.

Dans ce type de circuit, à la sortie du séparateur on récupère une partie des effluents que l’on mélange à un appoint de liquide de refroidissement en amont de la pompe à vide. A noter que la quantité d’eau froide d’appoint correspond à celle évacuée à l’égout.

Ce système permet de gagner quelques litres d’eau du liquide de refroidissement.
L’optimum au niveau du débit d’appoint passe par la relation :

Débit_appoint = Débit_{liquide de refroidissement}x (T°_{sortie condensats}– T°_{entrée liquide de refroidissement}) / (T°_{sortie condensats}– T°_appoint)

Considérons la pompe à vide prise comme exemple plus haut. La qualité du vide dépend de la température moyenne du l’eau de refroidissement. En effet, plus la température de l’anneau liquide est élevée moins le vide est poussé.

Pour un même débit de liquide de refroidissement dans la pompe à vide, si on se limite à une valeur de température de l’anneau liquide de 20°C, il est nécessaire de recalculer la température de sortie de la pompe à vide.

On a donc :

T°_sortie = 20 [°C]+ (0,74 [kWh] x 3 600 [s/h] + 9 [kg] x 417 [kWh/kg] + 1 [kg] x (2675 – 417) [kWh/kg] + 0,9 [kg] x (2726 – 417) [kWh/kg]) / (216 [kg] x 4,18 [kJ/kg.K])

D’où,

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

On en déduit le débit d’appoint :

Débit_appoint = 0,216 [m³/cycle] x (32 [°C] – 20 [°C]) / (32 [°C] – 15 [°C])

Débit_appoint = 0,152 [m³/cycle]

Ce qui s’exprime par une réduction des débits d’appoint de liquide de refroidissement et de rejet des condensats . Soit une réduction de 30 % :

de la consommation d’eau de refroidissement,
des pertes d’énergie par rejet à l’égout.

Récupération en circuit fermé

Circuit fermé.

Certains constructeurs propose dans leur gamme standard un circuit où le liquide de refroidissement de la pompe à vide travaille en circuit fermé. A la sortie du séparateur, le liquide de refroidissement est refroidi dans un échangeur branché sur un circuit de climatisation par exemple.

Une autre possibilité pourrait être envisagée. Plutôt que de brancher l’échangeur sur un circuit de climatisation, pourquoi ne pas profiter de l’énergie résiduelle de sortie de la pompe à vide, certe faible, pour réchauffer la bâche tampon de la production d’eau osmosée.

Considérons la pompe à vide prise comme exemple plus haut.

Pour un même débit de liquide de refroidissement dans la pompe à vide, si on se limite à une valeur de température de l’anneau liquide de 20°C, on a vu que la température de sortie de pompe en moyenne avoisinait 32 [°C].

Pour calculer la puissance de l’échangeur nécessaire pour réduire la température de 32 [°C] à 20 [°C] de l’eau de l’anneau liquide, on doit évaluer :

m_{liquide de refroidissement}= 229 [kg/cycle];
durée d’un cycle = 0,75 [h/cycle];
durée _{moyenne de pompage_tot.} = 0,5 x durée_{moyenne_cycle}
C_{liquide de refroidissement}= 4,18 [kJ/kg.K];
rendement d’un échangeur à plaque est de l’ordre de 95 %.

D’où la puissance de l’échangeur :

P_échangeur [kW] = C_{liquide de refroidissement}[kJ/kg.°C] x m_{liquide de refroidissement}[kg/cycle] x

durée d’un cycle [h/cycle] x (T_entrée– T_sortie) [°C]

P_échangeur [kW] = 4,18 [kJ/kg.K] x 229 [kg/cycle] x (32- 20) [°C] / (3 600 [s/h] x 0,75 x 0,5 [h/cycle])

P_échangeur = 8.5 [kW]

On en déduit le débit d’eau glacée au primaire :

m_{eau glacée} [kg/h] = P_échangeur [kW] / (C_{liquide de refroidissement}[kJ/kg.°C] x (t_entrée– t_sortie) [°C])

m_{eau glacée} [kg/h] = 8.5 [kW] x 3 600 [s/h] [s/h] / (4,18 [kJ/kg.K] x 5 [°C] x 0,95)

m_{eau glacée} = 1 542 [kg/h] ou 1,5 [m³/h] ou encore 25 [l/min]

Avec :

C_{eau glacée} = 4,18 [kJ/kg.K];
(t_entrée– t_sortie) = 5 [°C].

Ce qui ne représente pas grand chose comme énergie prise au circuit d’eau glacée.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le réseau de distribution [ventilation]

Ordre de grandeur

Voici les valeurs de pertes de charge maximum recommandées par SIA (Société suisse des ingénieurs et architectes) pour l’ensemble d’un réseau de ventilation, ce qui comprend la pulsion, l’extraction et l’éventuelle récupération de chaleur :

Recommandations SIA V382/3 : pertes de charge totales du système
Pour toutes les installations	1 200 [Pa]
Pour les installations énergétiquement très performantes	900 [Pa]
À titre de comparaison, en moyenne dans les anciennes installations	1 500 à 2 000 [Pa]

Ces valeurs peuvent être comparées aux valeurs calculées par les concepteurs du nouveau réseau de ventilation.

Tracé du réseau

La règle générale est de dessiner le réseau le plus simple possible

Pour limiter au maximum les pertes de charge,
Pour faciliter l’équilibrage et la maintenance.

Tout d’abord, il faut toujours essayer d’obtenir le réseau le plus court possible.

Dans les grands réseaux, il peut être judicieux de subdiviser l’installation en plusieurs réseaux autonomes. Ceci peut permettre une gestion en fonction de zone à occupation homogène et facilite la protection au feu et les modifications ultérieures.

Ensuite, le tracé doit comporter un minimum de coudes, de dérivations, de changements de section. Le dessin de ces perturbations doit aussi faire l’objet d’une attention particulière.

Voici une série de tracés qui peuvent être considérés comme corrects et les tracés qu’il faut éviter pour limiter les pertes de charge :

Emplacement des conduits

Un réseau de conduit de ventilation peut prendre place à divers endroits dans le bâtiment. Suivant qu’il est apparent, caché ou inaccessible sont entretien et son éventuel remplacement sera plus facile ou impossible.

Les conduits apparents ont plusieurs avantages sur des conduits placés en faux plafonds (ou planchers ou encastrés dans les murs) ou noyés dans une chape : l’accessibilité est favorisée, l’inertie de la dalle n’est pas entravée et il est possible d’utiliser un conduit diffusant qui favorise une meilleure répartition de la température dans la pièce et permet de se passer de bouche de pulsion. Ce type de conduit est très efficace pour les salles hautes de grands volumes comme les salles de sports où une esthétique particulière n’est pas recherchée.

Les conduits cachés, argument esthétique par excellence, dans un faux plafond ou plancher ou encastrés dans les murs sont les solutions les plus courantes. Les conduits restent accessibles (via une trappe, trémie amovible ou armoire) pour en effectuer des contrôle et un nettoyage.

Le conduites noyés dans une chape de béton n’est pas une solution idéale dans la mesure où une fois les conduits installés et la dalle coulée, plus aucune modification ne pourra y être apporté !

Outre, l’emplacement des conduits, la position du groupe de ventilation ou du caisson de traitement d’air conditionnera aussi certains choix dont l’isolation thermique des conduits.

Forme et matériau des conduits

Il existe des conduits rectangulaires et des conduits circulaires. En regard des avantages et des inconvénients de ces deux types de conduit, il est préférable de favoriser, si l’encombrement le permet, le placement de conduits circulaires rigides avec joints (de préférence doubles) aux raccords :

Leur étanchéité est nettement supérieure. Étanchéifier correctement un conduit sur chantier relève de l’exploit. De plus, certains adhésifs vieillissent mal et certains mastics libèrent des solvants. Il est donc préférable de choisir des systèmes dont l’étanchéité se réalise directement et de façon durable par simple emboîtement, comme les conduits circulaires avec joints.
Leur placement est plus rapide, donc moins cher.
Pour une même section, leurs pertes de charge sont moindres, d’autant plus si les conduits sont rigides.

Exemple.

Si on passe d’une gaine circulaire à une gaine rectangulaire dont la rapport des côtés est égal à 4, la perte de charge est augmentée d’environ 30 %. Plus le rapport largeur/hauteur du conduit rectangulaire augmente, plus celui-ci sera défavorable au niveau des pertes de charge. Un rapport de plus de 5 : 1 doit absolument être évité.

Conduit circulaire avec joint aux raccords.

Conduit oblong : compromis entre la section circulaire et la section rectangulaire lorsque les faux plafonds sont peu épais.

Il faut de préférence installer des conduits galvanisés, pour leur faible rugosité et parce qu’ils ne sont pas sujets à l’arrachement de matière. Les conduits en asbeste ciment ont une rugosité 1,5 fois supérieure à ces derniers et les conduits isolés intérieurement, une rugosité 1,5 à 2 fois supérieure. Leur utilisation est interdite dans tous les bâtiments et en particulier dans les hôpitaux.

Conduits isolés (thermique et acoustique) intérieurement
au moyen de laine minérale recouverte de tissu de verre.

Section des conduits

Les pertes de charge diminuent comme le carré de la vitesse de l’air. Pour un même débit, on a donc intérêt à choisir les sections de gaines les plus grandes possible, tout en restant dans des limites admissibles.

Limite supérieure

Les grandes sections sont cependant limitées par :

les nécessités architecturales et l’encombrement,
le poids et donc le prix des conduits et de leurs supports (passer de 10 m/s à 6 m/s augmente le poids de 30 %),
le volume d’isolant en cas de conduits isolés thermiquement.

Limite inférieure

La vitesse de l’air dans les conduits ne peut dépasser une certaine valeur. Il en résulte une section minimum des conduits en dessous de laquelle il est déconseillé de descendre pour des raisons :

d’augmentation du bruit de bruissement de l’air dans les conduits droits et surtout au niveau des déviations;
d’augmentation des pertes de charge et de l’énergie consommée par le ventilateur. Par exemple, une diminution de moitié de la section double la vitesse de l’air, augmente les pertes de charge et la puissance absorbée par le ventilateur d’un facteur 4;
d’équilibre du circuit. Un circuit dont la vitesse de l’air au niveau des conduits est semblable à la vitesse de l’air au niveau des bouches est très sensible à l’ouverture et à la fermeture de celles-ci.

Vitesses maximales admissibles au niveau du bruit dans un réseau de distribution d’air [m/s]
Types de local	Gaine principale	Dérivation	Grille, bouche	Entrée d’air
Chambre (hôpital, hôtel, …)	5	2-4	0,5-2	1
Bureau	5-6	2-4	1-2	1
Atelier	8-10	6	1-5	2,5-4

Dans certains cantons suisses, la vitesse maximum de l’air dans les conduits de ventilation est imposée pour des raisons d’économie d’énergie.

Vitesse maximum de l’air autorisée dans le canton de Zurich
Débit maximum	Vitesse maximum de l’air
< 1 000 [m³/h]	3 [m/s]
< 2 000 [m³/h]	4 [m/s]
< 4 000 [m³/h]	5 [m/s]
< 10 000 [m³/h]	6 [m/s]
> 10 000 [m³/h]	7 [m/s]

Exemple

Le réseau de pulsion suivant a été dimensionné pour 3 vitesses d’air différentes dans le tronçon le plus défavorisé (de la prise d’air A à la bouche a) : 4, 6 et 8 m/s :

Vitesse de l’air [m/s]	4	6	8
Débit du ventilateur [m³/h]	12 600
Hauteur manométrique du ventilateur [Pa]	155	176	211
Durée d’utilisation [h/an]	3 000
Consommation (avec un rendement de 0,65) [kWh/an]	2 504	2 843	3 408
Facture énergétique (à 16 c€/kWh) [€/an]	400,6	454,9	545,3
Superficie totale des conduits [m²]	133	111	98
Investissement (à 1 100 €/m²) [€]	3649,2	3057,12	2704,15

L’intérêt de choisir la vitesse la plus faible possible dépend évidemment de la durée d’utilisation du groupe de pulsion.

Étanchéité

L’étanchéité des conduits de ventilation est particulièrement importante dans les zones où des risques d’aérocontamination sont présents. C’est par exemple le cas pour le réseau d’air repris et/ou recyclé. À ce titre ces derniers doivent d’ailleurs être les plus courts possible. Il faut également être attentif à l’étanchéité des trappes de nettoyage et éviter de placer des conduits dans les faux plafonds des zones à risque 3 et 4.

L’étanchéité des conduits dépend du matériel choisi et de sa mise en œuvre.

Photo étanchéité, bonne. Photo étanchéité, mauvaise.

Même placé par un professionnel aguerri, un réseau de distribution d’air composé de conduits rectangulaires est très difficile à rendre parfaitement étanche. Pour cela, on peut utiliser aux raccords des bandes adhésives et du mastic d’étanchéité. Ceci demande cependant une main d’œuvre importante et soigneuse.
photo réseau à conduits circulaires.

Dès lors, il faut dans la mesure du possible préférer un réseau à conduits circulaires avec doubles joints au niveau des raccords. Ces conduits permettent d’atteindre une étanchéité correcte, sans précaution particulière de mise en œuvre Ceci conduit à des installations moins chères et plus étanches.

Si la taille des conduits circulaires ne leur permet pas de s’insérer dans des faux plafonds peu épais, un compromis peut être trouvé grâce à des conduits oblongs présentant les mêmes caractéristiques de mise en œuvre que les conduits circulaires.

La norme EUROVENT, reprise par les normes NBN EN 12237 et prEN 1507, fixe trois classes d’étanchéité des conduits de distribution (K_A, K_B, K_C) par ordre croissant de qualité, la classe K_A étant la plus mauvaise et la classe K_C étant la meilleure. L’objectif est d’atteindre cette dernière.

Exemple.

Le bâtiment de bureaux « Probe » du CSTC à Limelette a été équipé d’un système de ventilation double flux (pulsion dans les bureaux et extraction dans les sanitaires). À l’origine, la distribution de l’air s’effectuait via des conduits rectangulaires. Malgré le soin apporté à la réalisation, cette installation présentait des débits de fuite importants. Par exemple, pour fournir 650 m³/h dans les bureaux, le ventilateur devait pulser environ 1 300 m³/h. L’étanchéification des raccords au moyen de bandes adhésives a permis d’améliorer la situation mais permis à peine d’atteindre les prescriptions de la classe K_A définie par Eurovent.

Adhésif d’étanchéité des conduits rectangulaires

Par contre, le remplacement complet des conduits rectangulaires par des conduits circulaires a permis de descendre presque jusqu’à la classe K_C, sans effort de mise en œuvre particulier.

1. Situation initiale (conduits rectangulaires).
2 à 5. Étanchéifications successives par bandes adhésives.
6. Remplacement des conduits rectangulaires par des conduits circulaires à double joints au raccords.

Isolation

Tout conduit distribuant de l’air traité (chauffé ou refroidi) doit être isolé. En effet, un air traité à 16°C en centrale, risque d’arriver à 25°C dans le local à refroidir, de par son trajet dans les faux plafonds (souvent surchauffés, notamment par les luminaires). Ce qui est évidemment inadmissible.

En principe, les conduits d’extraction ne doivent, quant à eux, pas être isolés, sauf dans le cas où ils sont raccordés à un récupérateur de chaleur et que les conduits traversent des locaux non traités ou sont insérés dans une trémie en contact avec l’extérieur. Faute de quoi, tout l’intérêt du récupérateur risque d’être perdu.

Il est également indispensable d’isoler le tronçon séparant la prise d’air neuf du caisson de traitement d’air, surtout si ce tronçon est important. En effet le transport d’un air parfois très froid (- 10°C) risque de provoquer des condensations sur la face externe du conduit. Pour éviter cela, l’isolation doit être recouverte d’une protection pare-vapeur.

L’isolation doit être particulièrement soignée pour les conduits transportant de l’air froid, d’une part parce que les frigories coûtent plus cher et d’autre part à cause des risques de condensation lors de la traversée d’un local plus chaud que l’air véhiculé.

Par exemple, si un conduit nu véhicule de l’air à 16°C dans un local à 24°C, des condensations apparaîtront sur le conduit si l’humidité intérieure du local dépasse 58 %.

Dans ce cas, il faut isoler les conduits au moyen de matériaux présentant la plus faible sensibilité possible à l’humidité et en constituant une barrière « pare-vapeur » par l’application d’un film étanche sur l’isolant (tissu imprégné, film plastique ou métallique). Il existe des isolants déjà revêtus de tels films. Dans ce cas les joints doivent se refermer au moyen de ruban adhésif.

Il existe également des conduits rectangulaires directement composés de panneaux de laine minérale. Ceux-ci sont d’office enrobés d’un film pare-vapeur. Ces conduits ont par la même occasion des caractéristiques d’absorption acoustique.

Conduits composés de panneaux de laine minérale.

Isolant (épaisseur 25 mm) pour conduit
recouvert d’une feuille d’aluminium.

Plusieurs références permettent de définir la qualité thermique de l’isolant à mettre en œuvre. La réglementation thermique française impose une résistance thermique minimum du calorifuge de 0,6 m²K/W, ce qui équivaut à une épaisseur de 2,4 cm de laine minérale. Le cahier des charges 105 impose, lui, une résistance thermique de 0,65 m²K/W (2,6 cm de laine minérale) pour les conduits intérieurs, 1,5 m²K/W (6 cm de laine) pour les conduits extérieurs et 0,5 m²K/W (2 cm de laine) pour les conduits véhiculant de l’air extérieur.

Notons que pour répondre à la réglementation incendie, les matériaux constituant le conduit doivent être incombustibles (classés A0), ce qui est notamment le cas pour la laine minérale.

Pour obtenir un mise en œuvre correct de l’isolation des conduits de ventilation, il convient de faire attention à certains points :

Soit l’isolation fait partie de la constitution du conduit (matériau isolant non à base de fibre) soit elle est placée à l’extérieur du conduit;
Une membrane pare-vapeur dont les joints sont raccordés par du ruban adhésif est prévue si l’isolant ne présente pas une face externe à cellules fermées;
L’accessibilité est respectée pour les trappes de visite et les appareils de réglages;
L’isolation au droit de fixation du conduit doit être effectuée correctement et ne peut être interrompue;
Les joints entres éléments d’isolation doivent être traités pour ne pas déforcer celle-ci.

Acoustique

Une installation de ventilation crée de multiples ponts acoustiques dans le bâtiment

Tous les enfants ont pris un jour une feuille de papier, l’ont roulée en forme de tube, … et l’ont utilisée comme porte-voix vers l’oreille de leur malheureux voisin !

Un conduit transporte de l’air… mais véhicule en même temps des bruits

bruit du ventilateur de pulsion ou d’extraction,
bruit du local voisin,
….

Production de bruit par écoulement de l’air

Par lui-même, un conduit génère du bruit, surtout si la vitesse de l’air est élevée. Le simple fait de faire circuler de l’air dans un conduit entraîne la création d’un bruit d’écoulement.

Exemple.

Une gaine rectiligne de 0,5 m² parcourue par de l’air à 12 m/s génère une puissance acoustique de 58 dB. Mais cette puissance chute à 19 dB à 2 m/s, ce qui n’est plus audible dans un bureau.

Afin de limiter le bruit généré, on sera attentif :

À dimensionner l’installation avec une vitesse d’air maximale de 4 à 5 m/s dans les installations « basse pression » et de 8 à 10 m/s dans les installations « haute pression ». Dans ces cas de haute vitesse, on devra prévoir des boîtes de détente insonorisées et portant la bouche de ventilation. Une étude acoustique est alors fortement recommandée.

Calculs

Pour visualiser le résultat apporté par ce type de calcul, cliquez ici !

À éviter toute turbulence dans la gaine. Tous les critères d’application pour limiter les pertes de charges par un tracé du réseau harmonieux sont valables pour l’acoustique, par exemple l’introduction de cônes de diffusion lors des changements de section.

Règle de bonne pratique.

Pour limiter la génération de bruit, vérifier que la vitesse de l’air ne dépasse pas 5 m/s dans les coudes.

Atténuation des bruits par les conduites

Mais un conduit d’air peut atténuer le bruit qu’il transporte.

Les parois intérieures d’un conduit amortissent tant bien que mal le son intérieur : il faut imaginer que l’onde sonore avance dans le conduit en se cognant en permanence aux parois.

L’effet d’absorption peut être renforcé par la mise en place de matériaux fibreux absorbants, particulièrement efficaces pour absorber les sons de hautes fréquences (le sifflement de l’air sur les pales du ventilateur, par exemple).

On choisira des matériaux avec protection contre la désagrégation (pour éviter un détachement des fibres du matériau acoustique), par exemple des panneaux de fibres minérales enduits au néoprène (dont l’épaisseur ne doit pas dépasser 0,1 mm sans quoi le pouvoir d’absorption est diminué), ou encore des panneaux recouverts d’une tôle métallique perforée.

Ces panneaux ont pour avantage de créer simultanément une isolation thermique entre le fluide et les locaux traversés… mais ont pour désavantages d’augmenter les pertes de charge, de retenir les poussières et de favoriser le développement de milieux peu hygiéniques…

Si l’absorption acoustique n’est pas recherchée, on privilégiera donc des conduits en matériau isolant thermique mais avec contact intérieur lisse.

Si l’absorption acoustique est souhaitée, on limitera si possible le placement de ces panneaux absorbants à la sortie d’un changement de direction (coude) : c’est là qu’il y a le plus de réflexions de l’onde acoustique sur les parois et que l’absorption sera donc la plus efficace.

Il est également logique de traiter uniquement le dernier tronçon puisqu’il atténue tous les bruits venant de l’amont du réseau.

De plus, les coudes renvoient le son d’où il vient !

Lorsque le son rencontre un coude à 90°, il se réfléchit en partie et revient vers la source dont il est issu !

Pour favoriser cet effet, il est préférable de ne pas mettre d’aubages directionnels à l’intérieur d’un coude. Mais alors, ce sont les pertes de charge qui sont augmentées et donc la consommation d’énergie !

Que faire ? En guise de compromis, certains préconisent de ne pas placer d’aubages dans les coudes situés dans le local technique, mais bien dans les coudes suivants. D’autres placent une courbe à 90° sans aubage, avant la première grille de pulsion ou de reprise.

Placement de silencieux

Des silencieux peuvent être installés sur le réseau.

Si les dérivations, branchements, modifications de section et bouches de sortie ne permettent pas de garantir le niveau sonore imposé dans le local, il convient de placer des silencieux dans l’installation.

Les silencieux doivent encadrer la source sonore (généralement le ventilateur), tant du côté réseau que du côté prise d’air extérieur. Afin d’éviter que le bruit du local technique ne « rentre » dans la gaine après le silencieux, celui-ci sera placé à la sortie du local.

Idéalement, on choisira un silencieux à large bande spectrale, à faible perte de charge et à production de bruit (provoqué par l’écoulement interne de l’air) aussi faible que possible.

Règle de bonne pratique.

On dimensionnera le silencieux de telle sorte que la vitesse de l’air soit limitée à 10 m/s lors du passage entre les baffles acoustiques du silencieux. Si la section d’ouverture du silencieux est de …30 %… à …50 %…, cela induit que la vitesse faciale à l’entrée du silencieux devrait être de …3 m/s… à …5 m/s… environ.

Concevoir

Pour choisir un silencieux, cliquez ici !

Remarque.

Il est très difficile de prévoir précisément le niveau sonore que fera une installation de distribution d’air. Aussi, par précaution, on est tenté de placer des silencieux exagérément dimensionnés (donc plus onéreux), qui génèrent tout au long de leur vie des pertes de charge et donc une consommation supplémentaire du ventilateur…

Si possible, il serait bénéfique de prévoir l’emplacement du silencieux mais de ne pas le placer, de faire une mise en service provisoire de l’installation avec mesure du niveau sonore, puis de dimensionner l’éventuel silencieux de façon nettement plus précise.

Dans certains cas, un caisson d’absorption peut être créé au sein du réseau, mesure simple, très efficace mais demandant de l’espace !

Transmission des bruits par les conduits

Sans précaution spécifique, on parle d’un effet « de téléphone interne ».

On veillera dès lors

À ne pas faire passer des gaines à travers des locaux à haut niveau sonore.
Soit à placer des silencieux au droit de la paroi de séparation si deux locaux sont ventilés par la même gaine (le silencieux devra apporter le même affaiblissement acoustique que la paroi elle-même), soit à utiliser des bouches performantes, avec anneaux acoustiques.
À ne pas solidariser les gaines avec les murs ou planchers traversés. Les évidements doivent être suffisamment grands pour permettre la mise en place d’une isolation après le montage de la gaine : soit des tresses de laine minérale, soit un mastic à élasticité permanente.
À fixer les conduits avec des raccordements souples. Un tel montage ne se justifie pas systématiquement pour l’ensemble des suspensions de gaines mais des suspensions isolées (couche élastique en Néoprène, par exemple) seront requises autour du caisson de traitement et pour le conduit principal. Des suspensions normales seront généralement suffisantes pour le réseau secondaire aux étages, d’autant qu’une bande d’acier étroite n’est absolument rigide et ne dispose pas d’une section de transmission du bruit suffisante.

Hygiène

Les risques d’aérocontamination présents surtout dans les hôpitaux demandent une attention particulière quant à l’hygiène des réseaux de distribution de l’air. Celle-ci repose sur différents principes :

Les espaces vides de la structure ne peuvent jamais servir pour pulser ou extraire de l’air. L’installation de conduits est indispensable.
La maintenance doit être facilitée par la présence de trappes de visite permettant l’inspection de la propreté des conduits et leur nettoyage. Le nombre de ces trappes doit cependant être limité parce qu’elles sont souvent source de fuite. Elles sont, en tout cas, indispensables dans les tronçons en aval de la filtration terminale à haute efficacité, qui nécessitent des désinfections et nettoyages réguliers.
Des clapets d’air étanches (débit de fuite de 10 m³/h max. sous 100 PA) doivent permettre la désinfection des conduits et des locaux en assurant la poursuite partielle des activités. Ces clapets permettent également d’isoler des zones d’exigence différentes situées sur un même réseau et évitent les mouvements d’air naturels dus au vent à l’arrêt des installations. On peut les disposer au niveau de la séparation entre les zones de différents risques, devant le filtre terminal pour faciliter sa maintenance pendant le fonctionnement de l’installation.
Lors de l’installation, une attention particulière doit être portée à la protection des conduits. Ceux-ci doivent être bouchonnés pour leur entreposage. La section montée doit aussi être obturée lors de l’interruption du chantier.
Les tronçons de conduit situés en amont du premier étage de filtration, c’est-à-dire non protégés doivent être les plus courts possibles et facilement nettoyables et désinfectés.
Le contrôle de la contamination en aval du filtre terminal doit être possible, de même que le contrôle de la qualité des filtres absolus et de leur montage au moyen d’aérosol injecté en amont du filtre.
L’air extrait des locaux où on utilise des isotopes ou des gaz anesthésiants doit être canalisé séparément.
La maintenance doit inclure la vérification de l’étanchéité des conduits, leur propreté et l’absence d’accumulation de poussières ou d’humidité. Le bon fonctionnement et l’étanchéité des registres doivent également faire l’objet d’un contrôle périodique, ce qui demande un accès possible et facilement repérable.

Robot de contrôle des conduits.

Dans les réseaux avec recyclage d’air, il est également important de contrôler le rapport air neuf/ air recyclé car il est garant du maintien du niveau de pression des locaux.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Débits de ventilation dans la zone de cuisson

Objectifs

Le calcul des débits doit répondre à deux exigences :

Assurer le transfert thermique vers l’extérieur de la chaleur sensible et de la chaleur latente dégagée dans l’ambiance par les appareils de cuisson, afin de maintenir la température et l’hygrométrie à des valeurs acceptables pour le confort humain (rôle thermique).

Permettre, par une vitesse de captation suffisante, adaptée au mode de captage, d’entraîner le flux convectif chargé de particules lourdes vers les séparateurs de graisses (dont la surface de passage est fonction du type de filtration), hors de la zone de travail (rôle mécanique).

Mais attention, si la ventilation permet d’évacuer la chaleur qui se trouve dans l’air, elle ne peut cependant rien faire contre la chaleur rayonnante dégagée par les équipements.

Méthodes préliminaires

La norme prEN 16282, actuellement en projet, regroupe certaines recommandations de la VDI 2052 et de l’HACCP. Elle traite notamment de principes de dimensionnement et du calcul des débits de ventilation pour les cuisines collectives.

Les méthodes préliminaires permettent d’estimer, parfois très grossièrement, le débit de ventilation. Elles sont à écarter comme méthodes de dimensionnement car trop approximatives, mais peuvent servir de vérification ou de complément à d’autres méthodes. Dans tous les cas, la méthode détaillée est la méthode à utiliser dès que les appareils de cuisine sont définis !

La norme présente trois méthodes préliminaires :

Méthode suivant la surface du local

Le renouvellement horaire est défini en fonction de la surface au sol de la cuisine et du type de cuisson ou appareils employés, soit :

90 m³/h par m² en général,
120 m³/h par m² pour les zones de rôtisserie, de grill et de cuisson prolongée ou pour les zones de vaisselle.

Cette méthode ne présente pas de grand intérêt : le débit de ventilation est trop largement sous-estimé pour les zones de cuisson !

Méthode suivant la vitesse d’aspiration

L’évacuation correcte des particules en suspension dans l’air ainsi que des odeurs nécessite une vitesse d’air minimale au niveau frontal reliant l’avant du bloc de cuisson (piano) au bord inférieur de l’avancée de la hotte.

La figure ci-dessus indique la courbe type du profil de la vitesse d’air entre le piano et la hotte.

Cette vitesse se situe, selon le type d’appareil, de cuisson entre 0,15 et 0,30 m/s :

Charge	Vitesse	Appareils
Faible	0,15 m/s	fours à vapeur, bouilloires, bains-marie, fourneaux, etc.
Moyenne	0,225 m/s	friteuses, sauteuses, grills, etc.
Forte	0,3 m/s	barbecue au gaz, etc.

Le débit final peut alors être calculé comme suit :

q_e = v x 3 600 x P x h (m³/h)

Où :

q_e = débit d’extraction (m³/h)
v = vitesse de passage (m/s)
P = périmètre de la hotte (m)
h = différence de hauteur entre la hotte et le plan de cuisson (m)

Dans le cas d’une hotte rectangulaire adossée, le débit est plus faible sur les flancs latéraux de la hotte que sur l’avant. Une majoration du débit d’air doit être prévue afin de ne pas trop abaisser la vitesse de l’air à cet endroit.

Méthode pour les pièces auxiliaires

La norme recommande les débits d’air à prévoir pour les pièces auxiliaires suivant les m² de surface :

Zones	Débits [m³/h par m²]
Préparation de la viande	25
Préparation du poisson	25
Préparation de la volaille	25
Préparation des légumes	25
Réserve sèche	6
Réserve à pain	6
Réserve non-alimentaire	6
Pièces pour le personnel	Voir annexe C3 de la PEB
Vestiaires, WC et douches	Voir annexe C3 de la PEB
Local à poubelles	6
Distribution des repas chauds	60

Méthodes détailles

Les méthodes se basent sur la Norme allemande VDI 2052 d’avril 2006. C’est cette méthode détaillée qui est reprise par la prEN 16282. La VDI comporte des tables qui donnent les quantités de chaleur sensible et de chaleur latente dissipées dans l’ambiance pour 1 kW de puissance raccordée (gaz, électricité, vapeur) de chaque type d’appareil.

Méthode suivant la puissance des appareils de cuisson

Sur base de la chaleur sensible dégagée par les appareils de cuisson, il est possible de calculer le flux convectif, c’est-à-dire le débit d’air au dessus des appareils de cuisson induit par la différence de température ou de densité de l’air.
On calcul tout d’abord la quantité de chaleur sensible transmise par convection depuis chaque appareils de cuisson :

Q = 0,5 x P x Q_s

Où :

Q = quantité de chaleur transmise par convection (W)
P = puissance de l’appareil de cuisson (kW)
Q_s = émission de chaleur sensible (W/kW)

On peut ensuite calculer le débit d’extraction de la hotte située au-dessus d’un ou plusieurs appareils de cuisson :

q_e = k x ( ΣQ x φ )^1/3 x ( h + 3,4 x L x l / (L +l))^5/3 x r x a

Où :

q_e = débit d’air extrait (m³/h)
k = 18, coefficient empirique (m4/3.W-1/3.h-1)
ΣQ = somme des émissions de chaleur sensible des appareils situés sous la hotte (W/kW)
φ = coefficient de simultanéité (-)

Type de cuisine	Petite cuisine		Moyenne cuisine		Grande cuisine
Type de cuisine	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ	Nombre de repas	coefficient de simultanéité φ
Snack-bars, restaurants, hôtels	<100	1,0	<250	0,7	>250	0,7
Hôpital (cuisine principale)	150	0,8	<500	0,6	>500	0,6
Hôpital (cuisine de distribution)	250	0,8	<650	0,6	>650	0,6
Institutions	40	1,0	–	–	–	–
Préparation, mixte	50	0,9	<400	0,6	>400	0,6
Industrielle	–	–	<3000	0,7	>3000	0,7

h = différence de hauteur entre la hotte et le plan de cuisson (m)
L = longueur du plan de cuisson (m)
l = largeur du plan de cuisson (m)
r = facteur de réduction pour tenir compte de la position de la hotte (-)

Emplacement de la hotte	Facteur de réduction r
Contre un mur	0,63
Au-dessus d’un ilot central	1

a = facteur de correction pour tenir compte du type de flux et de la présence d’air induit ou pas (-)

Type de flux	Facteur de correction a
Type de flux	Sans air induit	Avec air induit
Flux mixte – tangentiel	1,35	1,25
Flux mixte – plafond	1,30	1,20
Flux laminaire – déplacement	1,20	1,15
Flux laminaire – source	1,15	1,10

Méthode adaptée du Recknagel, 2e édition

La puissance en chaleur sensible va « permettre » de réchauffer un débit d’air (P [kW] = (q [m³/h] x cp [kWh/m³/°C] x T [°C]) / rendement [/]). On regarde quel débit d’air il faut pour que la différence de température entre l’air ambiant et l’air introduit ne dépasse pas 8°C. Le rendement tient compte de l’efficacité de la hotte et du coefficient de simultanéité.

De même, la puissance en chaleur latente va permettre d’humidifier un débit d’air. On regarde quel débit est nécessaire pour que l’air ne s’humidifie pas de plus de 5 g. par kg.

Il faut, pour chaque appareil composant le piano, multiplier la puissance raccordée (kW) par les valeurs des colonnes en chaleur sensible et latente et effectuer les sommes. La plus grande des deux sommes correspond au débit d’introduction à mettre en œuvre.

Sur base de cette méthode, des fabricants ont établi des tableaux tenant compte des appareils de cuisson actuels et de l’efficacité de leurs propres hottes.

Il faut également tenir compte du coefficient de simultanéité φ et du facteur de correction a.

Autres méthodes

D’autres méthodes ont été développées dans le cadre de normes ou par les fabricants, adaptées au matériel vendu ou au type de cuisine. La plupart de ces méthodes se présentent sous forme de tableaux et de valeurs types et sont tirées ou déduites des méthodes précédentes. Elles permettent une évaluation rapide, mais pas toujours correcte, des débits d’extraction à atteindre pour la zone de cuisson d’une cuisine collective.

Méthode suivant l’importance du local

On se fixe un taux de renouvellement horaire en fonction de l’importance du local « cuisine ».

q_e = V x n

Où :

q_e : débit d’extraction ( m³/h).
V : volume (m³).
n : taux de renouvellement (1/h).

Le Recknagel adapté par la norme allemande VDI 2052 donne :

Type de cuisine	Hauteur (m)	Renouvellement horaire n (1/h)
Cuisines moyennes : Restaurants, hôtels, etc.	3 à 4	20 à 30
Cuisines moyennes : Restaurants, hôtels, etc.	4 à 6	15 à 20
Grandes cuisines : Casernes, hôpitaux, etc.	3 à 4	20 à 30
	4 à 6	15 à 20
	>6	10 à 15
Locaux de plonge	3 à 4	15 à 20
Locaux de plonge	4 à 6	10 à 15
Cuisine de préparation froide	3 à 4	5 à 8
Cuisine de préparation froide	4 à 6	4 à 6
Réserves	–	5 à 8

Méthode suivant la surface de cuisson

Cette méthode prescrit d’introduire un certain débit en fonction de la surface de cuisson, de la longueur du piano ou encore de la surface de la hotte.

Dimension repère	Débit d’air extrait
Pour la surface d’appareils de cuisson	300…333 l/s par m²
Pour la surface de la hotte	930 à 1 000 m³/h par m²
Pour la longueur du piano	1 000 à 1 500 m³/h par m

Méthode suivant le nombre de repas servis simultanément

Repas servis simultanément	Débit d’air neuf* (m³/h par repas)	Valeur minimale
Office relais	15	–
Moins de 150	25	–
De 150 à 500	20	3 750 m³/h
De 501 à 1 500	15	10 000 m³/h
Plus de 1500	10	22 500 m³/h
* Ces débits sont des débits d’air neuf à introduire. Il faudra majorer ces quantités de 20% pour obtenir les débits minimaux d’air à extraire, afin de maintenir le local en légère dépression.

Méthode suivant le type d’appareils de cuisson

Cette méthode est issue des règles de l’Art. Il existe différents tableaux selon les sources. On détermine le débit d’air nécessaire à chaque appareil selon le tableau ci-dessus, puis on additionne le tout.

Appareil	Type	Débit
Fourneau	gaz	1 500 m³/h par m²
Fourneau	électrique	1 000 m³/h par m²
Marmite	75 l	500 m³/h
	100 l	600 m³/h
	150 l	800 m³/h
	200 l	1 000 m³/h
	250 l	1 100 m³/h
	300 l	1 200
	500 l	1 500 m³/h
Sauteuse	gaz	1 500 m³/h
Sauteuse	électricité	1 000 m³/h
Rôtissoire	–	1 000 m³/h
Table chauffante	gaz	450 m³/h par m²
Table chauffante	électricité	300 m³/h par m²
Four à air pulsé	6 niveaux	1 000 m³/h
Four à air pulsé	20 niveaux	2 000 m³/h
Cuiseur à vapeur	petit modèle	1 000 m³/h
Cuiseur à vapeur	grand modèle	2 000 m³/h
Percolateur	–	450 m³/h
Grill	gaz	3 000 m³/h par m²
Grill	électrique	2 000 m³/h par m²
Four traditionnel	à convection naturelle	300 m³/h
Feux allumés	–	200 à 500 m³/h
Friteuse	<300 couverts	1 000 m³/h par 10 l d’huile
Friteuse	> 300 couverts	2 500 m³/h par 50 l d’huile

Source : « chaud froid plomberie n° 585 » – Novembre 1996.

Il y a lieu de tenir compte d’un coefficient de simultanéité φ qui prend en compte le non fonctionnement simultané de tous les appareils à pleine puissance.

Avantages et inconvénients

Méthodes	Avantages	Inconvénients
Méthodes préliminaires
suivant la surface du local	> Simple et rapide	> Estimation grossière !
suivant la vitesse d’air d’aspiration	> Permet le bon enlèvement des particules et des calories avec les hottes traditionnelles > Simple et rapide > Permet de vérifier les débits en déterminant la vitesse correspondante	> Ne peut s’appliquer qu’aux systèmes avec hottes. > Ne permet pas une prise en compte rationnelle des différents appareils et de leur puissance dissipée
Méthodes détaillées
suivant la puissance des appareils	> Rationnelle et scientifique basée sur le dégagement calorifique de chaque appareil > Base de données neutres	> Part du principe que la chaleur dissipée dans l’ambiance est directement proportionnelle à la puissance raccordée sans précision de limite. Or, au-delà d’une certaine puissance raccordée pour une surface donnée (appareils pour la grosse industrie) cette fonction n’est plus vraie (effets thermiques et vitesse de flux plus importante)
Autres méthodes
Suivant l’importance du local	> Permet de prédimensionner au début du projet et de vérifier la comptabilité entre le débit calculé par une autre méthode et le volume du local.	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Estimation approximative.
Suivant la surface de cuisson	> Permet un calcul rapide au niveau de l’avant-projet. > Globalement fiable dans le cas d’ensembles de grandes dimensions composés d’appareils divers.	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Valeurs faibles pour les appareils à dégagement de chaleur élevé.
Suivant le nombre de repas servis simultanément	> Simple quand on connaît le nombre de repas servis simultanément (pas toujours le cas dans les cuisines industrielle)	> Ne tient pas compte du matériel installé. > Le terme de repas n’est pas un indication suffisante et judicieuse. > Estimation commune à toute la cuisine (pas de zonage suivant le type de préparation)
Suivant le type d’appareils de cuisson	> Tient compte des appareils en place et est donc plus précise.	> Ne tient pas compte de la puissance des appareils.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Déplacement des charges

Introduction

Contrairement à l’effacement énergétique, le déplacement des charges ou load shifting ne consiste pas à supprimer ou brider une charge, un processus ou une consommation en général mais à la postposer à un moment où l’énergie sera plus abondante et les prix plus avantageux.

C’est ce que nous faisons déjà avec notre machine à laver que nous lançons régulièrement la nuit pour profiter du tarif « nuit » de notre compteur bi-horaire.

Certains processus ne doivent avoir lieu qu’une fois par jour (chauffer le ballon d’eau chaude, lancer le lave-vaisselle ou une machine à laver, faire un back-up serveur, recharger son véhicule électrique, …) ou par semaine (cycle anti-légionnelle, …) et, dans cette fenêtre de temps, le moment auquel l’activité se produit n’a que peu d’importance pour l’occupant. Ces consommations pourront-alors être postposer de quelques heures ou quelques jours pour assurer un prix plus doux et contribuer à l’équilibre du réseau.

L’intégration des objets connectés et des technologies de la communication dans le bâtiment ou « smartbuilding » libère à cet égard un énorme potentiel en automatisant de manière plus conviviale tous ces processus.

Nouvelles installations

Dès la conception de l’installation, on peut envisager l’installation de systèmes d’accumulation d’énergie permettant de déplacer une partie de la consommation pendant les Heures Creuses.

Exemples.

L’utilisation de bâches-tampon ou de bacs à glace, accumulant l’énergie frigorifique, et permettant de réduire la puissance installée jusqu’à 50 %.

Les systèmes de rafraîchissement nocturne des locaux pendant les heures où la température est moins élevée, et principalement la nuit ou très tôt dans la matinée.

La forte inertie du bâtiment favorise également le déplacement de la consommation en heures creuses.

Les systèmes de production d’eau chaude sanitaire à accumulation.

Chauffage électrique des locaux à accumulation la nuit.

Installations existantes

Sur une installation existante, il est possible de :

1°

Planifier le fonctionnement des équipements en ayant à l’esprit la gestion énergétique.

On peut utiliser les horloges de commande ou programmer les automates si ils existent, de manière à déplacer le fonctionnement de certains équipements en dehors des heures critiques.

Exemples.

Effectuer la recharge des batteries électriques la nuit.
Programmer les essais sur les équipements la nuit ou les week-ends, et de toute manière en dehors des heures de pointe.

2°

Prendre des mesures organisationnelles de gestion du travail.

Exemples.

Décalage des horaires de fonctionnement de la buanderie par rapport à la cuisine.

Éviter le fonctionnement simultané d’équipements :
- lave-vaisselle/friteuse,
- chauffage/refroidissement.

Limiter les périodes de préchauffage :
- optimiseur sur les installations de chauffage,
- éteindre et allumer des équipements « just in time ».

Ces mesures organisationnelles doivent être appliquées avec rigueur, car un oubli durant 1/4 h sur le mois et le bénéfice pour le mois est perdu… !

3°

Sensibiliser le personnel

Si chacun est plus ou moins conscient du coût de l’énergie qu’il utilise, personne n’a conscience que le coût de sa tasse de café est fortement fonction de l’heure à laquelle le percolateur a été enclenché !

Expérience :

Dans un home du Brabant Wallon, l’équipe cuisine a été très participante à un programme de diminution de la pointe. Le diagramme de charge du bâtiment lui a été présenté et expliqué.

Réflexion d’une cuisinière à sa collègue : “regarde Louise, la pointe, ici, c’est lorsque tu fais les frites le mercredi !”.

Il a été décidé que friteuses et lave-vaisselle ne devaient plus fonctionner ensemble.

Et deux mois plus tard, les résultats de la réorganisation ont été présentés au personnel, factures à l’appui.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Description des châssis

Les châssis se différencient entre eux par leur matériau constitutif principal, par leur mode d’ouverture, par le détail du profil des ouvrants et par leur performance thermique.

Les parties du châssis

Le dormant

Partie du châssis fixée au gros œuvre. Si le châssis n’a pas d’ouvrant (châssis appelé fixe), le dormant comprendra la feuillure et la parclose de fixation du vitrage

L’ouvrant

Partie mobile du châssis. Les profilés constituant l’ouvrant créent avec ceux du dormant, des barrières étanches à l’eau et à l’air.
Il existe de nombreux types d’ouvrants.

La double barrière d’étanchéité

La barrière d’étanchéité à l’eau et la barrière d’étanchéité à l’air sont physiquement dissociées :

L’étanchéité à l’eau.
Son rôle est d’empêcher au maximum le passage de l’eau. Elle est située du côté extérieur, protégeant la barrière d’étanchéité à l’air des sollicitations climatiques.
L’étanchéité à l’air.
Elle est située du côté intérieur et composée habituellement de joints d’étanchéité en matériau souples susceptibles de perdre leur efficacité sous l’action de l’humidité et des rayons ultraviolets.

Entre les deux barrières se trouve une zone de drainage, appelée chambre de décompression.

Une troisième barrière (ou frappe) peut être prévue dans le profilé assurant une amélioration de l’isolation acoustique du châssis. Celle-ci se place du côté intérieur du châssis.

Le principe de la double barrière d’étanchéité est actuellement appliqué sur la quasi-totalité des châssis de menuiserie extérieure et ceci quel que soit le matériau de base (bois, aluminium, PVC, PUR).

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

du nombre de frappes (simple, double ou triple) entre les ouvrants et les dormants,
de la présence et de l’emplacement des joints,
de la continuité des joints dans un même plan et dans les angles).

La chambre de décompression

Elle se trouve entre les barrières d’étanchéité à l’air et à l’eau.

Elle assure :

Le drainage et l’évacuation, par le biais des exutoires de drainage, des eaux qui n’ont pas pu être retenues par la barrière d’étanchéité à l’eau.

La réduction de la pression du vent sur le joint d’étanchéité à l’eau.

L’absence d’eau en contact avec le joint d’étanchéité à l’air.

Le principe d’équilibre des pressions dans la chambre de décompression :

La pression atmosphérique qui règne dans la chambre de décompression est identique à celle exercée du côté extérieur du châssis étant donné que ces deux zones communiquent entres elles par le biais des exutoires de drainage. Par contre, la chambre de décompression est isolée de l’ambiance intérieure par la barrière à l’air.
Dès lors, une goutte d’eau située à la hauteur de la barrière d’étanchéité à l’eau ne subit aucune poussée vers l’intérieur permettant ainsi de limiter les risques d’infiltration d’eau au sein du châssis.

Feuillure et parcloses

La feuillure permet de recueillir l’eau infiltrée dans le joint entre le vitrage et le châssis, suite à une perte d’efficacité ou d’une discontinuité du joint d’étanchéité en mastic.

Le fond de feuillure doit permettre un positionnement correct des cales de support du vitrage.

Le drainage de fond de feuillure est obligatoire pour le double vitrage : il évite toute présence d’eau stagnante dans la feuillure, risquant de s’infiltrer entre les deux vitres.
Le tableau suivant donne les hauteurs utiles minimales (en mm) des feuillures en fonction de la surface du vitrage en m². Ces hauteurs doivent être augmentées des déformations éventuelles des supports.

	Surface S du vitrage [en m²]
	< 0.25	0.25 < S < 2	2 < S < 6	6 < S
Simple vitrage	10 mm	13 mm	18 mm	25 mm
Double vitrage	18 mm	8 mm	18 mm	25 mm

Les parcloses servent à fixer le vitrage et à permettre son emplacement. Leur hauteur doit araser celle de la feuillure. Elles doivent pouvoir se démonter pour permettre le remplacement du vitrage.
Les systèmes de fixation des parcloses sont multiples :

par pointage ou vissage,
par clipsage sur des boutons,
par clipsage sur des ressorts ou des rainures,
par vissage en applique.

Les conduits de drainage

Ils permettent l’évacuation des eaux infiltrées dans la chambre de décompression ou dans la feuillure.

Ils doivent répondre à certains critères :

Ils doivent déboucher à l’extérieur ou en amont de l’étanchéité à l’air.

Ils doivent être équidistants de 50 cm au maximum et situés à proximité immédiate des angles du châssis.

Leur section doit être comprise entre 0,5 et 2,5 cm², selon leur exposition.

La différence de niveau entre la chambre de décompression et le débouché de l’exutoire doit être de 4 mm au minimum (14 mm est recommandé).

Les calages

Leur fonction est d’assurer le maintien correct du vitrage dans la feuillure. Des cales ponctuelles évitent le contact entre le vitrage et le châssis et permettent de reporter le poids du vitrage sur des points précis du châssis.

Un mauvais calage entraîne souvent un décollement des intercalaires entre les feuilles des doubles vitrages. Il y a donc embuage, ce qui rend ce vitrage inopérant thermiquement et crée un voile intérieur.

Les cales doivent être en matériaux imputrescibles et compatibles avec les produits de calfeutrement choisis et avec les matériaux des châssis (en bois, en polychloroprène, en élastomères, en plomb, …).

Il existe différents types de cales :

Les cales latérales ou d’espacement (C1) :
ces cales empêchent le vitrage de bouger. Elles sont nécessaires durant la période pendant laquelle le mastic n’a pas encore acquis sa plasticité définitive.
Les cales périphériques ou de distance (C2) :
ces cales doivent permettre la libre dilatation du verre et pour se faire, elles ne sont jamais placées en serrage (on laisse un léger jeu ou on utilise un matériau de dureté moindre que celui utilisé pour les cales d’appui).
Les cales d’assises ou de support (C3) : ces cales doivent avoir une largeur suffisante pour assurer un appui efficace sur toute l’épaisseur du vitrage.

L’emplacement des cales dépend de plusieurs paramètres tels que le type d’ouvrant, le système de verrouillage et le système de suspension.

Les joints d’étanchéité

Ils assurent l’étanchéité des feuillures à l’eau et à l’air tout en compensant ou en absorbant les dilatations, les déformations et les vibrations sans perdre leurs caractéristiques avec les temps.

On distingue les mastics plasto-élastiques associés aux préformés de bourrage et les préformés élastiques.

Le casse-goutte

Il est destiné à empêcher que l’eau accidentellement attirée vers l’intérieur du châssis ne puisse atteindre la barrière d’étanchéité à l’air. Ce dispositif est donc placé en aplomb de la chambre de décompression et en avant de la barrière d’étanchéité à l’air.

Pour assurer une efficacité suffisante du casse-goutte en cas de châssis fortement exposé, les grandeurs suivantes sont recommandées : une largeur de 6 mm et une profondeur de 4 mm minimum.

Les types d’ouvrants

Types d’ ouvrants (vus de l’intérieur)

Pivot à axe vertical :

À la française : vantail ouvrant vers l’intérieur.

À l’anglaise : vantail ouvrant vers l’extérieur.

Pivotant simple : vantail ouvrant vers l’intérieur en partie gauche vers l’extérieur en partie droite.

Pivot à axe horizontal :

Pivotant à axe horizontal : vantail ouvrant vers l’intérieur en partie haute et vers l’extérieur en partie basse.

À visière : vantail ouvrant principalement vers l’extérieur.

Oscillo-battant : 2 types d’ouverture vers l’intérieur.

Basculante : vantail ouvrant vers l’intérieur.

Coulissant :

Coulissante : translation horizontale.

A guillotine : translation verticale.

Le châssis en bois

Châssis en bois.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression.
Exutoires de drainage.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air.
Canal de drainage de la feuillure du vitrage.

Châssis bois avec rejet d’eau en aluminium fixé au dormant.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe avec joint périphérique continu : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.

Caractéristiques thermiques

Les châssis en bois ont un coefficient de transmission thermique U_f peu élevé par rapport à leur homologue métallique.

De plus, certains châssis d’apparence bois comprenant des cavités ou constituées de plusieurs plis de lamellés collés présentent des performances thermiques accrues.

Les types de bois pour les menuiseries

Le tableau suivant reprend les caractéristiques des différents types de bois (nomenclature et durabilité) et leurs performances.

Nom commercial	Nom botanique	Durabilité	Couleur	Préservation (*)
Convient pour portes et fenêtres :
Acajou d’Afrique	Khaya spp	III	rose à rouge brun clair	1
Acajou d’Amérique	Swietenia macrophylla	II	rouge brun à brun clair	1
Afromosia	Pericopsis elata	I/II	brun doré	1
Chanfuta, Lingué	Afzelia spp.	I	ocre clair à rouge brun	1
Afzélia Doussié	Afzelia bipindensis	I	ocre clair à rouge brun	1
Chêne d’Europe	Quercus robut et Q. petrea	II/III	jaune à jaune brun pâle	2
Chêne blanc d’Amérique	Quercus spp.	II/III	clair à brun doré	2
Epicea	Picea abies	IV	jaune brun blanchâtre	3
Framiré	Terminialia ivorensis	II/III	jaune à jaune brun pâle	2/3
Hemlock	Tsuga heterophylla	IV	gris jaune à gris brun	3
Iroko (Kambala)	Chlorophora excelsa et C. regia	I/II	jaune doré à brun foncé	1
Jatoba	Hymenaea courbaril	II	rouge orangé à brun	1
Makoré	Tieghemelle hexkelii	I	brun rosâtre à brun rouge	1
Mengkulang	Heritiera app.	IV	brun rouge	3
Merandi,Red	Shorea spp.	II/IV	brun rouge à brun rosâtre	2/3
Merbeau	Intsia	I/II	brun clair à brun rouge	1
Moabi	Baillonella toxisperma	I	brun rosâtre à brun rouge	1
Movingi	Distemonanthus benthamianus	III	jaune pâle à jaune	2
Niangon	Hertiera utili et h.densiflora	III	brun rosâtre à brun rouge	1
Douglas ( ou Oregon pine)	Pseudotsuga menzieslii	III	clair à brun clair	2/3
Padouk	Pterocarpus soyauxii	I	rouge à brun violacé	1
Panga-panga	Millettia stuhlmannii	II	brun noir	1
Pin des Landes	Pinus penaster	III/IV	brun rougeâtre strié	3
Pin du Nord	Pinus sylvestris	III/IV	clair à brun rouge jaunâtre	3
Pin sylvestre	Pinus sylvestris	III/IV	clair à brun rouge jaunâtre	3
Pitch-pine	Pinus caribea	III	brun clair à brun rouge	2/3
Sapelli	Entandrophragma cylindricum	III	brun rouge	1
Sipo	Entandrophragma utile	II/III	brun rouge	1
Southern pine	Pinus spp.	III	brun jaune clair	3
Tatajuba	Bagassa quianensis	I/II	brun doré	1
Teck	Tectona grandis	I	brun moyen à foncé	1
Tola	Gossweilerodendron balsamiferum	II/III	brun jaune rosâtre	2
Tornillo	Cedrelinga catenaeformis	III	brun rose à brun havane	2
Wengé	Millettia laurentii	II	brun noir	1
Western pine	Pinus spp.	IV	jaune à brun rouge clair	3
Western red cedar	Thuya plicata	II	brun	2
Convient moins pour portes et fenêtres :
Azobé	Lophira alata	I/II	rouge mauve	1
Balau, Red	Shorea spp.	III/IV	rouge brun à brun gris	2/3
Balau, Yellow/ Bangkirai	Shorea spp.	II/III	brun jaune à brun rouge	1
Bilinga	Naucla diderrichij et N. gilletii	I	jaune orangé à ocre	1
Jarrah	Eucalyptus marginata	I	brun rouge	1
Kapur	Dryobalanops spp.	II	rouge brun à brun gris	1
Keruing	Dipterocarpus spp.	III	brun à brun rouge	1
Kosipo	Entandrophragma candollei	II/III	rouge violacé à brun	1
Mélèze Larix	decidua	III	brun rouge	2/3
Robinier	Robinia pseudoacacia	I/II	vert jaune à brun doré	1
Tiama	Entandrophragma angolense	III	rouge brun à brun gris	1

(*) La préservation du bois :

1 = pas nécessaire
2 = finition comprenant ou précédée d’un traitement de surface C1
3 = préservation en profondeur souhaitable
2/3 = préservation souhaitable en cas de présence d’une part importante d’aubier ou de durabilité générale inférieure des éléments concernés (pour plus de détail, se référer au point suivant : traitement et entretien du bois).

Traitement et entretien de la menuiserie

Un traitement de la menuiserie comprend deux opérations distinctes :

La protection
La finition

Un choix adéquat de la protection et de la finition ainsi qu’un entretien régulier et approprié de la finition assurera la conservation des menuiseries extérieures.

La protection

La protection est nécessaire lorsque le bois n’a pas une durabilité naturelle suffisante contre les attaques éventuelles de champignons et/ou d’insectes.

Type de protection

Description du produit

A3 : procédé de préservation

produit soluble dans l’eau, appliqué par immersion ou par imprégnation sous vide;
non filmogène (perméable à la vapeur d’eau);
contient des fongicides contre la pourriture, un insecticide et un agent antibleu ( facultatif).

C1 : produit de préservation

incolore ou légèrement pigmenté
non filmogène (perméable à la vapeur d’eau), teneur en matières sèches : 10 à 20 %;
contient un fongicide contre le bleuissement et la pourriture ainsi qu’un insecticide;
épaisseur indicative par couche : 1 à 5 µm ( à l’état sec).

La finition

La finition du bois est réalisée après la protection éventuelle du matériau et comprend généralement plusieurs couches.

Elle est obligatoire. En effet, la pose d’une menuiserie extérieure en bois sans finition n’est pas conforme aux dispositions générales des STS.

Elle ne peut être appliquée que sur des éléments en bois suffisamment durables pour résister à tous les agents d’agression susceptibles d’affecter le matériau.

Elle permet de remplir les fonctions suivantes :

Rehausser l’aspect esthétique.
Préserver le bois des agressions climatiques telles que :
- les rayonnements ultraviolets et infrarouges, grâce aux pigments;
- les variations importantes du taux d’humidité sous l’effet des précipitations, de l’humidité relative de l’air et des vents, augmentant les risques de fissuration et de déformation des éléments des menuiseries.
- le lessivage des substances ligneuses et le tachage dû à l’humidité.
Faciliter l’entretien.
Accroître la longévité de la menuiserie.

Les produits de finition se différencient par le degré de perméabilité à la vapeur qu’ils offrent, allant de peu perméable (filmogène) à perméable (peu filmogène).

Types de finitions	Descriptions
Peu filmogène :
C2 : lasure légèrement pénétrante avec fongicide	pigmentée; légèrement filmogène, teneur en matières sèches : 20 à 35 %; contient des biocides pouvant avoir une action fongicide (contre les champignons), insecticide et anti-bleuissement; épaisseur indicative par couche : 15 à 20 µm (à l’état sec). Ce type de finition est le seul assurant en outre une protection préventive du bois.
Entretien : nettoyage de la menuiserie, suivi immédiatement de l’application d’une nouvelle couche de produit 1 à 2 an après la mise en œuvre.
Semi filmogène :
C3 : lasure légèrement pénétrante sans fongicide	pigmentée; nettement filmogène, teneur en matières sèches : 20 à 35 %; contient uniquement un fongicide contre le bleuissement; épaisseur indicative par couche : 15 à 20 µm (à l’état sec).
CTOP : lasure satinée ou top coat	pigmentée; nettement filmogène, teneur en matières sèches : 35 à 60 %; contient uniquement un fongicide contre le bleuissement (ne protège que le film); épaisseur indicative par couche : 20 µm (à l’état sec).
Entretien : nettoyage, puis un léger ponçage du bois et dépoussiérage, suivis de nouvelles applications du produit 2 à 4 après le dernier traitement.
Filmogène :
Peinture	pigmentée; caractère filmogène prononcé, teneur élevée en matières sèches; ne contient pas de biocides; épaisseur indicative par couche : > 30 µm (à l’état sec).
Entretien : nettoyage, décapage, dépoussiérage et remise en peinture des portes et des fenêtres 3 à 7 ans (ou plus) après la première mise en peinture.

La durabilité de la finition dépend des facteurs suivants :

l’état et la préparation du support;
la méthode d’application et l’utilisation correcte du produit;
la conception des éléments de la menuiserie (forme des profilés, assemblage, drainage du vitrage, éviter la stagnation d’eau, …)
l’exposition de la menuiserie aux conditions climatiques, …

Notons que l’entretien d’une finition peu filmogène, lorsqu’il est effectué en temps opportun est sensiblement plus aisé (simple enduisage) que celui d’une finition filmogène. Cette dernière bien que plus durable exige une plus grande maîtrise de la part de l’applicateur.

Entretien curatif

Si l’entretien est inexistant ou n’a pas été réalisé régulièrement, le bois sous-jacent sera sensiblement dégradé et fissuré. Les travaux préparatoires à la rénovation complète de la finition exigeront bien plus qu’un simple grattage des couches anciennes de la finition et l’application de nouvelles couches. Ils comprendront notamment :

le dégraissage,
le ponçage de la surface du bois,
le bouchage des fissures,
l’application de mastic dans les joints des vitrages et le remplacement éventuel des parecloses détériorées,
la réfection des assemblages disloqués.

Mesures de protection contre la condensation interne au bois

La condensation interne dans la masse du bois des menuiseries est évitée lorsque la résistance à la diffusion de vapeur de la finition intérieure est suffisamment grande par rapport à celle de la finition extérieure.

Le bois étant perméable à la vapeur d’eau, celle-ci aura tendance à traverser le châssis de l’intérieur vers l’extérieur pour atteindre l’équilibre.
Si une couche de finition extérieure peu perméable à la vapeur empêche celle-ci de sortir du châssis, celle-ci risque de rester piégée au sein du châssis.

C’est pourquoi on préfère limiter les risques d’infiltration et empêcher au maximum la vapeur de pénétrer dans le châssis par l’intérieur.
Ce principe est respecté lorsque la finition intérieure est filmogène (peinture ou vernis) et la finition extérieure est non filmogène.

Si les finitions intérieures et extérieures sont toutes 2 des peintures, le nombre de couches intérieures doit être suffisant par rapport au nombre de couches extérieures.

Coût des châssis en bois (estimation vitrages non compris)

Leur prix varie selon le type de bois utilisés :

Dark Red Meranti	148	à 190	€/m² de baie
Merbau	170	à 228	€/m² de baie
Afzélia	200	à 297	€/m² de baie

Il faut y rajouter les traitements du bois :

Couche d’imprégnation + 2 couches de finition :	12	à 14	€/m² de baie
Couche supplémentaire d’entretien :	4	à 5	€/m² de baie

Remarque : les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA, mais ne tiennent pas compte des traitements de protection. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en aluminium

Très différents des menuiseries en bois, les châssis en aluminium comportent des profilés extrudés creux fixés au moyen d’attaches mécaniques.
Étant donné la forte conductivité thermique de l’aluminium, un principe de coupure thermique en matériau isolant a été conçu pour répondre aux exigences en matière de confort thermique : une isolation est introduite entre deux profilés, l’un intérieur et l’autre extérieur, évitant ainsi tout contact alu-alu.

Châssis en aluminium à coupure thermique.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée.
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Mousse isolante.

Il existe de nombreux types de profilés isolés mais le choix d’isolants formant la coupure thermique est nettement plus limité. Les isolants utilisés sont souvent un polyamide renforcé en fibre de verre ou des isolants fabriqué à partir de résines.

Caractéristiques thermiques

Pour ces châssis, la performance thermique dépendra largement du détail de la fenêtre.
Actuellement, on ne conçoit plus un châssis en aluminium sans coupure thermique.

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en aluminium.

Traitement de surface

Le châssis en aluminium ne requiert aucun traitement pour être maintenu en bon état. C’est l’oxydation naturelle se formant sur la surface qui assure la protection. Toutefois, le métal vieillit et prend une couleur grise irrégulière. C’est donc pour des raisons esthétiques que l’on traite la surface :

soit, par la pose d’une couche de laque,
soit, par anodisation.

Coût (estimation vitrages non compris)

Aluminium laqué avec coupure thermique :

245

314

€/m² de baie

Les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA, mais ne tiennent pas compte des traitements de protection. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en acier

Comme les châssis en aluminium, les châssis en acier comportent des profilés extrudés creux fixés au moyen d’attaches mécaniques.
Étant donné la forte conductivité thermique de l’acier, un principe de coupure thermique en matériau isolant a été conçu pour répondre aux exigences en matière de confort thermique.

Châssis en acier.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Mousse isolante.

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en acier.

Coût (estimation vitrages non compris)

Acier laqué

248

322

€/m² de baie

La fourchette de prix mentionnée est donnée à titre indicatif. Le prix prévoit la fourniture et la mise en œuvre hors TVA. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en PVC

Le PVC est thermoplastique c’est-à-dire susceptible de ramollir sous l’action de la chaleur et de durcir sous l’action du froid.

La composition chimique de ce matériau est variable et les adjuvants au PVC jouent un rôle considérable.
Ils permettent :

de réduire la fragilité du matériau : on parlera de raideur de type A ou B selon la composition,
de faciliter sa mise en forme,
d’empêcher les dégradations causées par la chaleur, l’oxydation et le rayonnement solaire.

Châssis en PVC à trois chambres.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Renfort en acier zingué éventuel.

Lorsque ce type de châssis est amené à former de grandes baies, il convient de le rigidifier. Certaines marques de châssis en PVC peuvent être renforcés par des profils métalliques (tel le renfort en acier zingué illustré sur le schéma ci-dessus). D’autres prévoient des renforcements uniquement pour certaines pièces en fonction des sollicitations auxquelles elles sont soumises, et de la raideur du PVC utilisé.

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en PVC, cliquer ici !

Le terme « chambres » est utilisé pour désigner les subdivisions se succédant dans la largeur du profilé extrudé creux.

Coût (estimation vitrages non compris)

PVC	170	220	€/m² de baie
PVC renforcé	185	240	€/m² de baie

Les fourchettes de prix mentionnées sont données à titre indicatif. Les prix prévoient la fourniture et la mise en œuvre hors TVA. Ils concernent les ouvrages courants. Ils dépendent des dimensions moyennes des châssis, de leurs formes et des types d’ouvertures.

Le châssis en fibre de verre

Il s’agit des profilés creux réalisés par pultrusion qui sont joints ensemble par des attaches mécaniques.

Caractéristiques thermiques

Des menuiseries en fibre de verre ont été lancées sur le marché mais la nouveauté du produit fait que les performances en service doivent encore être déterminées. En général, le châssis en fibre de verre, s’il est bien conçu, possède une valeur isolante plus élevée que le châssis de bois.

Le châssis en polyuréthane

Le châssis en polyuréthane est constitué d’un matériau thermodurcissable utilisé notamment pour la fabrication de pièces plastiques, de peintures, de mousses isolantes,… Ce matériau offre une très grande liberté de conception.

Châssis en polyuréthane.

Première frappe : étanchéité à l’eau.
Chambre de décompression drainée
Récupération des eaux et évacuation vers l’extérieur.
Deuxième frappe : étanchéité à l’air
Chambre pour loger la quincaillerie.
Troisième frappe : amélioration acoustique.
Insert tubulaire en aluminium.

Lorsque ce type de châssis est amené à former de grandes baies, il convient de le rigidifier au moyen de profils métalliques (tel l’insert tubulaire en aluminium illustré sur le schéma ci-dessus).

Caractéristiques thermiques

Pour connaitre les valeurs du coefficient de transmission thermique U_f des châssis en polyuréthane.

Coût (estimation vitrages non compris)

PUR laqué

248

322

€/m² de baie

Les châssis composés

Il s’agit de menuiseries faites de matériaux combinés.

De nombreuses combinaisons sont possibles à condition que les matériaux soient chimiquement compatibles.
Les performances des châssis composés sont généralement difficiles à évaluer. En toute logique, l’objectif est d’exploiter les avantages des différents matériaux.

Par châssis composés, on entend soit :

Des châssis composés d’un ouvrant et d’un dormant de matériaux différents

Par exemple :

le dormant est en aluminium et l’ouvrant en PVC,
le dormant est en bois recouvert d’aluminium et l’ouvrant en aluminium.

Des châssis dont le profil est constitué de plusieurs matériaux :

Les châssis en bois et aluminium :

Ces châssis sont construits en bois divers, leur face extérieure est recouverte de profilés étirés d’aluminium, d’une épaisseur de 2 mm brossés ou prélaqués. Entre le bois et l’aluminium se trouve un profilé en PVC (λ = 0,14 W/mK), servant de coupure thermique évitant le contact entre les deux matériaux.

Profilés étirés en aluminium
Profilés en PVC
Châssis en bois
Vide ventilé.

Précautions particulières

Le revêtement en aluminium ne doit pas être en contact avec le verre car cela augmente le risque de casse thermique et de condensation interne.

Étant donné que le revêtement en aluminium empêche le passage de la vapeur vers l’extérieur, il faut veiller à ce que les autres surfaces du bois comportent un pare-vapeur (peinture ou vernis) afin d’être protégées contre l’accumulation excessive d’humidité à la surface extérieure du bois.
En théorie, le vide ventilé par l’extérieur prévu entre le bois et le profilé en aluminium permet l’évacuation des eaux condensées dans le bois, afin d’éviter le pourrissement de ce dernier.

Les châssis en bois et liège :

Le liège inséré dans le châssis permet d’augmenter l’isolation thermique de celui-ci.

Châssis en bois et liège.

1. Bois.
2. Liège.
3. Première frappe : étanchéité à l’eau.
4. Deuxième frappe : étanchéité à l’air.
5. Troisième frappe : amélioration acoustique.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Rendu des couleurs

Toute source lumineuse, qu’elle soit naturelle ou artificielle présente un spectre lumineux qui lui est particulier.

La lumière naturelle, provenant du rayonnement du soleil et du ciel, présente un spectre visible (rayonnement dont la longueur d’onde est comprise entre 380 et 760 nanomètres (nm)) de forme continue. Le mélange des diverses radiations qui constituent ce spectre forme, par définition, la lumière dite blanche : c’est la seule qui permette à l’œil d’apprécier avec la plus grande exactitude la couleur des objets et les plus délicates de leurs nuances. Les différentes radiations colorées composant la lumière naturelle apparaissent aisément lors de leur réfraction et réflexion par des gouttes d’eau, comme dans l’arc-en-ciel.

Étant donné que l’œil est conçu pour la lumière du jour, la lumière émise par les sources artificielles devrait avoir la même composition spectrale que celle du soleil et du ciel : c’est le seul moyen pour que ne soit pas altérée la vision des couleurs. En effet, un corps coloré réfléchit sélectivement les radiations colorées qu’il reçoit : le système visuel regroupe les différentes radiations réfléchies et donne une sensation de couleur. La couleur perçue est donc intimement dépendante du spectre lumineux émis. À cet égard, les lampes à incandescence ou à fluorescence de type courant ne donnent pas entièrement satisfaction quoique de grands progrès ne cessent d’être accomplis dans ce sens. Par exemple, dans une cafétéria éclairée par des lampes fluorescentes de type courant on constate le changement apparent de couleur des vêtements, plus spécialement si ceux-ci sont dans les tons rouges ou oranges à la lumière du jour.

A gauche, sous une lampe incandescente (IRC ou Ra = 100).
A droite, sous une lampe au sodium haute pression (IRC ou Ra = 25).

L’ambiance lumineuse ressentie par les occupants dépend donc du rendu des couleurs, pour le qualifier on définit :

L’indice de rendu des couleurs (IRC ou Ra) : L’IRC est compris entre 0 et 100, 100 étant l’IRC de la lumière naturelle qui restitue toutes les nuances de couleur et 0 étant l’absence de couleur reconnaissable. Une différence de 5 points sera perceptible pour l’œil humain.

Sous l’éclairage naturel Ra = 100 et sous une lampe à vapeur de sodium Ra = 25.

Plage d’IRC	Perception des couleurs
Ra < 25	faible
25 < Ra < 65	moyenne
65 < Ra < 90	bonne
90 < Ra	élevée

On définit aussi des classes d’IRC en fonction de la plage d’IRC :

Classe d’IRC	IRC
1A	Ra > 90
1B	90 > IRC > 80
2	80 > IRC > 60
3	60 > IRC > 40

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Coefficient de réflexion des parois

Valeurs pour les parois courantes

Facteurs de réflexion de quelques surfaces intérieures
Peintures :		Autres matériaux de construction :
blanc	0,70 à 0,80	plâtre blanc	0,7 à 0,80
jaune	0,50 à 0,70	marbre blanc propre	0,80 à 0,85
vert	0,30 à 0,60	brique blanche propre	0,62
gris	0,35 à 0,60	brique rouge	0,10 à 0,20
brun	0,25 à 0,50	brique rouge usagée	0,05 à 0,15
bleu	0,20 à 0,50	aluminium poli	0,6 à 0,75
rouge	0,20 à 0,35	aluminium mat	0,55 à 0,60
noir	0,04	émail blanc	0,65 à 0,75
Bois :		vitrages	0,08 à 0,40
bouleau clair, érable	0,55 à 0,65	crépis blanc neuf	0,70 à 0,80
chêne vernis clair	0,40 à 0,50	crépis blanc usagé	0,30 à 0,60
chêne vernis foncé	0,15 à 0,40	béton neuf	0,40 à 0,50
acajou, noyer	0,15 à 0,40	béton ancien	0,05 à 0,15
Papiers peints :
très clairs (blanc, crème)	0,65 à 0,75
clairs (gris, jaune, bleu)	0,45 à 0,60
foncés (noir, bleu, gris, vert, rouge)	0,05 à 0,36

Coefficients de réflexion recommandés

Dans la norme EN 12464-1 on préconise des plages utiles pour les principales parois des locaux :

Parois	Coefficient de réflexion
plafond	0.6 à 0.9
murs	0.3 à 0.8
plan utile	0.2 à 0.6
sol	0.1 à 0.5

Dans la pratique on recommandera les valeurs par défaut suivantes :

Parois	Coefficient de réflexion
plafond	0.7
murs	0.5
sol	0.3
plan utile	0.2 à 0.6

Cas particulier : La couleur des lignes de jeux

Un bon tracé des lignes de jeux ayant des facteurs de réflexion différents ou des couleurs bien contrastées est indispensable pour faciliter la perception visuelle; aucun éclairage, aussi bon soit-il, n’y suppléerait.

Les tracés de jeu doivent être très contrastés par rapport au sol qui est soit de couleur verte, soit d’une couleur désaturée (cas des parquets ou même des revêtements de sol brique par exemple). Ils devront donc être soit blanc ou rouge, jaune, bleu etc… (couleurs opposées au vert) et de couleur très vive (très saturée).

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation des photocopieurs

Puissance en fonction du nombre de copies par minutes

Le marché étant tellement vaste, on se réfère à une étude menée par Energy Star qui intègre sur son site un module de calcul des consommations de différents équipements de bureautique.

Les tableaux et les graphiques ci-dessous montrent des puissances moyennes pour des photocopieuses couramment rencontrées sur le marché en intégrant trois modes de fonctionnement (actif, attente et arrêt).

Photocopieuses conventionnelles	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Photocopieuses conventionnelles	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	8	110	115
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	17	163	177
Photocopieuse haute vitesse (> 45 copies par minute).	33	259	313

Source Energy Star.

Pour montrer l’importance de la prise en charge de l’efficience énergétique des équipements par les constructeurs, les tableaux et les graphiques ci-dessous montrent des puissances moyennes pour des photocopieuses labellisées sur le marché en intégrant trois modes de fonctionnement (actif, attente et arrêt).

Photocopieuses labellisées	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Photocopieuses labellisées	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	2	34	115
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	11	97	177
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	12	199	313

Source Energy Star.

Comme pour la plupart des autres équipements de bureautique, c’est la maîtrise des puissances dissipées en mode « attente » qui prédomine; en effet, dans la plupart des institutions, les périodes pendant lesquelles les équipements de bureautique sont en « standby » dépassent largement les autres périodes signifiant que c’est à ce niveau que se marque la différence énergétique.

Mode de fonctionnement

Une étude américaine (LBNL 2004 : Lawrence Berkeley National Laboratories) sur les consommations d’énergie électrique montre que les photocopieuses sont branchées 365 jours/an.

Pour des équipements non labellisés le nombre d’heures de fonctionnement par type de mode est repris ci-dessous sous forme de tableau et de graphique :

Photocopieuses non labellisées	Heures par jour (source Energy Star)
Photocopieuses non labellisées	Mode arrêt	Mode attente	Mode marche
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	6,2	8,9	8,9
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	3,2	8,2	12,6
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	3,4	7,4	13,2

Source Energy Star.

Idem pour les équipements qui ont le label Energy Star :

Photocopieuses labellisées	Heures par jour ( source Energy Star)
Photocopieuses labellisées	Mode marche	Mode attente	Mode arrêt
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	13,1	1,2	9,7
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	12,4	2,4	9,2
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	8,2	3,6	12,2

Source Energy Star.

Lorsque les constructeurs d’équipements de bureautique tiennent compte du label Energy Star, on se rend compte que les temps d’arrêt prédominent sur les deux autres modes; ce qui est tout bénéfice pour la réduction des consommations d’énergie.

Consommation énergétique

Les photocopieurs et les imprimantes laser fonctionnent suivant le même principe. En fonctionnement, un photocopieur typique consomme, par rapport à sa consommation globale,

75 % pour le chauffage du tambour de fusion et du cylindre photosensible,
15 % pour l’électronique de commande,
10 % pour l’entraînement et l’exposition.

En mode stand-by, une consommation d’énergie est nécessaire principalement pour maintenir les éléments chauffants à une température minimum leur permettant d’être opérationnels instantanément. Les photocopieurs ayant, comme les imprimantes, une utilisation fort intermittente, c’est sur cette consommation résiduelle qu’il faudra agir en priorité.

Suivant les puissances dissipées au niveau des différentes types de photocopieuses caractérisées par leur cadence de copies, l’étude américaine menée par Energy Star donne une estimation des consommations d’énergie électrique dans le tableau suivant et sous forme graphique pour différents types de gestion :

Photocopieuses labellisées	Consommation énergétique ( source Energy Star) [kWh/an]
Photocopieuses labellisées	Gestion basse énergie activée	Gestion basse énergie présente mais désactivée	Gestion conventionnelle
Photocopieuse basse vitesse (0-20 copies par minute).	433	751	747
Photocopieuse moyenne vitesse (21-44 copies par minute).	730	1 355	1 317
Photocopieuse basse vitesse (> 45 copies par minute).	1 696	2 373	2 252

Source Energy Star.

Il faut toutefois rester prudent par rapport aux heures journalières et aux jours prestés annuellement au niveau de cette étude, car comme tout le monde le sait, les américains ne s’arrêtent jamais de travailler, sauf naturellement pour le « thanksgiving ».

L’étude prend 365 jours par an pour calculer les temps intervenant pour les modes « en marche », « en attente » et « arrêt ». Or en Belgique, on tient compte des périodes de congés en se basant sur 240 jours de travail par an; ce qui change un peu la donne.

Plus intéressant, c’est de constater que les consommations électriques diminuent de manière draconienne (entre 30 et 45 %) lorsqu’on passe d’un équipement non labellisé sans gestion énergétique à un équipement labellisé dont la gestion est activée.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réparer l’étanchéité d’une toiture plate

Comment réagir en fonction des altérations de la membrane d’étanchéité ?

Il est essentiel de réagir rapidement lorsqu’une membrane d’étanchéité présente des signes de vétusté ou des désordres importants, afin d’éviter toute infiltration qui pourrait mettre en péril la stabilité du support ou l’efficacité de l’isolant.

Lorsque l’étanchéité bitumineuse existante est vétuste, mais ne pose pas de graves problèmes, elle peut être conservée comme sous-couche. Dans ce cas, après préparation de cette sous-couche, peut y être collée ou soudée une membrane de bitume polymère avec armature polyester de façon à reconstituer ainsi une étanchéité multicouche.

Évaluer

Pour évaluer l’état de la membrane d’étanchéité.

Le tableau ci-dessous indique en fonction des désordres constatés, les réactions nécessaires

Désordre	Réaction
Blessure. Plante isolée.	Réparation locale.
Déchirure isolée.	Suppression des tensions et réparation locale.
Végétation. Usure de la protection UV. Boursouflure isolée.	Entretien, régénération de la protection UV (gravier ou peinture) et réparations locales.
Algues. Mousse. Déchets, gravats.	Enlèvement, nettoyage, contrôle étanchéité (réparations locales éventuelles).
Déchirures généralisées. Boursouflures généralisées. Défauts des fixations mécaniques.	Remplacement de la membrane.
Membrane bitumineuse vétuste, mais sans grave problème.	Pose d’une nouvelle membrane sur la membrane existante de façon à constituer ainsi une étanchéité bitumineuse bicouche.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isolation sur les pannes (panneaux auto-portants)

Isolation par panneaux autoportants.

Couverture.
Languette d’assemblage.
Lattes.
Panneau de toiture préfabriqué.
Raidisseur du panneau.
Isolant du panneau.
Pare-vapeur intégré éventuel.
Plaque inférieure du panneau.
Panne.

Le principe

Les éléments de toiture auto-portants préfabriqués en usine sont directement posés parallèlement à la pente de toiture, sur les pannes.

Les panneaux isolants préfabriqués.

Les joints entre éléments autoportants étant rendus étanches à l’eau à leur face supérieure et à l’air et à la vapeur à leur face inférieure (exemple : par injection de mousse), ils assument à eux seuls, 4 fonctions de la toiture :

celle de la sous-toiture,
celle de l’isolant,
celle de l’écran étanche à l’air et à la vapeur,
et celle de la finition intérieure du plafond.

Jonction entre éléments.

En outre, ils remplacent les chevrons et les contre-lattes.

Les éléments autoportants

Les éléments autoportants peuvent être classés en deux grands groupes :

1. Les éléments autoportants ouverts

Élément autoportant ouvert.

Ils sont constitués d’une plaque de particules ou de multiplex de 1 à 6 m (ou plus) de longueur raidis par des chevrons; les compartiments ainsi formés, sont remplis d’isolant, visible sur la face supérieure des éléments.

Lattes en bois servant de chevron et de contre-latte.
Isolation (PUR, PIR, XPS, EPS).
Plaque continue.

Il existe également sur le marché, des éléments autoportants à isolation continue. Dans ce cas il n’y a pas de chevrons fixés à la palque de base mais des contre-lattes sont fixées au-dessus de l’isolant.

Élément autoportant ouvert à isolation continue.

2. Les éléments autoportants sandwiches

Eléments autoportants sandwiches.

Les éléments autoportants sandwiches sont constitués d’un isolant revêtu sur ses deux faces d’une plaque de particule ou d’un multiplex. La face supérieure est généralement munie de contre-lattes.

Contre-latte.
Isolation.
Plaques.
Languette mobile.


Isolation en laine de roche.	Isolation en polyuréthane.	Isolation en polystyrène.

Conseils de mise en œuvre

Les panneaux autoportants sont placés sur les pannes parallèlement à la pente de toiture.

Les joints parallèles au faîtage sont à éviter, car leur étanchéité à la pluie est difficile à réaliser. On choisit donc des panneaux suffisamment long que pour couvrir toute la longueur de la toiture.

La plupart des éléments auto-portants sont conçus pour prévenir tout pont thermique à la jonction de deux éléments ainsi que pour empêcher tout mouvement différentiel dans le versant.

Exemple : rainures avec interposition d’une languette mobile dans celles-ci.

Languette entre deux panneaux.

Dans tous les cas, les joints doivent être étanche à l’eau à leur face supérieure et étanche à l’air et à la vapeur à leur face inférieure.

Exemple.

L’étanchéité à la pluie est, ici, réalisée par injection de mousse isolante au-dessus de la languette de jonction et par une bande d’aluminium adhésive sur l’ensemble mousse isolante injectée et chevrons intégrés aux panneaux.

Réalisation de l’étanchéité à la pluie

Bande d’aluminium adhésive.
Mousse isolante injectée.
Languette de jonction.

L’étanchéité à l’air et à la vapeur n’est assurée que si les joints sont, à leur face inférieure, injectés (ex : de mousse) ou collés au moyen de matériaux restant élastiques.

Il est recommandé de n’utiliser que les panneaux disposant d’un agrément technique de l’UBAtc (Union belge pour l’agrément technique de la construction).

La pose des panneaux autoportants est très délicate et varie d’un système à l’autre. Les prescriptions des fabricants et de l’agrément technique doivent être scrupuleusement suivies.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un système à Débit de Réfrigérant Variable

Unités extérieures d’un système à débit de réfrigérant variable.

Pour connaître les caractéristiques technologiques et le fonctionnement d’un système DRV, cliquez ici.

Quand opter pour un système à débit réfrigérant variable ?

Si le bâtiment demande une grande souplesse dans la gestion des besoins de chaleur et de froid (basculements rapides entre des besoins de chaud et de froid d’un local particulier ou à des besoins simultanés de chaud et de froid dans des locaux proches), un système à Débit de Réfrigérant Variable offre la souplesse nécessaire pour y répondre.

En particulier, le DRV est pertinent :

Lorsque le bâtiment est bien isolé et peu inerte

Ce type de climatisation (chauffage et refroidissement) est très souple dans son fonctionnement. Il semble dès lors bien adapté pour des bâtiments neufs très bien isolés et dont le souhait de modularité a rendu les parois très légères (cloisons intérieures démontables).

En effet, la faible inertie des parois rend ces bâtiments très sensibles aux variations de charges : occupants d’une salle de réunion, rayons de soleil, équipements bureautiques, … Dans ce type de bâtiment, une relance de chauffage est parfois nécessaire au matin, alors que dès midi le refroidissement du bâtiment devra être organisé.

Or ce type d’installation de climatisation peut y répondre avec beaucoup de souplesse.

Une installation de ventilo-convecteurs à 4 tubes permet également une telle souplesse de réponse, mais en amont du ventilo, il faudra prévoir un réseau d’eau glacée et sa machine frigorifique, ainsi qu’un réseau d’eau chaude et sa chaudière. Le danger du 4 tubes est le risque de fonctionnement simultané du chaud et froid qui engendrerait une destruction d’énergie.

Voici l’extrait d’une régulation sur un local de bureau (reconstitution à partir de l’historique enregistré sur le système de régulation d’un système DRV).

Graphique extrait d'une régulation sur un local de bureau.

Lorsque l’on prévoit des demandes de chaud et de froid simultanées

La variante dite « à récupération d’énergie » est particulièrement intéressante si l’on prévoit des apports internes élevés durant l’hiver : salle informatique, locaux intérieurs, … La chaleur extraite pourra être restituée vers les locaux demandeurs en façade. Elle peut être intéressante également en mi-saison (façades d’orientation différentes).

Il faut avoir conscience que cette situation est plus rare qu’on pourrait le penser (essentiellement en mi-saison). Dans l’étude d’un bureau-type de 3 000 m², l’analyse des besoins par simulation a fait apparaître que le potentiel de récupération de chaleur sur la demande de froid avoisine les 20 % de la demande de froid annuelle. C’est un potentiel théorique. Nous ne connaissons pas actuellement le pourcentage réel d’exploitation de ce potentiel par le système. Par contre d’autres applications s’y prêtent très bien :

la récupération de chaleur depuis un local informatique ou d’un process industriel,
la production d’eau chaude sanitaire par récupération de chaleur des locaux en été,
l’alimentation en chaud ou en froid d’une batterie terminale d’un groupe de ventilation

Mais ce potentiel augmenterait fortement si, au lieu de prendre une structure classique rectangulaire (bureaux en façade et couloir central), une structure carrée avait été décidée, ou si des étages enterrés en sous-sol étaient programmés.

Une analyse des besoins thermiques est très utile pour aider à la décision.

Lorsque l’on prévoit de fréquentes modifications de l’organisation interne des locaux

La possibilité de passer instantanément du mode refroidissement au mode chauffage donne au système la même souplesse que celle d’une installation de ventilo-convecteurs 4 tubes.

Plan modification agencement interne des locaux.

Lorsque la rénovation du bâtiment ne permet pas de dégager des espaces techniques importants

Ce système peut s’adapter facilement en rénovation puisque aucun local technique n’est requis (pose en toiture) et que les tuyauteries ont un faible encombrement.

Si le placement d’un faux plafond n’est pas possible, un système en allège ou en plafonnier apparent sera prévu.

De plus, le fractionnement de la puissance totale de l’unité extérieure en multiples modules permet un montage plus aisé, chaque module pouvant être monté par ascenseur, par exemple.

On sera attentif au bruit de l’unité extérieure pour le voisinage, mais le fonctionnement à vitesse variable permet de limiter celui-ci à des valeurs acceptables.

Lorsque l’on a affaire à des bâtiments où l’occupation des locaux n’est pas constante (chambre d’hôtels par exemple).

Les limites des systèmes DRV

On sera attentif aux aspects suivants qui peuvent écarter ce choix :

Le prix semble être encore élevé, surtout en regard à la puissance frigorifique fournie

Comme pour tout produit nouveau sur le marché, le prix d’investissement est proportionnellement élevé. Surtout pour la solution énergétiquement la plus performante, l’installation 3 tubes. Mais il faut envisager le coût global sur 20 ans, exploitation comprise. Nous manquons de chiffres pour faire apparaître la performance à l’exploitation de ce système qui paraît importante. Mais notons que le prix d’un système DRV doit être mis en parallèle au prix d’une technologie 4 tubes (groupe de froid et chaudière). À ce moment-là, on se rend compte de cout est comparable, voir inférieur.

Le travail de conception et de dimensionnement est réduit puisque le constructeur propose son installation « clé sur porte ». Sachant qu’il est limité en puissance frigorifique et calorifique, il aura tendance à dimensionner son équipement en ne surévaluant pas les besoins, ce qui est un gage d’efficacité énergétique à l’exploitation.

Remarque
L’avenir de la tarification électrique devrait être plutôt favorable à ce système. En effet, les fournisseurs d’électricité vont favoriser les systèmes capables de délester au moment de la pointe, capables de réguler le diagramme de charge en pilotant les compresseurs à vitesse variable.

Les utilisateurs de ces systèmes pourraient alors bénéficier d’un tarif préférentiel diminuant le coût d’exploitation. Dans plusieurs pays, des primes à l’investissement sont octroyées, ce qui a permis une évolution plus rapide de ce type d’installation.

L’existence d’un réseau de fluide frigorigène dans l’ensemble du bâtiment

Placement des tuyauteries en faux plafond.

Les fabricants ont réduit la charge de fluide au maximum et les techniques d’aujourd’hui permettent a priori une installation « zéro fuite », mais un risque subsiste. Non pas pour les occupants (les fluides ne sont pas nocifs), mais vis-à-vis d’une réglementation future plus restrictive au niveau environnemental.

Il faut reconnaître qu’une fuite quelque part dans un faux plafond… n’est pas simple à détecter.

Actuellement, le Permis d’Environnement de l’IBGE n’interdit pas cette technique. Mais le Luxembourg qui a, un certain temps interdit cette technique, limite la puissance des installations à 50 kW.

La norme européenne EN 378 limite la concentration du R410A à 440 gr/m³. Elle considère que l’ensemble du gaz d’une installation peut s’échapper dans un local. Pour une quantité totale de réfrigérant de 30 kg contenue dans une installation, aucun local de moins de 68,2 m³ (+/- 27,3 m²) ne pourrait théoriquement donc être chauffé/refroidit par le système DRV sauf si la ventilation permet d’abaisser la concentration sous le seuil maximal en moins de 10 minutes.

Réglementations

Des contrôles d’étanchéités doivent être faits une ou plusieurs fois par an suivant la quantité de gaz de l’installation. Pour plus d’informations : cliquez ici.

Le chauffage en hiver par pompe à chaleur sur l’air extérieur

Il semble que les performances des pompes à chaleur soient en constante évolution (par la technique INVERTER de variation de vitesse du compresseur, par les techniques de dégivrage nettement améliorées, …), mais nous ne disposons pas de valeurs de SPF hivernal, mesuré sur site réel, par un organisme indépendant. Quel est le COP global de la machine lorsque la température extérieure descend à – 5… – 10 °C ?

D’un point de vue énergétique :

En considérant facteur d’énergie primaire de 2,5 pour l’électricité et un rendement de chaudière de 95 % pcs. Il suffirait d’un SPF de 2,38 pour équilibrer le bilan énergétique, équipements auxiliaires (ventilateurs,…) compris.

D’un point de vue économique :

Avec un système DRV, le courant électrique utilisé est un courant de jour (environ 0,23 €/kWh, pointe comprise). Si le gaz se maintient autour des 0,09 €/kWh pcs. Avec un rendement d’une chaudière gaz condensation de 95 % pcs Il suffirait d’un COP moyen de 2,43 pour équilibrer le coût énergétique, équipements auxiliaires (ventilateurs,…) compris.

Ces valeurs de COP sont probables.

De plus, un fonctionnement au tarif avantageux de nuit est possible pour la relance du bâtiment du matin, ce qui fait l’essentiel des besoins de chauffage.
Les installations DRV sont rarement surdimensionnées, en premiers lieux à cause de la limite en puissance, mais également pour éviter faire tourner les compresseurs en régime trop faible ce qui détériore les rendements. Pour éviter des facteurs de relance trop élevés les constructeurs préconisent de maintenir la température de nuit jusqu’à 17 – 18 °C afin d’éviter des dégivrages trop fréquents en hiver. Or ce procédé augmente entre 17 et 38 % les consommations journalières en hiver.

Le refroidissement en été handicapé par le type de compresseur

Les constructeurs annoncent des EER entre 3,1 à 4,3. Ces valeurs restent dans la moyenne des machines à refroidissement/réchauffement par air, à près tout c’en est une. Malheureusement il n’existe pas de valeur d’efficacité saisonnière (ESEER), ni auprès de fabricants ni auprès d’organisme indépendant. Celle-ci aurait pu nous aider à se faire une idée réelle de l’efficacité.

Ce qui est sûre, c’est qu’énergétiquement parlant, si la récupération d’énergie (chaleur provenant d’un local informatique, transfert de chaleur entre locaux dont les besoins sont forts différents, process industriel nécessitant la production d’eau glacée,…) est impossible ou faible, il faudrait mieux vous tourner vers une autre technologie.

Conclusion

On ne peut aujourd’hui que tirer une conclusion provisoire, en disant que le système DRV présente des avantages indéniables, qu’il semble d’une bonne performance énergétique grâce à une électronique intelligente et qu’il s’adapte tout particulièrement aux petites et moyennes surfaces à traiter.

Choisir le type de système DRV

En dehors des spécificités technologiques des différentes marques, les choix principaux sont :

Le choix de l’existence d’une récupération entre locaux

L’installation peut être du type « froid seul » : c’est le choix qui sera fait lorsque l’installation vient en complément d’une installation de chauffage existante (rénovation d’un ancien bâtiment). A éviter sous peine de risque de destruction d’énergie.

L’installation peut être du type « froid seul » ou « chaud seul » : les unités intérieures produisent alors toutes en même temps, soit du froid, soit du chaud. Ce système demande que les besoins du bâtiment soient assez homogènes et qu’une plage neutre (plage où la température fluctue sans intervention) de 21 à 25 °C par exemple, soit acceptée par chacun. Ce ne sera donc pas un système adéquat pour un immeuble comportant des zones intérieures (à refroidir toute l’année) ou des façades fortement vitrées, orientées Est-Ouest. Sauf si la zone intérieure du bâtiment est importante, au point qu’un circuit indépendant (avec sa propre unité extérieure) se justifie rien que pour cette zone centrale.

L’installation peut travailler en mode « froid » et en mode « chaud », simultanément : les unités intérieures peuvent assurer du chauffage dans certains locaux et du refroidissement dans d’autres. Le confort est donc nettement amélioré puisque l’on peut répondre à des besoins différents dans chaque local.
De plus, ce système permet la récupération d’énergie dans la mesure où il est capable de transférer la chaleur puisée dans les locaux à refroidir vers les locaux à réchauffer. C’est l’existence d’un réseau de fluide frigorigène, la performance des nouveaux compresseurs à vitesse variable et une électronique sophistiquée qui permet cet avantage appréciable. C’est le système à choisir lorsque l’analyse des besoins prévoit des superpositions importantes de demandes de chaleur et de froid simultanées.

Mais un supplément de prix de l’ordre de 30 à 50 % sera demandé par rapport au mode « froid ou chaud ».

Études de cas

Les bureaux de Franki Geotechnics.

Les paramètres de prédimensionnement

Pour réaliser un appel d’offres permettant de comparer les solutions entre elles, certains éléments doivent être précisés dans le dossier.

Un découpage des zones lié au choix du système 2 tubes ou 3 tubes

En 2 tubes :

Si les locaux sont répartis sur des façades différentes, où si certaines pièces ont des besoins forts différents des autres, il est à première vue adéquat de diviser le bâtiment en plusieurs zones, une pour chaque façade par exemple. On peut dire que 2 installations de climatisation sont alors installées dans le bâtiment, puisque les 2 unités travailleront en parallèle.

En 3 tubes :

Pour optimiser la récupération de chaleur, il faut privilégier une seule installation pour l’ensemble du bâtiment. Si cela n’est pas possible, à cause de la limite de puissance par exemple, il peut être utile de découper le bâtiment horizontalement. Si on intègre dans la même zone des locaux de façades différentes, un transfert d’énergie peut avoir lieu à l’intérieur du bâtiment, en mi-saison.

Il est donc indispensable d’évaluer si des demandes de chaud sont prévues simultanément à des demandes de froid. Tout particulièrement, si un local informatique est présent, il est opportun de l’intégrer dans une zone où les autres locaux sont majoritairement en demande de chauffage.

Une évaluation réaliste des besoins de refroidissement

Un dimensionnement très soigné doit avoir lieu. En effet, ce type d’installation travaille avec un mauvais rendement à bas régime.

Le compresseur tourne à vitesse variable en fonction de la demande. Mais une limite inférieure de 20 Hz ne peut pas être franchie. À ce moment, le compresseur développe 17 % de sa puissance nominale. Pour toute puissance inférieure, il risque d’adopter un régime de fonctionnement entrainant la destruction d’énergie. Le rendement en sera fortement dégradé.

Il faut donc éviter que l’installation soit sur-dimensionnée, c’est-à-dire, dimensionnée pour répondre à des conditions de canicule ou de froid extrême, avec des coefficients de sécurité supplémentaires, … entraînant de facto un fonctionnement fréquent à bas régime.

Plus positivement, on adoptera un facteur de foisonnement réaliste sur l’utilisation simultanée des équipements.

En quelque sorte, l’installation n’a pas la possibilité de profiter de l’inertie d’un ballon tampon…

Une analyse de la technologie la plus adéquate

Sans entrer dans trop de détails techniques, les systèmes mis sur le marché varient d’un fabricant à l’autre. Tout particulièrement, le réseau de distribution des fluides qui est plus en « râteau » chez l’un et en « botte » chez l’autre. Certains systèmes seront plus vite limités en longueur de tuyauteries après le boîtier de répartition.

Ces nuances peuvent générer des coûts très différents lors de la mise en œuvre (nombre de boîtiers de distribution, facilité de passage de tubes au niveau des poutres, …).

Il sera donc utile de préciser la disposition des locaux, leur usage, … et l’accès prévu pour les techniques (gaines techniques, trémies, réservation dans les poutres…). Si un seul réseau peut être prévu en faux plafond pour alimenter des cassettes en dessous et des unités intérieures en allège pour l’étage du dessus, le coût d’installation peut être réduit.

À la limite, surtout en 2 tubes, il faudra écarter l’un ou l’autre local de l’ensemble parce qu’il a un comportement trop différent du restant des locaux à traiter.

Comparer ce qui est comparable

Comparer deux systèmes de climatisation n’est pas toujours aisé. Un système DRV chauffe et refroidit, il est installé avec sa propre régulation, il ne demande ni chaufferie ni cheminée…

Exemples :

Un local de réunion peut être traité spécifiquement avec un système d’apport d’air neuf autonome (fonctionnement en free cooling).

La partie self 24h/24 d’une agence bancaire sera traitée distinctement des bureaux.

Qu’en est-il de la garantie ? Certains constructeurs proposent 5 ans de garantie omnium sur l’ensemble de la solution.

L’installateur est-il agréé par le constructeur ?

La location d’une grue pour poser les équipements frigorifiques en toiture est-elle présente dans l’offre ?

Dans l’appel d’offres, il faudra en tenir compte pour pouvoir ensuite comparer plus facilement des solutions différentes.

Check-list qualité

Voici quelques critères de qualité à vérifier au niveau du cahier des charges :

L’étanchéité du réseau est déterminante et l’objectif « zéro fuite » doit être poursuivi. Les soudures seront réalisées sous atmosphère d’azote (permet d’éviter la formation de calamine) lors du brasage Lors de la réception, l’installation sera testée sous minimum 30 bars d’azote durant 48 heures minimum, afin de détecter les fuites possibles du réseau.

Le cuivre doit être de qualité, de type frigorifique.

Une distribution d’air et de chaleur de qualité dans les locaux suppose un nombre suffisant de bouches ou de cassettes. Or l’installateur voudra réduire son prix en limitant le nombre de points de distribution dans les locaux. Pour que le client ne se retrouve pas avec une seule cassette très puissante au centre de son bureau paysager, le cahier des charges devra préciser le niveau de qualité à atteindre en matière de vitesse résiduelle d’air à la limite de la zone d’occupation, ou directement en matière de nombre d’appareils à prévoir.
En termes de prix, placer une cassette de 5 kW à la place d’une de 2 kW dans un bureau paysager entraine un supplément de quelques centaines d’euros. Ajouter une cassette supplémentaire dans un local génère un coût de plusieurs milliers d’euros… environ. Mettons-nous à la place de celui qui veut obtenir le marché…!
Il ne faut ni air stagnant dans un coin du local, ni turbulence à la jonction de 2 flux d’air venant d’appareils différents. Pour s’assurer du bon brassage de l’air, on demandera un spectre de distribution de l’air garanti.
La distribution prévue permet-elle une modification ultérieure éventuelle des cloisons ? (flexibilité).

Il faut vérifier la solution proposée pour que de l’air froid ne soit pas pulsé sur les occupants lors de la période de dégivrage de la pompe à chaleur. Tout particulièrement lorsqu’une arrivée d’air neuf est intégrée à l’entrée des unités intérieures…

C’est souvent l’intersaison qui pose problème… Lorsqu’une solution « froid ou chaud » est prévue, le « change over » (passage d’un mode à l’autre) devra être organisé. Si le bâtiment est assez inerte et homogène, un passage « été – hiver » manuel suffira. Dans le cas contraire, il est possible qu’il faille majoritairement chauffer au matin et refroidir l’après-midi. Et un change over automatique, décidé par le système en fonction de la demande majoritaire, est utile. Tous les systèmes ne le proposent pas. À noter que certains systèmes en mode « froid ou chaud » peuvent travailler alternativement en froid et puis en chaud, afin de satisfaire une fois l’un, une fois l’autre !

Les cassettes à intégrer dans le faux plafond sont-elles équipées d’origine de pompes pour remonter les condensats (les pompes ajoutées par après sont souvent beaucoup plus bruyantes) ?

Une possibilité de variante URE est-elle intégrée au cahier des charges ?

Le fluide frigorigène prévoit-il les exigences réglementaires futures ?

En cas d’appareil en allège, un manchon de raccord entre l’unité intérieure et la grille de l’habillage est-il prévu (pour éviter le court-circuitage partiel de l’air pulsé) ?

La hauteur de l’unité intérieure ne correspond pas toujours à la hauteur prévue pour l’habillage.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prédimensionnement d’un humidificateur

Calcul du débit d’humidification

Préalable.

En climatisation, il est d’usage de travailler avec les débits massiques q_m (en kg/s), parce que les débits volumiques q_v (en m^³/s) sont variables avec la température (l’air se dilatant avec la montée en température).

Simplifications :

Les approximations ci-dessous simplifient les calculs, sans entraîner d’erreur supérieure à 5 % du résultat :

la capacité thermique massique est supposée constante,
dans une humidification à eau froide, l’air subit une évolution isenthalpique,
dans une humidification à vapeur, l’air garde une température constante,
l’air extérieur le plus critique est estimé avec une humidité absolue de 1 gr_eau/kg_{air sec} (c’est le cas d’un air de – 10°C et 60 % H.R., sur base du diagramme de l’air humide).

Formules de base

Dès lors, les débits d’eau d’humidification sont donnés par :

q_ma= q_vax ρ

q_me= q_max (x₂ – x₁)

où :

qma est le débit massique de l’air (en kgair sec/s)
qva est le débit volumique de l’air (en m³/s)
qme est le débit massique de l’eau (en kgeau/s)
ρ est la masse volumique de l’air (en première approximation : 1,2 kg/m³)
x1 est l’humidité absolue de l’air avant humidification (en greau/kgair sec)
x2 est l’humidité absolue de l’air après humidification (en greau/kgair sec)

Exemple : application à un humidificateur à vapeur

Soit un bureau paysager de 170 m² (sous 2,8 m de plafond, soit un volume total de 480 m³). L’ambiance doit être maintenue à 22°C et 50 % H.R.

Quel doit être le débit de vapeur ? Quelle sera la puissance de l’appareil ?

Le débit d’air à assurer (voir Réglementation Wallonne en ventilation) est de 2,5 m^³/h.m^² de plancher, soit un débit total de 2,5 x 170 = 425 m³/h.

Le débit massique correspondant :

q_ma= 425 x 1,2 = 510 kg/h

Le débit de vapeur est donné par :

x₁= 1 gr/kg (air ext. – 10°C 60 % HR)

x₂= 8,3 gr/kg (air int. 22°C 50 % HR) (voir diagramme de l’air humide)

q_me= 510 x (0,0083 – 0,001) = 3,72 kg_eau/h.

La puissance électrique maximale est donnée par le produit entre le débit d’eau vaporisé dans les conditions extrêmes et la chaleur de vaporisation de l’eau (2 676 kJ/kg) :

P = q_mex 2 676 = 3,72 kg/h x 2 676 kJ/kg x 1/3 600 s/h = 2,8 kW

On sélectionnera par exemple un humidificateur de 4 kg/h, de puissance de 3 kW environ, régulé par un hygrostat d’ambiance.

Il sera utile de prévoir également une arrivée d’eau froide avec robinet d’arrêt, une évacuation au moyen d’un entonnoir avec siphon, une prise de courant de 220 V pour le régulateur et une ligne 380 V pour l’humidificateur.

Exemple : application à un laveur d’air

Il s’agit de dimensionner le caisson « laveur d’air » d’une centrale de climatisation. L’installation fonctionne en tout air neuf.

Les consignes de l’ambiance A sont fixée à 22°C et 50 % HR (x = 8,3 gr_eau/kg_{air sec}).

L’installation est dimensionnée pour un air extérieur extrême E de – 10°C et 60 % HR (x_E= 1 g/kg).

Dans ces conditions extrêmes, le débit volumique soufflé S est de 10 000 m^³/h à 32°C. Si les apports d’eau interne sont considérés comme nuls, l’humidité absolue de l’air pulsé sera également de 8,3 gr_eau/kg_{air sec}.

L’installation comprend une batterie de préchauffe, un laveur d’air et une batterie de postchauffe.

On sélectionne un laveur d’air dont le rendement d’humidification est de 85 %.

Le tracé complet du traitement de l’air peut être dessiné dans le diagramme de l’air humide.

Puisque l’humidification est adiabatique dans un laveur d’air, le point de sortie de l’humidificateur Y est situé sur l’isenthalpe passant par le point X à l’entrée de l’humidificateur.

Le débit massique d’air est donné par :

q_ma= 10 000 m³/h x 1,14 = 11 400 kg_{air sec}/h, puisque ρ = 1,14 kg/m^³ à 32°C

Le débit d’eau évaporé dans le laveur est de :

q_me= q_max (x_S– x_E) = 11 400 x (8,3 – 1) = 83,2 kg_eau/h

Le rendement d’humidification de 85 % entraîne la relation :

η= (x_Y – x_X) / (x_SAT– xx) = 0,85

On en tire :

x_SAT= xX + (x_Y– xX) / η = 1 + (8,3 – 1) / 0,85 = 9,6 g/kg

Le point de la courbe de saturation qui présente une telle humidité absolue, est situé sur l’isenthalpe de 37,8 kJ/kg. C’est donc aussi l’enthalpie des points X et Y.

D’où :

Puissance batterie de préchauffe = q_ma x (h_X– h_E) = 11 400 x (37,8 + 7,9 ) = 521 208 kJ/h = 145 kW

Puissance batterie de postchauffe = q_max (h_S– h_X) = 11 400 x (53,5 – 37,8) = 178 980 kJ/h = 49,7 kW

Remarque : le débit d’eau pulsé est plus important puisque’on pulse généralement 0,3 kg d’eau par kg d’air, soit ici :

débit d’eau pulvérisé = 0,3 x 11 400 = 3 420 kg_eau/h

On en déduit un rapport (débit évaporé / débit pulvérisé) de (83,2 / 3 420) = 2,4 %.

Exemple : application à un humidificateur à évaporation.

Soit une salle informatique de 250 m³ dont on souhaite contrôler le degré hygrométrique. Le taux de renouvellement d’air horaire est estimé à 0,6. L’ambiance doit être maintenue à 20°C et 50 % H.R. Le local ne comportant ni arrivée d’eau, ni évacuation vers l’égout, on pense à un appareil autonome à évaporation.

Quel doit être le débit en eau de l’appareil ?

Le débit massique renouvelé chaque heure est de :

q_ma= 250 x 0,6 x 1,2 = 180 kg/h

Le débit de vapeur est donné par :

x₁= 1 gr/kg (air ext. – 10°C 60 % HR)

x₂= 7,3 gr/kg (air int. 20°C 50 % HR) (voir diagramme de l’air humide)

q_me= 180 x (0,0073 – 0,001) = 1,13 kg_eau/h.

On sélectionnera l’humidificateur dont le débit horaire est immédiatement supérieur dans le catalogue du fournisseur. Il comprend une réserve d’eau et est régulé par un hygrostat incorporé.

Calcul de la portée du jet de vapeur dans un conduit de climatisation

La portée du jet de vapeur doit être calculée afin d’éviter toute condensation sur un obstacle (filtre, ventilateur, …) ou sur les parois d’une gaine.

Un premier constructeur fournit des valeurs approchées sur base de l’humidité relative avant humidificateur et de l’humidité relative après humidificateur.

Portée de l’humidification [en m]
–	HR après
HR avant	40 %	50 %	60 %	70 %	80 %	90 %
5 %	0.9	1.1	1.4	1.8	2.3	3.5
10 %	0.8	1.0	1.3	1.7	2.2	3.4
20 %	0.7	0.9	1.2	1.5	2.1	3.2
30 %	0.5	0.8	1.0	1.4	1.9	2.9
40 %	–	0.5	0.8	1.2	1.7	2.7
50 %	–	–	0.6	1.0	1.5	2.4
60 %	–	–	–	0.7	1.2	2.1
70 %	–	–	–	–	0.8	1.7

Un autre constructeur recommande la portée suivante pour une rampe vapeur :

portée = K (q_ma/ L)^1/2(en m.)

où :

q_ma est le débit massique horaire de l’air traité (en kg/h)
L est la longueur des rampes d’injection le long desquels se répartit la distribution de vapeur (en cm.)
K est un coefficient repris dans l’abaque ci-dessous.

Ainsi, pour une humidité absolue de 4 g/kg avant humidificateur, une température de l’air de 20°C, une augmentation d’humidité absolue de 4,5 g/kg et une vitesse de l’air de 2 m/s, une valeur K de 2,5 est donnée.

Attention : les valeurs de portée trouvées ci-dessus correspondent à distance minimale nécessaire à la dilution de la vapeur dans l’air. C’est à cette distance minimale que l’on placera le ventilateur, par exemple. De plus, on prévoira :

de 1,5 à 2 x la portée avant le placement d’un filtre fin ou d’une batterie de chauffage
de 2,5 à 3 x la portée avant le placement d’un filtre absolu
5 x la portée avant le placement de l’hygrostat de limite haute

Exemple : application à un humidificateur à vapeur

Un atelier d’imprimerie doit être maintenu à 20°C avec un degré hygrométrique stable à 50 %. Les déperditions de chaleur sont estimées à 50 kW dans les conditions extrêmes. Le débit d’air pulsé est de 10 000 m^³/h. Le taux de recyclage de l’air est de 75 %. on néglige les apports en eau dans la salle.

Un humidificateur autonome à vapeur (alimentation électrique) est installé dans la gaine de pulsion.

Quel doit en être le débit d’alimentation ?

Sur base du diagramme de l’air humide :

Air extérieur E : – 10°C 60 % HR, soit x_E= 1 g_eau/kg_{air sec} et h_E= – 2,2 kJ/kg
Air ambiant A : + 20°C 50 % HR, soit x_A= 7,4 g_eau/kg_{air sec} et h_E= 38,7 kJ/kg

Caractéristiques de l’air de mélange M :

débit massique pulsé : 10 000 x 1,2 = 12 000 kg/h = 3,33 kg/s
débit massique recyclé : 12 000 x 0,75 = 9 000 kg/h
débit massique air neuf : 12 000 x 0,25 = 3 000 kg/h

h_M= (38,7 x 9 000 + (- 2,2) x 3 000) / 12 000 = 28,5 kJ/kg
x_M= (7,4 x 9 000 + 1 x 3 000) / 12 000 = 5,8 g_eau/kg_{air sec}

Caractéristique de l’air soufflé S :

L’air soufflé possède la même humidité absolue que l’air ambiant :

x_S= 7,4 g_eau/kg_{air sec}
h_S= 38,7 kJ/kg + 50 kW / 3,33 kg/s = 53,7 kJ/kg

L’air soufflé sera donc à une température maximum de 35°C. (voir diagramme de l’air humide)

Débit d’eau dans l’humidificateur :

q_me= 12 000 x (7,4 – 5,8) = 19,2 kg/h

On choisira un humidificateur de 20 kg/h

Section des gaines :

Si on choisit une vitesse de 6 m/s, on obtient :

q_va= 10 000 m^³/h / 3 600 s/h = 2,77 m^³/s
section = 2,77 m^³/s / 6 m/s = 0,46 m^², soit un conduit de section : 800 sur 600.

Portée du jet de vapeur :

on choisit deux rampes de distribution de 600 mm de longueur, soit L = 120 cm.

Pour une température avant humidification de 35°C (la batterie de chauffe est située avant l’humidificateur), une humidité absolue de 7,4 g/kg après humidification, une vitesse de 6 m/s, l’abaque donne par extrapolation un K de 0,25 (ce faible K s’explique par le fait que l’air est chaud et sec à la sortie de la batterie : l’humidité relative est proche des 20% et la diffusion de la vapeur dans l’air se fait très rapidement).

portée : K (q_ma/ L) ^1/2= 0,25 x (20 / 120) ^1/2= 0,10 m

Distance minimale entre l’humidificateur et l’hygrostat : 5 x 0,10 = 0,5 m.

Attention : la portée peut dépasser le mètre si l’air à humidifier est à une température et une humidité relative proche de l’ambiance ! C’est le cas si l’air à humidifier ne porte pas la fonction de chauffage.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Préparateur d’eau chaude sanitaire avec pompe à chaleur

Préparateur d'eau chaude sanitaire avec pompe à chaleur

Fonctionnement

Le principe de fonctionnement d’une pompe à chaleur est le même que celui de la machine frigorifique mais l’application travaille en sens inverse.

L’objectif consiste à extraire la chaleur gratuite d’un milieu extérieur : l’eau d’une rivière, l’air extérieur, l’eau d’une nappe souterraine, … (on parle de « source froide »). Physiquement, l’air extérieur à 0°C contient beaucoup d’énergie puisque sur l’échelle des températures absolues, l’air se situe en réalité à 273° K !

Schéma fonctionnement.

L’évaporateur est à l’extérieur et la température du fluide frigorigène sera environ 5 à 8°C inférieure à la température de la source froide. L’énergie thermique captée sera « remontée » à un niveau de température utilisable (pour le chauffage de l’eau chaude sanitaire) via le compresseur : la chaleur du condenseur est donc donnée au ballon.

Bien sûr, on aura intérêt à ce que l’eau chaude soit à une température la plus basse possible. L’écart de température entre l’entrée et la sortie du compresseur doit être en effet le plus faible possible pour limiter le travail du compresseur.

Exemple d’application.

Refroidir l’air extérieur à 0°C pour assurer le chauffage de l’eau chaude sanitaire à 45°C.

Le fluide frigorigène sera à .- 5°C. dans l’échangeur avec l’air et à .53°C. dans l’échangeur du ballon d’eau.

Cet écart est donc fort grand, ce qui va diminuer la performance de l’équipement.

Coefficient de performance

Le bilan énergétique de la PAC

Qu’est-ce qui coûte dans l’exploitation d’une installation de pompe à chaleur ?

pas l’énergie de la « source froide » : elle est gratuite,
mais bien l’énergie électrique du compresseur.

D’où la notion de rendement donné par le « COP », coefficient de performance :

COP = chaleur au condenseur/travail du compresseur = Q2 / W

Or Q2 = Q1 + W = chaleur captée à la source froide + énergie développée par le travail du compresseur (loi de conservation des énergies).
Dès lors, Q2 est toujours plus grand que W et le COP est toujours nettement plus élevé que 1.

Est-il normal de rencontrer une machine dont le « rendement » dépasse 100 % ?

En réalité, ce n’est pas ici une machine de conversion, de transformation d’énergie comme une chaudière, mais bien une machine qui transfère une quantité d’énergie thermique d’un seuil de température à un autre. Le COP n’est donc pas un rendement mais une évaluation de la performance du transfert.

Si l’écart entre les 2 seuils de température augmente, l’efficacité (ε ou COP) diminue.

Comment évaluer le COP d’une pompe à chaleur ?

Puisque W = Q2 – Q1, on écrit encore : COP = Q2 / (Q2 – Q1)

Si l’on considère un travail sans pertes, les lois de la thermodynamique établissent le lien entre l’énergie contenue dans un fluide (Q) et la température absolue de ce fluide (T), si bien que l’on admettra sans démonstration l’expression suivante du COP théorique :

COPthéorique = T2 / (T2 – T1) [T étant exprimé en Kelvin]

Le coefficient de performance instantané est d’autant meilleur :

que la température T1 de la source de chaleur (dite la « source froide ») est élevée,
que la température du réseau de chauffage est basse (T2 proche de T1).

Alors que l’on ne peut guère influencer la température de la source de chaleur, celle du ballon d’eau chaude sera définie par le projeteur ! Il aura intérêt à la laisser minimale.

Exemple d’une pompe à chaleur AIR-AIR.

Soit T°ext = 0°C (= 273° K) et T°chauff. = 40°C

COPthéor = (273 + 40) / (40) = 7,8 !

En théorie, la pompe fournira 8 x plus d’énergie au condenseur que d’énergie demandée au compresseur ! … (les 7/8 de la chaleur étant captés dans l’air extérieur).

En théorie … car en pratique, plusieurs éléments vont faire chuter cette performance :

Il existe un écart de température entre le fluide frigorigène et les sources.
Par exemple : si T°ext = 0°C, T°évaporateur = … – 8°C… Et si T°chauff. = 40°C, T°condenseur = … 48°C… d’où un COP = (273 + 48) / (56) = 5,7.
Le coefficient de convection entre l’eau et l’évaporateur étant nettement meilleur que le coefficient de convection entre l’air et l’échangeur, on aura tendance à privilégier les PAC eau/eau. Encore faut-il avoir une rivière au fond de son jardin ou une nappe phréatique sur laquelle il est possible de puiser (autorisation obligatoire). en général, il faudra se résoudre à prendre l’air extérieur comme source froide.

Or dans ce cas, si la T°ex < 5° C, alors T°fluide évaporateur = 0°C. Dès lors, du givre apparaît sur les ailettes, la glace bouche l’échangeur extérieur, d’où nécessité de dégivrer (soit un courant électrique est envoyé sur l’échangeur pour faire fondre la glace, soit le cycle est inversé et des gaz chauds sont envoyés dans l’évaporateur).
Avec la consommation de dégivrage, le COP moyen diminue fortement.

Lorsque la température de l’air extérieur descend sous 0°C, le compresseur a de plus en plus de mal à fonctionner : la puissance délivrée au condenseur de la pompe à chaleur devient très faible et il faut parfois ajouter des résistances de chauffage électrique directe à l’installation.

Il y a nécessité de faire fonctionner le ventilateur de la source froide, d’où une consommation électrique supplémentaire de cet auxiliaire.

Quels COP rencontrés en pratique ?

Nous n’avons pas de résultats de mesures « neutres » qui fourniraient un COP annuel sur une machine existante.

On peut imaginer à la fois que le COP est dégradé par la haute température de l’eau chaude, mais également que sa performance est élevée en été.

On pourrait interpréter les données fournies par les fabricants :

Exemple.

Imaginons les spécifications techniques dans un catalogue

Puissance calorifique	kcal/h	3 500
	Btu/h	14 000
	kW	4,10
Puissance absorbée	kW	1,33

On en déduit le coefficient de performance :

puissance calorifique (au condenseur) / puissance absorbée =
4,1 kW / 1,3 kW = 3,2

Attention ! Ce coefficient est obtenu dans des conditions bien spécifiques ! Par exemple, en petits caractères, le fabricant précise qu’il s’agit de valeurs obtenues pour 7°C extérieur… Cette performance va s’écrouler en période plus froide. En réalité, c’est le rendement moyen saisonnier qui nous intéresse… mais celui-ci n’est jamais donné puisqu’il dépend des conditions d’exploitation.

Dans le programme de promotion des économies d’énergie suisse « Ravel », on annonce un COP annuel de 3 pour une pompe à chaleur Air-Eau et de 4,5 si la pompe capte l’énergie souterraine, pour autant que le chauffage de l’eau soit limité à 50°C. Si le stockage est prévu à 60°C, une batterie électrique fournit le complément avec de l’électricité directe (COP = 1).

Attention au bilan final : imaginons le chauffage d’1 m³ de 10 à 60°C par une pompe à chaleur air-eau.

L’énergie nécessaire au chauffage de 10 à 50°C par la PAC sera de :

Énergie = 1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (50 – 10) / 3 = 15,5 kWh

L’énergie complémentaire pour passer de 50 à 60°C sera de

Energie = 1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (60 – 50) = 11,6 kWh

Le COP moyen annuel est alors de :

COP = Energie produite / Energie fournie

= [1 m³ x 1,163 kWh/m³ x (60 – 10)] / [15,5 + 11,6] = 2,15

Technologies

Afin de pouvoir satisfaire les débits de pointe, la pompe à chaleur est associée à un ballon accumulateur d’eau chaude, d’une capacité comprise entre 250 et 1 000 litres. Ceci permet également de faire fonctionner la pompe à chaleur durant la nuit, avec un tarif réduit.
On distingue :

Une installation compacte dans laquelle évaporateur à lamelles et compresseur sont situés sur le ballon et le condenseur y est intégré.
Une installation « split » où évaporateur et compresseur sont installés séparément, notamment parce que la source de chaleur et le chauffe-eau ne se trouvent pas au même endroit.

Entre le ballon et la pompe à chaleur, différents modes de transport de la chaleur sont possibles :

Par le fluide frigorigène (coefficient de performance élevé mais nécessité d’une construction anticorrosion limitant le risque de contact avec l’eau potable). On utilise généralement des conduites pré-chargées de fluide frigorigène et obturées par une feuille métallique. Lors du vissage des conduites, une broche percera la feuille métallique.

Par l’eau du ballon, au moyen d’un échangeur de chaleur extérieur à celui-ci.

Par un liquide intermédiaire, construction plus complexe mais sécurité accrue (le circuit du fluide intermédiaire doit être équipé d’un dispositif automatique de dégazage).

Par un condenseur extérieur disposé autour de l’accumulateur d’eau chaude, toute infiltration du frigorigène étant alors exclue.

Certains appareils possèdent en outre une résistance électrique d’appoint pour porter l’eau à plus haute température (55 à 60°C).

Il existe des appareils avec évaporateur statique (sans ventilateur), dont la surface d’échange est étendue.

Installation

Le raccordement électrique (disjoncteur, …) est similaire à celui d’un chauffe-eau électrique.

Il faut cependant prévoir en plus un conduit d’évacuation des condensats provenant de l’humidité de l’air.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Statistiques de consommation de la climatisation

Consommation frigorifique de la climatisation des bureaux

(Consommations en kWh/m² par an)

Usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores intérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² ⁽¹⁾	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² ⁽¹⁾	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	14,3 18,0 18,5 18,9 19,4	10,7 13,0 13,2 13,3 13,5	7,7 9,0 9,0 9,0 9,0	5,5 6,2 6,2 6,2 6,2	3,8 4,2 4,2 4,2 4,2	2,5 2,7 2,7 2,7 2,7
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	16,8 22,8 24,1 24,8 25,4	13,4 17,6 18,1 18,3 18,5	10,5 13,0 13,1 13,1 13,1	8,0 9,7 9,7 9,7 9,7	5,9 6,9 6,9 6,9 6,9	4,3 4,8 4,8 4,8 4,8

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores extérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	13,7 16,5 17,0 17,4 17,9	10,0 11,5 11,7 11,9 12,1	6,9 7,6 7,6 7,6 7,6	4,6 4,9 4,9 4,9 4,9	2,9 3,0 3,0 3,0 3,0	1,6 1,7 1,7 1,7 1,7
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	15,7 19,9 20,7 21,4 22,1	12,1 14,5 14,8 15,0 15,2	8,7 9,9 10,0 10,0 10,0	5,9 6,6 6,7 6,7 6,7	4,0 4,3 4,3 4,3 4,3	2,5 2,6 2,6 2,6 2,6

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 24 h/24 avec stores intérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	40,4 49,3 50,9 51,6 52,2	34,7 41,4 42,3 42,6 42,8	30,0 34,9 35,3 35,3 35,3	26,0 29,6 29,8 29,8 29,8	22,2 24,7 24,9 24,9 24,9	18,8 20,5 20,5 20,5 20,5
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	43,2 54,5 57,4 58,5 59,6	37,6 46,1 47,4 47,7 47,9	33,2 39,6 40,3 40,3 40,3	29,4 34,2 34,6 34,6 34,6	25,6 29,2 29,5 29,5 29,5	22,2 24,7 24,8 24,8 24,8

⁽¹⁾W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Usage 24 h/24 avec stores extérieurs

Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Orientation façade	Pouvoir frigorifique électrique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
Nord	10 20 30 40 50	39,8 47,6 48,6 49,2 49,9	34,0 39,6 40,1 40,3 40,5	29,3 33,1 33,2 33,2 33,2	25,2 27,8 27,8 27,8 27,8	21,3 23,0 23,0 23,0 23,0	17,8 18,8 18,8 18,8 18,8
Est/Sud/Ouest	10 20 30 40 50	41,9 51,1 52,9 54,0 55,1	36,2 42,6 43,2 43,4 43,6	31,7 36,1 36,3 36,3 36,3	27,7 30,7 30,8 30,8 30,8	23,9 25,8 25,9 25,9 25,9	20,3 21,4 21,5 21,5 21,5

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12 – 1993.

Centre informatique

Puissance informatique W/m² (1)	Température du thermostat en °C
Puissance informatique W/m² (1)	–	21	22	23	24	25
100 200 300 400 500	351 446 550 667 795	298 387 482 590 709	250 333 419 518 628	208 283 361 451 552	171 238 308 389 481	138 199 260 332 415

⁽¹⁾ W/m² surface au sol.

Source : Novem/verkort referentiejaar ISSO – 12.

Exemple d’utilisation des tableaux de consommation

Données

A	immeuble de bureaux 15 000 m²,
P_k	pouvoir calorifique électrique installé de 300 kW,
n_w	total jours ouvrables de 250 (2 500 h/a),
T_k	position thermostat frigorifique sur 22°C,
ZTA	facteur d’ensoleillement total de 0,1 (avec protection solaire extérieure), orientation façades ouest et est, air conditionné toujours en fonctionnement (8 760 h/a).

Questions

Quelle est la consommation annuelle d’électricité ?
Quelle est l’économie quand le thermostat de froid a été réglé sur 24°C et que le refroidissement (climatisation) est arrêté en dehors des heures de travail ?

Calcul

Le pouvoir calorifique installé se monte à 300 000 / 15 000 = 20 W/m².
Il semble, à travers le tableau reprenant l’usage 24h/24 avec stores extérieurs, que la consommation électrique annuelle s’élève à 36,1 kWh/m².

A 2 500 h/a et avec le thermostat réglé sur 24°C, la consommation annuelle s’élève à 4,3 kWh/m² (tableau reprenant l’usage 250 j/an, 10 h/jour avec stores extérieurs).
L’économie annuelle s’élève à (36,1 – 4,3) x 15 000 = 477 000 kWh/a.

Remarque :
La méthode utilisée ici est très approximative en soi. Elle est basée sur des données climatiques pour les Pays-Bas. Un examen plus approfondi est nécessaire lorsque des règles d’économie imposent des investissements.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à plaques

Principe

L’échangeur de chaleur est constitué de plaques, de tubes ou de gaufrages de type « nid d’abeilles », de faible épaisseur en aluminium ou matière plastique qui séparent les veines d’air. Le matériau utilisé pour la fabrication des plaques est variable, ce peut être du verre (il est insensible à la corrosion mais est lourd et cassant) ou bien de l’aluminium, de l’acier inoxydable ou un matériau synthétique.

Les plaques sont assemblées entre elles par collage ou soudage et placées dans un châssis rigide. L’épaisseur d’une plaque oscille généralement entre 0,1 et 0,8 mm, la distance entre les plaques est très faible, entre 5 et 10 mm, et les courants sont généralement croisés. Afin de maximiser l’échange convectif, les plaques peuvent être gaufrées et créer de la sorte une turbulence.

Echangeur à plaques.

En faisant varier la dimension des plaques et leur nombre, on peut obtenir de multiples variantes.

On peut également :

- Augmenter la longueur de l’échangeur ce qui à la place d’un échange classique à courants croisés autorise un échange mixte à courants croisés et contre-courant.

On parle d’échangeur à plaque double.

Monter en série deux échangeurs de chaleur fonctionnant là aussi en courants croisés / contre-courant.

Si les échangeurs de chaleur sont montés en série, les circulations des veines d’air sont telles que les raccordements tant de l’air neuf que de l’air repris restent au même niveau, ce qui est toujours préférable.

Pour prévenir une surchauffe, la récupération de chaleur doit pouvoir être interrompue en été ou en mi-saison : un by-pass devra être prévu.

Lorsque les surfaces de l’échangeur sont suffisamment froides (température inférieure à la température de rosée de l’air extrait), la vapeur d’eau contenue dans l’air extrait se refroidit et se condense, ce qui a pour conséquence l’augmentation du transfert de chaleur. Pour éliminer la condensation, les plaques sont souvent placées verticalement. Les groupes doivent alors être superposés, et des contraintes d’emplacement apparaissent.

Pour des températures extérieures très basses, les condensats peuvent même geler. Pour éviter ces problèmes de gel et de surchauffe une régulation est donc à prévoir.

De même, vu les risques d’encrassement, des filtres sont à prévoir, tant sur la veine d’air neuf que sur la veine d’air repris.

L’encrassement de l’installation pouvant provoquer outre une diminution de la transmission de chaleur, également un changement dans le type d’écoulement d’air. Il faut donc prévoir un entretien régulier du récupérateur.

Facteur influençant le rendement

Prenons un exemple :

Soit un débit d’air neuf de 100 m^³/h (+/- 28 dm^³/s).

Avec un débit d’air rejeté de 110 m^³/h (mise en dépression du local), le rapport V_an/V_av vaut 100 / 110 = 0.9. Sur le catalogue d’un constructeur, on déduit une efficacité de l’échangeur à plaques de +/- 67 %.

Courbes de rendement.

Le rendement de récupération est fonction de :

la configuration de l’écoulement de l’air,
l’écartement des plaques,
la surface des plaques,
l’état de surface des plaques (rugosité, …).

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 50 – 85 %

Avantages – Désavantages

Avantages

Simple et fiable,
grande durée de vie et pratiquement pas de panne,
absence de pièces en mouvement, sécurité de fonctionnement,
peu de maintenance nécessaire,
faible risque de contamination de l’air frais en cas de bonne conception,
exécution en divers matériaux et nombreuses combinaisons possibles,
la solution la plus adaptée (rentabilité) aux petits débits d’air (< 5 000 m³/h).

Désavantages

Disposition Air neuf/Air rejeté proche,
sans by-pass, il n’y a pas de régulation de température et donc un risque de surchauffe en été,
danger de givre par température extérieure basse et par dépassement du point de rosée, il faut être attentif à la régulation si on souhaite tenir compte du récupérateur pour dimensionner les chaudières et les batteries de chauffe,
l’échangeur présente une perte de charge relativement importante, surtout à de grands débits,
en cas de panne des équipements mal conçus peuvent être source de bruit ainsi que de fuites et donc de contamination.

Régulation

Tous les types de récupérateurs nécessitent un système de régulation :

En hiver pour éviter le gel du côté de l’air extrait : si l’échange est tel que la température de l’air extrait chute sous 0°C, il faut réduire le transfert de chaleur pour éviter le givre de l’échangeur, ou pratiquer un dégivrage périodique.

En mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : il faut réduire l’échange pour éviter que la température de l’air neuf devienne telle qu’elle contribue à surchauffer l’ambiance intérieure.

Dans le cas d’un échangeur à plaques, seule une régulation par by-pass d’une partie de l’air neuf est possible. Au moyen de registres à volets conjugués, on diminue le débit d’air neuf qui transite dans l’échangeur tandis qu’on augmente simultanément le débit d’air neuf court-circuité . Il est ainsi possible de réduire en continu jusqu’à 0 % la puissance du récupérateur de chaleur.

En hiver

Du fait même de la technologie d’un échangeur de chaleur, les températures des deux veines d’air à la sortie de l’échangeur ne sont pas identiques. Et même lorsque la température de l’air rejeté est choisie de telle façon (par exemple + 3°C) que tout risque de gel soit exclu, il n’en reste pas moins qu’il existe à l’intérieur de l’échangeur des « coins froids » dans lesquels de l’air neuf froid se trouve en contact avec de l’air repris déjà refroidi ce qui fait que la température des plaques peut localement tomber en dessous de 0°C.

Si, en cet endroit, la température superficielle des plaques est inférieure à la température de rosée de l’air rejeté, une partie de la vapeur d’eau contenue dans cet air va se condenser et geler. Si l’on peut admettre le gel d’une petite partie de l’échangeur pendant un court laps de temps, il n’en est plus de même sur une longue durée car les particules de glace vont colmater les canaux et entraver la circulation de l’air, d’où une augmentation de la perte de charge et une plus grande consommation d’électricité du ventilateur si l’on souhaite maintenir le même débit d’air.

On peut définir une température extérieure en dessous de laquelle, compte tenu bien entendu de la température d’entrée de l’air repris dans l’échangeur et des débits mis en œuvre, il y a risque de gel à l’intérieur de l’échangeur (cette température est dite « température extérieure limite »).

Lorsque la température extérieure est telle qu’un risque de gel à l’intérieur de l’échangeur est à craindre (par exemple fonctionnement de nuit lorsque la température extérieure est plus basse, démarrage le matin lorsque la température a chuté la nuit ou tout simplement lorsque les conditions climatiques sont extrêmes), il est nécessaire de prendre un certain nombre de mesures pouvant consister :

À by-passer une partie de la veine d’air neuf ce qui permet de faire chuter le rapport des débits : air neuf / air repris. Mais la puissance de la batterie de réchauffage qui suit doit être alors plus importante.

À by-passer une partie de la veine d’air neuf et en parallèle réduire de débit d’air neuf au niveau du ventilateur (ventilateur à 2 vitesses ou à vitesse variable), lors de dégivrages périodiques de courte durée. Cela permet de ne pas surdimensionner la batterie de chauffe mais il faut rester dans des limites de confort respiratoire correctes.

À recycler entièrement l’air rejeter, durant une courte période de dégrivage et à le réinjecter du côté de l’air pulsé. Aucun surdimensionnement de la batterie de chauffe n’est alors nécessaire, mais l’air pulsé est momentanément contaminé par l’air vicié.

Recyclage de l’air extrait pour dégivrer le récupérateur.

À préchauffer l’air neuf à une température comprise entre – 10 et – 5°C au moyen d’une batterie à eau chaude ou électrique.

Pour détecter le gel d’une partie d’un échangeur de chaleur, on procède par mesure de la pression différentielle entre l’amont et l’aval de la veine d’air repris car au fur et à mesure que la couche de glace s’étend et s’épaissit, la perte de charge de l’échangeur sur la veine d’air repris augmente rapidement.

Entretien

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.

En effet, l’encrassement des surfaces d’échange a deux conséquences néfastes sur la récupération : la réduction du coefficient d’échange de chaleur et la réduction des débits d’air.

Le tableau ci-dessous donne, pour les échangeurs à plaques, les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance :

Échangeur à plaques		v
1	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
2	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
	fuites externes	X
	fuites internes	X
	fuites au niveau du clapet de by-pass	X
3	Contrôle de la régulation	–
	régulation du/des clapets de by-pass	X
	régulation antigel	X

Exemple

En vue de comparer les différents systèmes de récupération, nous développons ici le calcul du rendement de l’installation pour les différents systèmes de récupération présentés.

Prenons comme exemple une installation de traitement d’air d’un immeuble de bureaux, fonctionnant en tout air neuf, 10 heures/jour, 5 jours/semaine.

Les groupes de pulsion et d’extraction GP/GE sont de même débit : 21 000 m³/h – section de 1 525 x 1 525 mm, soit une vitesse d’air de 2,5 m/s.

Dans le cas d’un échangeur à plaques, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix d’un récupérateur à plaques en Aluminium, avec by-pass.
le fonctionnement dans les conditions extrêmes :

l’évolution dans le diagramme de l’air humide :

On constate qu’une part de l’énergie thermique transmise à l’air neuf provient de la condensation de la vapeur d’eau de l’air extrait. Celui-ci ne reçoit aucune humidité et évolue donc à humidité absolue constante.

l’efficacité thermique instantanée :

ε_t= t₂– t₁/ t₃– t₁= (14 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,75 = 75 %

L’équipement sélectionné a entraîné les températures de sortie des fluides. On en déduit que le récupérateur a donné un accroissement de température de l’air neuf de 75 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0.75 x 32° = 24°.

Remarque : en réalité, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (17,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,51 = 51 %

Seulement 51 % du transfert maximal (en chaleur sensible et latente) est réalisé par le récupérateur).

La puissance maximale récupérée représente :

P_{max. réc.}= 0,34 [W/(m³/h).°C] x 21 000 [m³/h] x (14° – (- 10°)) = 167 [kW]

0,34 [W/(m³/h).°C] = chaleur spécifique de l’air.

Cette puissance pourra être déduite de la puissance de la chaudière à installer si la régulation du dégivrage le permet.

L’efficacité thermique, calculée dans les conditions extrêmes (- 10°C), reste sensiblement identique aux autres températures de la saison de chauffe. Aussi, la température moyenne extérieure en journée étant de 8°C, la puissance moyenne récupérée sera de :

P_{moy. réc.}= 167 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 73 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de :

E_réc= 73 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem] x 35 [sem] / 0,8 = 160 245 kWh

Le facteur 0.8 correspond au rendement saisonnier de la production de chaleur pour une installation nouvelle, dont les conduites sont isolées. On prendrait 0.7 pour une installation plus ancienne. 35 semaines correspondent à la durée de la saison de chauffe.

Suite à la présence du récupérateur (pertes de charge complémentaires), les puissances des ventilateurs sont modifiées comme suit :

Avant		Après
GE	GP	GE	GP
2,2 kW	5,2 kW	5,5 kW	6,6 kW

Intérêt pour le refroidissement

Dans un bâtiment climatisé en été, l’intérêt d’installer un récupérateur pour prérefroidir l’air neuf et diminuer les coûts de la climatisation est faible. En effet, la période durant laquelle cela peut se passer et la très faible différence de température entre l’air neuf et l’air vicié rend l’énergie totale récupérée en été négligeable.

Pour contourner cet obstacle, il existe des échangeurs à plaques dans lequel l’air vicié est refroidi plus fortement par humidification.

Techniques

Pour en savoir plus sur ce système refroidissement dit adiabatique.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Condenseurs [Froid alimentaire]

Vue synoptique

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

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

Problème : parfois, la distance entre le groupe et la toiture est fort élevée et la perte de charge dans le circuit frigorifique serait trop importante. Aussi, un circuit d’eau est créé, l’eau refroidit le fluide frigorifique et l’air refroidit l’eau !

Trois types d’échangeur sont rencontrés :

L’aéro-refroidisseur

Le fluide frigorigène est directement refroidi par l’air.

Le condenseur évaporatif

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

Le condenseur adiabatique

De l’eau d’une source externe (eau de pluie par exemple) imbibe des matelas à un débit tel que toute l’eau est entièrement évaporée dans l’air entrant, ce qui permet de le refroidir.

Fonctionnement d’un condenseur à air

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

En théorie, la condensation se déroule en 3 phases :

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

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

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

Schéma fonctionnement d'un condenseur à air.

Fonctionnement des condenseurs évaporatifs et adiabatiques

Un litre d’eau évaporée évacue 2 500 kJ de chaleur. Pour obtenir le même effet de refroidissement sur le fluide frigorigène sans l’évaporation de l’eau, par exemple dans un condenseur à eau, on devrait faire couler dans les tuyaux du condenseur 60 litres d’eau qui se réchaufferaient de 10 °C … (sur base d’une capacité calorifique de l’eau de 4,18 [kJ/kg.K]).

Condenseur évaporatif simple

Un condenseur évaporatif simple est équipé d’un dispositif simple d’aspersion de la batterie de condensation. Il travaille essentiellement en « température de bulbe humide » permettant de valoriser la chaleur de vaporisation et, par conséquent, de réduire la température de condensation de l’ordre de 4 à 5°C. C’est sur le principe physique de l’évaporation de l’eau que le condenseur évaporatif fonctionne. Ainsi, l’eau est pulvérisée en microgouttelettes au niveau de la batterie de condensation en assurant le refroidissement du fluide frigorigène par la combinaison :

d’un échange de chaleur sensible, dû à la température du mélange de l’eau et de l’air ascendant;

et d’un échange de chaleur latente, dû à l’évaporation de l’eau dans l’air au contact de la batterie de condensation.

En théorie, si l’échange était parfait (surface d’échange infinie), le fluide frigorigène refroidi atteindrait la température humide de l’air.

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

Approche.

Condenseur évaporatif mixte

Condenseur évaporatif (550 kW).

Le condenseur évaporatif mixte optimise la consommation d’eau de refroidissement grâce à trois modes de fonctionnement :

mode sec;
mode adiabatique;
mode combiné sec et humide.

Mode sec

Mode sec.

En mode sec, le condenseur évaporatif fonctionne comme un condenseur à air. La vanne trois voies du circuit du fluide frigorigène est ouverte de manière à laisser passer le fluide en série dans les deux batteries de condensation :

d’abord dans la batterie supérieure (batterie à ailettes). Le sens d’écoulement du fluide est de haut en bas;

ensuite dans la batterie inférieure (batterie lisse). Dans cette batterie, le sens d’écoulement du fluide est inversé (de bas en haut) et ce, afin de favoriser l’échange avec l’air.

La pompe d’alimentation en eau ne débite pas.
Ce mode de fonctionnement convient quand la température externe basse autorise la condensation par un échange basé uniquement sur la chaleur sensible (échange de chaleur dû à l’écart de température entre le fluide frigorigène et l’air externe).

Mode adiabatique

Mode adiabatique.

En mode adiabatique, la vanne trois voies ne permet au fluide frigorigène que de se condenser dans l’échangeur supérieur à ailettes.

La pompe à eau fonctionne et permet l’aspersion du « matelas » qui s’imbibe d’eau. Le débit est régulé de telle manière à évaporer l’eau dans l’air qui traverse le matelas. Le pré-refroidissement (adiabatique) de l’air assure une température de condensation inférieure à celle espérée en mode « sec » (on peut gagner, selon un constructeur de 5 à 7°C par rapport à un refroidissement en chaleur sensible).

Mode combiné sec et humide

Mode mixte.

En mode combiné la chaleur sensible et latente (due à l’évaporation de l’eau dans le flux d’air). La batterie supérieure à ailettes travaille à 100 % de sa capacité aidée par la batterie à surface lisse qui module en fonction de la pression de condensation. Par ce système, il est possible de garantir une température de condensation basse et donc d’améliorer les performances du compresseur (taux de compression HP/BP plus faible).

Ce mode de fonctionnement, tout comme les tours de refroidissement, exige un suivi important au niveau maintenance afin de limiter les risques de développement de légionelles. C’est sans doute pour cette raison, mais aussi pour une question de puissance que ce genre de condenseur est très peu répandu.

Condenseur adiabatique

Condenseur adiabatique.

Le principe de fonctionnement du condenseur adiabatique est le même que l’évaporatif. Les seules différences sont les suivantes :

L’évaporation de l’eau est réalisée exclusivement au niveau des « matelas » avant la batterie de condensation. C’est un pré-refroidissement (adiabatique) de l’air.

Le débit d’eau qui imbibe les « matelas », est régulé de telle manière que toute l’eau s’évapore. Par ce procédé, on limite le risque de développement des légionelles vu qu’il n’y a pas de fines gouttelettes en suspension dans l’air. D’après un constructeur de ce type de condenseur, les rapports d’analyse bactérienne sont très prometteurs.

Comparaison des performances

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

Type de condenseur	T° air sec	Entrée condens.	Sortie condens.	T°condensat. fluide frig.
à air	30°	T° air = 30°	T° air = 37°	43°
évaporatif et adiabatique	30°	T° air = 25°	T° air = 32°	38°

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

Technologie des condenseurs à air

Batterie de condensation

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

Batterie de condenseur (source : Balticare).

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

La technologie des batteries de condensation est extrêmement complexe quant à l’optimisation de l’échange de chaleur.

Cette batterie d’échange convient en toute saison, car elle est insensible au gel.
Néanmoins, elle n’est pas aussi performante qu’un condenseur avec pulvérisation d’eau puisque la température de refroidissement est limitée à la température de l’air extérieur; c’est le point faible du condenseur à air. En effet, l’air de refroidissement peut être élevé en été.

Plus chaud sera l’air , plus la pression de condensation sera très élevée. Le compresseur verra dès lors sa consommation énergétique augmenter.

Proportionnellement, le condenseur évaporatif aura un meilleur rendement… mais une sensibilité à la corrosion plus forte …

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

Ordres de grandeur

coefficient d’échange d’un condenseur à air : 20 à 30 [W/m².K];

puissance de réjection (puissance d’évacuation de la chaleur) : de quelques kW à plusieurs centaines de kW au niveau du froid commercial;

Particularités

Les batteries peuvent être positionnées :
- horizontalement (répartition de la charge sur une plus grande surface au sol; ce qui intéressant lorsqu’on les place en toiture);
- verticalement (gain de place au sol);
- en V;
- …

Les ailettes de batterie sont en général protégées contre les agressions (corrosion, entartrage, …) par un revêtement en « époxy ».

Le dimensionnement d’un condenseur doit tenir compte du sous-refroidissement. Le condenseur est alors légèrement surdimensionné afin d’offrir au fluide frigorigène une surface d’échange suffisante pour condenser complètement (meilleure performance du cycle frigorifique, réduction du risque de « flash gaz » au niveau du détendeur).

Condenseur horizontal (source Delhaize).

Ventilateur

Particularités

Deux types de ventilateur sont utilisés :

Ventilateur axial et ventilateur centrifuge.

La vitesse moyenne de passage de l’air est de 2 à 4 m/s.

Dans certaines applications, les ventilateurs doivent être munis de silencieux afin de réduire les nuisances sonores surtout en milieu urbain.

Silencieux (source Balticare).

En général, sur les condenseurs de faible puissance, un seul voire deux ventilateurs axiaux en parallèle assure l’évacuation de la chaleur de condensation.

Par contre, pour les grandes puissances, plusieurs ventilateurs permettent de moduler la puissance de dissipation par leur mise en cascade ou en parallèle avec variation de vitesse sur chacun d’eux.

Régulation de la vitesse

Une des particularités les plus importantes des condenseurs à air est la régulation de la vitesse des ventilateurs en fonction des conditions externes de température et de la chaleur de réjection à évacuer. En effet, elle permet de profiter de notre climat tempéré pour abaisser au maximum la température de condensation qui influence énormément les consommations du compresseur.

Coffret avec variateur de vitesse (source Balticare) et variateur de vitesse (source Delhaize).

Technologie des condenseurs évaporatifs

Condenseur évaporatif mixte et condenseur adiabatique.

Principe

Les condenseurs évaporatifs se comportent comme des tours de refroidissement fermées, à la différence près que le fluide réfrigérant se condense directement au niveau de la batterie sans passer par un circuit intermédiaire d’eau de refroidissement.

Performances

Vu la présence de système de refroidissement par évaporation d’eau, les condenseurs évaporatifs ont des performances plus élevées que les condenseurs à air. Naturellement, la puissance de réjection est plus importante aussi. Les plus petites unités ont des puissances de l’ordre de 100 KW. Ce type de condenseur s’adresse donc à des moyennes et grandes surfaces.

Les performances du condenseur seront fonction de :

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

Utilisation de l’eau

Eau de ville

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

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

Eau de pluie

Aussi, on oublie trop souvent de parler de la récupération d’eau de pluie qui représente une source non négligeable de réduction de la facture d’eau du réseau. Certains diront que l’eau de pluie est agressive et risquerait de corroder le condenseur. N’oublions pas qu’actuellement la plupart des batteries de condensation sont protégées (« coating ») par une couche époxy qui permet de réduire le risque de dégradation. Par contre, il faut souligner que l’eau de pluie provoque peu d’entartrage.

Types de condenseur évaporatif

Les condenseurs évaporatifs simples

Les condenseurs évaporatifs simples sont, en général, équipés :

d’une batterie de condensation à surface lisse;
d’un ventilateur axial ou centrifuge suivant la puissance de réjection;
d’une rampe d’aspersion;
d’un bac de récupération d’eau;
d’une pompe;
d’accessoires de régulation;
…

Les condenseurs adiabatiques

Ils se différencient des condenseurs évaporatifs simples par le procédé d’évaporation de l’eau :

Le condenseur évaporatif simple réalise l’évaporation directement au niveau de la batterie de condensation. Aussi, toute l’eau aspergée n’étant pas évaporée, la partie liquide est récoltée au point bas de l’équipement.

Le condenseur adiabatique, quant à lui, est équipé de « matelas » qui s’imbibe d’eau. En principe toute l’eau est évaporée par le passage de l’air au travers des matelas. Il agit surtout comme pré-refroidisseur de l’air qui passera au travers de la batterie de condensation.

Le condenseur adiabatique est souvent équipé :

d’une batterie de condensation à ailettes;
d’un ventilateur axial;
de matelas refroidisseurs;
d’accessoires de régulation;
…

Les condenseurs mixtes

Les condenseurs évaporatifs mixtes allient les technologies des condenseurs évaporatifs simples et adiabatiques. Ils sont en général prévus pour évacuer des grandes quantités de chaleur. On les retrouve plutôt dans les industries agro-alimentaires. Néanmoins, il pourrait très bien convenir pour les grandes surfaces (ordre de grandeur : puissance de réjection > 500 kW).

Ce type de condenseur est composé principalement des pièces suivantes :

Entrée d’air.
Sortie d’air.
Entrée fluide frigorigène (gaz).
Sortie fluide frigorigène (liquide).
Surface d’échange adiabatique.
Bassin de récupération d’eau.
Rampe d’aspersion.
Batterie à surface lisse (évaporatif).
Pompe d’alimentation en eau.
Séparateur de gouttes.
Bâti.
Batterie à ailettes (sec).
Ventelles d’entrée d’air.
Vanne trois voies modulante.
Capteur de pression.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Analyser la consommation due au conditionnement d’air

Une évaluation toujours complexe

Si l’estimation de la consommation de chauffage d’un bâtiment est relativement aisée par la méthode des degrés-jours (en gros : plus il fait froid, plus l’installation consomme), l’estimation de la consommation du conditionnement d’air d’un bâtiment est nettement plus complexe !

Pourquoi ?

La consommation est liée aux apports solaires du bâtiment : quel est l’apport solaire effectif en tenant compte de chaque surface vitrée et de l’ombrage provoqué par les bâtiments voisins ? Et cet apport peut être différent au 5ème étage par rapport au premier…

La consommation est liée à de nombreux auxiliaires (pompes, ventilateurs,…) dont le coût d’exploitation est loin d’être négligeable.

La consommation est liée à la performance de l’installation de climatisation et celle-ci est très variable d’un projet à l’autre (pour pulser de l’air à 25°, on peut chauffer de l’air à 25°C, ou … on peut mélanger de l’air prétraité à 35° et de l’air à 15°C,… mais avec quel rendement énergétique !).

Le comportement thermique du bâtiment va influencer la consommation du système de conditionnement d’air.

Des programmes de simulations dynamiques

On comprend dès lors qu’une estimation précise demande une simulation informatique détaillée, avec une description détaillée des composants du bâtiment et de ses équipements, et donc un investissement « temps » non négligeable pour réaliser l’étude…

C’est l’objet des programmes TRNSYS, DOE, … proposés par des centres de recherche universitaires où par des fabricants de matériel de climatisation.

Les considérations ci-dessous ne permettent que de réaliser une première approche simplifiée de cette consommation.

Une approche par poste consommateur

L’objectif étant ici de pouvoir interpréter l’origine des consommations pour en diminuer l’ampleur, nous proposons de décomposer le coût d’exploitation du conditionnement d’air d’un bâtiment par poste.

Coût du traitement de l’air hygiénique :
- En hiver, chaque m³ d’air neuf doit être chauffé et humidifié (voir coût d’un m³ traité en hiver).
- En été, chaque m³ d’air neuf doit être refroidi et déshumidifié (voir coût d’un m³ traité en été).
L’utilisation de fichiers météo donnant heure par heure l’humidité et la température extérieure pour une année type-moyenne à Uccle et à St Hubert permet de rendre l’évaluation plus précise et plus personnalisée.
Coût des charges thermiques :
- En hiver, le chauffage doit vaincre les déperditions par les parois.
- En été, la machine frigorifique doit vaincre les apports internes (éclairage, bureautique,…) et les apports solaires.

Coût du transport des fluides (eau et air) :
- Les pompes et (surtout !) les ventilateurs génèrent une consommation non négligeable, dont le coût est amplifié par le coût de l’énergie électrique.

Réchauffage de l’air neuf

Il s’agit ici d’estimer les consommations liées au réchauffement de l’air extérieur hygiénique à la température ambiante (= air neutre sur le plan thermique) et non de calculer ici la consommation de chauffage des locaux (déperditions) éventuellement portée par l’air.

Le réchauffage de l’air neuf est fonction

du débit d’air de ventilation traité q_v[m³/h]

de la capacité thermique volumique de l’air ρ_c = 0,34 [Wh/m³K]

de la somme des écarts entre la température extérieure et la température de l’ambiance, et cela pour toutes les heures de la saison de chauffe, ce qui est repris dans la notion de « degrés-heures » de ventilation D°H_vent

D°H_vent= Σ heures _ventilationx (T°_ambiante– T°_extérieure)

Les besoins de chauffage sont alors exprimés par :

Besoins réchauffage air neuf = q_v x ρ_c x D°H_vent x f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

De là, il est possible de déterminer la consommation de réchauffage air neuf :

Consom. = Besoins / Rendement exploitation système de chauffe

Pour déterminer les Degrés-Heures de ventilation, il est possible,
> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		D°H à UCCLE	D°H à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 20°C	89 767	116 865
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C	106 596	134 038
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 20°C	32 765	44 362
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C	39 499	51 368

> soit de déterminer les Degrés-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Calculs

Degrés-Heures de ventilation à Uccle et St Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 [m³/h], fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. Les besoins de chauffage de l’air neuf extérieur préchauffé en permanence à 20°C est donné par :

Besoins réchauffage air neuf = q_v x ρ_c x D°H_ventx f / 1 000
= 10 000 x 0,34 x 32 765 x (5/7) / 1 000
= 79 572 [kWh/an]

Si un rendement d’exploitation système de chauffe de 0,8 est choisi pour le couplage chaudière-batterie de chauffe, on obtient une consommation de :

Consom. = 79 572 / 0,8
= 99 465 [kWh/an]

Remarque.

Dans cette approche, le pré-chauffage de l’air à 15° au petit matin d’une journée de juin est pris en compte… alors que le chauffage est probablement arrêté !

Une autre façon d’aborder ce problème est de considérer une saison de chauffe allant du 15 septembre au 15 mai (la durée est de 242 jours).
La température moyenne extérieure est de 8°C à Uccle si l’on considère un fonctionnement de 8h à 18h. Et les besoins deviennent :

Besoins réchauffage air neuf = q_vx ρ_c x durée _saisonx (T°_consigne– T°_moy.ext. ) x f / 1 000

= 10 000 x 0,34 x 242 [j/an] x 10 [h/j] x (20° – 8°) x (5/7) / 1 000

= 70 525 kWh/an

Il y a donc lieu d’adapter ce calcul au mode de fonctionnement le plus proche de la réalité.

Humidification de l’air neuf en hiver

Si l’air neuf est humidifié en hiver, il en résulte une consommation fonction :

de la chaleur de vaporisation de l’eau r (0,694 Wh/gramme) (= chaleur de changement d’état de l’eau pour passer de l’état liquide à l’état vapeur)

du débit d’air de ventilation traité q_v[en m³/h]

de la somme des écarts entre l’humidité extérieure et l’humidité de l’ambiance (exprimé en g_eau/kg_air ), et cela pour toutes les heures de la saison de chauffe, ce qui est repris dans la notion de « Grammes-Heures » d’humidification GH_hum:

GH_hum = Σ Heures_{humidification}x (Hum_ambiante– Hum_extérieure )

La consommation nette est alors exprimée par :

Cons. nette humidification air neuf = q_vx r x GH_humx f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jours par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures d’humidification, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		GH _hum à UCCLE	GH _hum à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 20°C/50 %	13 482	18 445
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C/50 %	19 818	25 461
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 20°C/50 %	5 488	7 634
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C/50 %	8 155	10 505

> soit de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Calculs

Grammes-Heures d’humidification à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 m³/h, fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. La consommation nette liée à l’humidification de l’air neuf extérieur jusque 22°C – 50 % HR est donné par :

Cons. Nette humidification air neuf = q_vx r x GH_humx f / 1 000
= 10 000 x 0,694 x 8 155 x (5/7) / 1 000
= 40 425 [kWh/an]

Remarque : le réglage de l’humidificateur est en principe réglé plus bas que le taux réel d’humification dans l’ambiance. Par exemple, il est possible qu’il soit réglé sur une pulsion d’air à 40 % HR et que les apports en eau des occupants portent l’air à 50 %. Ou encore, que la sonde placée dans la reprise d’air demande 50 %, mais que l’humidificateur s’arrête à 40 % parce que les occupants apportent 10 %.

Refroidissement de l’air neuf en été

Il s’agit ici d’estimer les consommations liées au refroidissement de l’air extérieur hygiénique à la température ambiante (= air neutre sur le plan thermique) et non de calculer ici la consommation liée au refroidissement des locaux (perditions) éventuellement portée par l’air.
Le refroidissement de l’air neuf est fonction

de la capacité thermique volumique de l’air ρ_c (0,34 Wh/m³K)

du débit d’air de ventilation traité q_v[en m³/h]

de la somme des écarts entre la température extérieure et la température de l’ambiance, et cela pour toutes les heures de la période de refroidissement, ce qui est repris dans la notion de « degrés-heures » de ventilation D°H _vent D°H _refr= S heures _refrx (T° _ambiante– T° _extérieure )

Les besoins sont alors exprimés par :

Besoins refroidissement air neuf = qv x ρ_c x D°H_refr x f / 1 000 [kWh/an]

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jour par semaine que l’installation fonctionne. Par exemple : 5 jours / 7

De là, il est possible de déterminer la consommation de refroidissement air neuf :

Consom. = Besoins / Rendement exploitation système de refroidissement

Ce rendement d’exploitation du système de refroidissement correspond au coefficient d’efficacité frigorifique global de la machine frigorifique.

Pour déterminer les Degrés-Heures de refroidissement, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		D°H_refr à UCCLE	D°H_refr à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C	464	192
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 24°C	164	34
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C	403	177
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 24°C	148	33

> soit de déterminer les Degrés-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Calculs

Degrés-Heures de refroidissement à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 m³/h, fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. Les besoins énergétiques liés au refroidissement de l’air neuf extérieur refroidi en été à 22°C sont donnés par :

Besoins refroidissement air neuf = q_vx ρ_c x D°H_refrx f / 1 000
= 10 000 x 0,34 x 403 x (5/7) / 1 000
= 979 kWh/an

Si un coefficient d’efficacité frigorifique de 2,5 est choisi pour la machine frigorifique, on obtient une consommation de :

Consom. = 979 / 2,5 = 392 kWh/an

Remarque.

Rien n’empêche d’utiliser ce même logiciel d’estimation des degrés-heures de refroidissement pour calculer le coût d’un refroidissement de cet air extérieur jusqu’à une température de soufflage de 16°C par exemple, mais il ne s’agit plus alors du calcul des besoins liés à l’air hygiénique.

Déshumidification de l’air neuf en été

Si l’air neuf est déshumidifié en été, il en résulte une consommation fonction :

de la chaleur de vaporisation de l’eau r (0,694 Wh/gramme)
de la somme des écarts entre l’humidité extérieure et l’humidité de l’ambiance (exprimé en g_eau/kg_air), et cela pour toutes les heures de la saison d’été, ce qui est repris dans la notion de « Grammes-Heures » de déshumidification GH_déshum:

GH_déshum= Σ heures_{déshumidification}x (hum_extérieure– hum_ambiante)

La consommation nette est alors exprimée par :

Cons. Nette déshumidification air neuf = q_vx r x GH_déshumx f / 1 000 [kWh/an]

où,

f est un facteur de correction qui adapte la consommation au nombre de jours par semaine que l’installation fonctionne.Par exemple : 5 jours / 7

Pour déterminer les Degrés-Heures de déshumidification, il est possible :

> soit de prendre une des valeurs du tableau ci-dessous :

–		GHdéshum à UCCLE	GHdéshum à St HUBERT
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 22°C/50 %	382	192
Fonctionnement 24h/24	Consigne à 24°C/50 %	146	44
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 22°C/50 %	296	163
Fonctionnement 10h/jour	Consigne à 24°C/50 %	121	43

> soit de déterminer les Grammes-Heures qui conviennent à votre situation particulière en cliquant ici sur :

Calculs

Grammes-Heures de déshumidification à Uccle et St-Hubert.

Exemple.

Supposons une installation du Brabant dont le débit d’air hygiénique est de 10 000 [m³/h], fonctionnant 5 jours par semaine de 8h à 18h. La consommation nette liée à la déshumidification de l’air neuf extérieur jusque 22°C – 50 % HR est donné par :

Cons. Nette déshumidification air neuf = q_vx r x GH_déshumx f / 1 000
= 10 000 x 0,694 x 296 x (5/7) / 1 000
= 1 467 [kWh/an]

Bien sûr, si l’installation refroidit l’air jusqu’à 16 ou 18°C, le coût de la déshumidification sera plus élevé. Mais ce n’est pas une charge directement imputable à l’air neuf hygiénique.

Chauffage du bâtiment

Le principe du calcul

La consommation du chauffage d’un bâtiment est d’autant plus élevée :

que les déperditions par les parois sont importantes. Cette déperdition est estimée par le coefficient de transmission thermique « k » des parois et par la surface « S » des parois. C’est la somme » ΣkS » de toutes les parois, encore appelée « puissance par degré d’écart » en [W/K] qui traduira les déperditions totales.

que l’écart de température entre l’intérieur et l’extérieur est élevé et que la saison de chauffe dure longtemps : ce sont les Degrés-Jours du lieu qui traduiront le froid extérieur.

Que le système de chauffage présente un mauvais rendement d’exploitation : h_{expl chauffage}

Si bien que la formule de base d’estimation de la consommation de chauffage sera [en kWh/an] :

Consommation = ( Σ kS [W/K] x Degrés-Jours [K.j /an] x 24 [h/j] ) / ( h _{expl chauffage}x 1 000)

Exemple.

En prenant toutes les surfaces de l’enveloppe extérieure d’un bâtiment et en les multipliant par leur coefficient k respectif, supposons que l’on obtienne 3 000 [W/K]. Supposons un rendement d’exploitation moyen saisonnier de 70 %. Les Degrés-Jours normaux en base 15/15 sont de 2 100 pour la région. La consommation normalisée du bâtiment (c.-à-d. celle correspondante à une année-type moyenne) est donnée par :

Consommation = ( 3 000 [W/K] x 2 100 [K.j /an] x 24 [h/j]) / ( 0,7 x 1 000 )
= 216 000 [kWh/an]

ce qui correspond environ à 21 600 litres de fuel par an.

Un calcul plus exact par la méthode des Degrés-Jours équivalents

Cette méthode de calcul basée sur les Degrés-Jours 15/15 est beaucoup trop simplifiée. Elle correspond assez bien à la situation d’un bâtiment ancien, mal isolé et chauffé en continu. Mais pour un bâtiment récent, l’isolation est renforcée et la régulation tient compte de l’occupation discontinue. Les besoins de chauffage sont plus faibles et donc la proportion des apports « gratuits » (solaires et internes) n’est plus minoritaire.

La pratique montre que le chauffage de certains bureaux n’est enclenché que lorsque la température extérieure descend en dessous des 5°C par exemple…!

Exemple.

Supposons un bureau de 30 m², disposant en façade de 17 m² de doubles vitrages et de 13 m² de parois isolées par 6 cm de laine minérale.

Pour la température moyenne hivernale de 6°C, les déperditions sont de :

parois : (17 [m²] x 3 [W/m².K] + 13 [m²] x 0,5 [W/m².K]) x (22 – 6) = 920 [W]
ventilation : 0,34 [W/m³] x 30 [m³] x (22-6) = 163 [W]

Soit un total de 1 083 Watts.

(Remarque : les déperditions vers les autres locaux sont négligées puisque ceux-ci sont considérés à même température).

Or des apports internes faibles (2 personnes + éclairage) génèrent de l’ordre de 20 [W/m²], soit 600 Watts pour le local.

Les besoins nets ne sont plus que de 400 Watts …

Il suffit d’imaginer la présence de 2 PC à 150 Watts pour atteindre les 900 Watts d’apports internes.

Puis de remplacer le double vitrage ordinaire par du vitrage « basse émissivité » pour faire descendre les besoins de chaleur à 675 [W] : l’équilibre a basculé vers un besoin de refroidissement !

Pour peu que des apports solaires viennent s’ajouter au bilan…

Or la méthode des Degrés-Jours en base 15/15 ne tient compte que forfaitairement des apports gratuits : la température moyenne intérieure (jour-nuit-week end) est de 18°C et les apports gratuits apportent un équivalent de 3°C de chauffage.

Il faut donc intégrer plus finement l’estimation des apports gratuits sur le bâtiment. À défaut de simulation informatique détaillée, on peut utiliser la méthode des Degrés-Jours équivalents, décrite en détail dans la NIT 155 du CSTC (« Estimation des besoins nets pour le chauffage des bâtiments »).

Cette fois, apports solaires et apports internes sont minutieusement évalués… mais le calcul est fort lourd…

Une simulation limitée à un local de bureaux « type »

Afin de pouvoir apprécier l’évolution des besoins nets en fonction des paramètres choisis, nous proposons ici d’approcher la demande de chauffage en partant des résultats d’une simulation d’un local-type dont on peut modifier quelques paramètres.

Calculs

Estimation des consommations d’un local-type de bureaux.

Les résultats sont spécifiques à ce bureau dont les déperditions vers les locaux voisins sont nulles (voir hypothèses de calcul au bas de la feuille Excel).

À noter que la simulation regroupe ici les besoins de chauffage et de ventilation hygiénique du local.

Refroidissement du bâtiment

En dehors des ratios globaux de consommation, il n’existe pas de méthode simple pour évaluer les consommations liées au refroidissement d’un bâtiment. Seule une simulation informatique détaillée de tous les apports de chaleur et de l’interaction de ceux-ci avec la structure du bâtiment le permettrait.

Cependant, nous proposons ici d’approcher cette consommation en partant des résultats d’une simulation d’un local-type dont on peut modifier quelques paramètres.

Calculs

Estimation des consommations d’un local-type de bureaux

Les résultats sont spécifiques à ce bureau dont les déperditions vers les locaux voisins sont nulles (voir hypothèses de calcul au bas de la feuille Excel).

Cette valeur par m² ne peut être extrapolée que pour des locaux présentant des charges similaires. Pour les autres locaux présentant des charges très spécifiques, le bilan sera réalisé séparément. Par exemple, pour estimer la consommation d’un centre informatique, on peut multiplier la puissance électrique moyenne par la durée de fonctionnement. De même, pour une salle de réunion, on peut approcher les consommations à partir du taux d’occupation et de la puissance dégagée par occupant.

Une précision plus importante pourra être apportée en utilisant le programme « Opti-bureau » de la cellule de recherche « Architecture et Climat » qui sera prêt courant 2001.

Consommation électrique des ventilateurs

Plusieurs approches sont possibles :

> sur base de la puissance électrique installée des ventilateurs

Cons. transport_air[kWh/an] = Nbre jours/an x Nbre heures/jour x Puissance vent. [kW]

Exemple :

les ventilateurs de pulsion et d’extraction totalisent 700 [Watts] de puissance installée. Si elle tourne 200 [jours/an] à raison de 10 [heures/jour], la consommation sera estimée à 1 400 [kWh/an].

> sur base du ratio Wh/m³ transporté

en fonction de la qualité du ventilateur, des pertes de charge du réseau (de faibles diamètres entraînent des vitesses et des pertes de charge élevées), on aura :

Puiss. transportair [kW] = 0,4 … à … 1,1 [W/(m³/h)] x débit horaire [m³/h] / 1 000

Cons. transportair [kWh/an] = Puiss. transp. [kW] x Nbre jours/an x Nbre heures/jour

Exemple.

une installation de 1 000 m³/h entraîne une puissance moyenne de 0,7 x 1 000 = 700 [Watts]. Si elle tourne 2 000 heures par an, la consommation sera estimée à 1 400 [kWh/an].

> sur base des caractéristiques de conception du réseau

la consommation électrique du (des) ventilateur(s) s’estime par :

Cons. transport_air [kWh/an] = q_vx Δp x h / (η_vx 3 600 x 1 000)

où,

q_v= débit d’air transporté [m³/h]
Δp = pertes de charge (pulsion + extraction) [Pa]
h = durée de fonctionnement [h/an]
η_v= rendement total du système de transport de l’air (moyenne entre pulsion et extraction)

Exemple. pour une installation de 1 000 [m³/h] dont la perte de charge de dimensionnement est de 1 200 [Pa] et qui tourne 2 000 heures par an avec un rendement global de 0,65, la consommation est estimée à :

1 000 [m³/h] x 1 200 [Pa] x 2 000 [h/an] / (0,65 x 3 600 x 1 000) = 1 025 [kWh/an]

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la couleur des parois et des plans de travail

Coefficients de réflexion recommandés

Que ce soit en éclairage direct ou indirect, il est toujours préférable de favoriser les parois de couleur claire.

Par défaut, on choisira les coefficients suivants :

Coefficients de réflexion par défaut
Plafond	0.7
Mur	0.5
Sols	0.3

Données

Pour connaitre les différents coefficients de réflexion en fonction du matériau ou de la couleur.

Influence de la couleur des différentes parois

Plafond

La couleur du plafond joue un rôle peu important sur l’éclairage artificiel direct. Son rôle devient primordial lorsqu’il s’agit de distribuer la lumière naturelle en profondeur dans le local. La valorisation maximum de cet éclairage naturel permet ainsi une diminution des consommations électriques.

En éclairage indirect, le plafond sert de diffuseur de la lumière. Il doit toujours avoir le coefficient de réflexion le plus élevé.

Dans tous les cas, un facteur de réflexion trop faible peut provoquer un trop grand contraste entre le plafond et les luminaires, d’où risque d’éblouissement.
Dans les bâtiments de soin, il doit de plus être mat pour éviter les taches lumineuses trop intenses qui risquent d’éblouir le patient couché.

Plafond très foncé.

Murs

La couleur des murs aura un rôle, au niveau de l’éclairement, d’autant plus important que les luminaires utilisés ont une distribution extensive.

Sol

Le plancher est rarement complètement libre et dégagé. Le mobilier représente souvent une surface importante. La couleur du sol aura donc peu d’influence sur la qualité de l’éclairage artificiel.

Couleur du plan de travail

La clarté des tables de travail constitue un élément favorable au confort visuel. La réduction du contraste entre le support papier et la table diminue les efforts d’accommodation de l’œil à chacun de ses déplacements.

De plus, il est conseillé d’utiliser des revêtements mats pour les parois du local et surtout pour les tables de travail pour limiter les luminances excessives et les risques d’éblouissement.

« Autour des baies vitrées »

Pour éviter l’éblouissement, il est souvent nécessaire de réduire la luminance des baies vitrées, excessive par rapport à celle de la tâche visuelle, en adoptant des systèmes appropriés.

Il existe plusieurs moyens pour diminuer cet éblouissement

préférer une grande fenêtre, moins éblouissante que plusieurs petites,
diminuer le contraste mur-huisserie grâce à un cadre clair,
voiler le ciel par une protection solaire ou un rideau,
diminuer le contraste mur-fenêtre en éclairant le mur contenant la fenêtre,
diminuer le contraste mur-fenêtre en augmentant la part indirecte de l’éclairage naturel (local très clair),
voiler en partie le ciel en assombrissant la fenêtre par un élément déflecteur,
voiler en partie le ciel en disposant à l’extérieur des éléments moins lumineux que le ciel (atrium, cour intérieure).

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les ordinateurs

Les écrans

La taille de l’écran sera choisie pour son ergonomie. Cependant, il ne faut pas perdre de vue lors du choix que la consommation de l’écran augmente avec sa taille. Il s’agit donc de bien définir ses besoins.

Les écrans énergétiquement performants doivent répondre au label « Energy Star » mais aussi aux recommandations suédoises « NUTEK-TCO » plus sévères encore et qui imposent aussi des temps de redémarrage après mise en veille :

En activité
La puissance doit rester inférieure à une valeur donnée dans la formule suivante : Y = 23 W (si le nombre de pixels X est inférieur à 1 Méga pixel) et Y = 28X (si le nombre de pixels X est supérieur à 1 Méga pixel).
En veille
Consommation < 2 W (2006).
Après une période d’inactivité comprise entre 1 et 30 minutes.
Temps de reprise pour les tubes CRT de l’ordre de 2 à 10 secondes; pour les écrans TFT, il est quasi immédiat.
Clignotement orange/vert du témoin du moniteur.
Désactivé
Consommation < 1 W (2006); seul le processeur est encore alimenté.
Après une période d’inactivité comprise entre 1 et 30 minutes.
Temps de reprise : identique à un démarrage à froid : 15 à 25 secondes suivant la qualité des écrans (la différence entre le mode veille et le mode désactivé est dans la gestion du circuit THT (Très Haute Tension) du tube. Dans le premier mode le chauffage du tube (du canon à électron) n’est pas totalement stoppé. Dans le 2^ème cas le tube est arrêté, seules les configurations sont mémorisées. Il faut donc à nouveau préchauffer le tube).
Témoin orange du moniteur.

Exemple.

L’exemple suivant est significatif de ce que peut rapporter la mise en veille d’un écran de 21 pouces. Il représente des mesures effectuées dans un immeuble de bureaux durant une semaine de travail, pour un écran ne possédant pas de mode veille et pour un écran en possédant un.

On peut estimer à 500 kWh l’économie annuelle réalisée grâce à la mise en veille de l’écran.

Pour accéder à ces caractéristiques, il faut :

Un écran compatible,
une carte graphique compatible,
un logiciel de commande (compris d’office dans Windows 2000, XP et versions futures).

Ces éléments sont repris sous la dénomination « VESA-DPMS », qui est le standard de gestion du mode veille des écrans.

Attention ! Il ne faut pas confondre l’économiseur d’énergie
avec l’économiseur d’écran !

Il est aussi possible d’éteindre son écran lorsqu’on ne l’utilise pas pendant un moment. Remarquons que dans ce cas la puissance absorbée de l’écran est très faible mais différente de 0 W. Une solution pour supprimer cette consommation résiduelle est de déconnecter l’écran du réseau électrique en débranchant physiquement la prise.

Un label, oui, mais ….

Le label « Energy Star » ne garantit pas d’office le comportement économe d’un ordinateur.

En effet, son application implique une configuration de la machine via le menu de Windows, configuration qui est souvent négligée par l’utilisateur, ou carrément mise hors service.

Dans ce cas, une machine possédant un label « Energy Star » ne consommera pas moins qu’un matériel équivalent sans label.

Activer la mise en veille de l’écran dans Windows 2000 ou XP

Les descriptifs présentés ci-après peuvent varier en fonction du type d’ordinateur ou de la version de Windows que l’on possède. La philosophie générale reste cependant la même.

Dans Windows 2000 ou XP (successeur de windows NT), le menu de mise en veille de l’écran est accessible via l’icône « Poste de travail », puis « Panneau de configuration », puis « Affichage », puis « Ecran de veille », puis « Gestion de l’alimentation ».

Il faut essayer plusieurs valeurs pour trouver celles qui conviennent à chaque utilisateur. Il est déconseillé d’activer un écran de veille (économiseur d’écran) lorsque l’on utilise les fonctions « Energy star » car cette fonction risque de perturber le sommeil de l’écran en le réveillant prématurément.

Influence de la mise en veille sur la durée de vie des équipements

Deux phénomènes vont influencer la durée de vie des écrans :

Plus les éléments (mécaniques, tube cathodique) sont utilisés, plus ils chauffent et plus leur durée de vie est courte. On a donc tout intérêt à mettre les écrans en veille le plus souvent possible.

La durée de vie des écrans est surtout fonction de la durée de vie de leur tube cathodique. Cette dernière dépend du nombre d’allumages. En mode « veille », le tube cathodique reste sous tension. Il n’est donc pas éteint et sa durée de vie n’en est pas affectée. Par contre, en mode « désactivé », le tube cathodique est déconnecté, ce qui correspond à un cycle d’allumage.
Cependant, ce point a surtout été soulevé suite aux conditions anciennes de fabrication des filaments du tube cathodique dont la relative fragilité en a longtemps fait un point faible.

En outre, les contacts établis avec les constructeurs démontrèrent que, suite à l’évolution technologique des équipements, y compris dans le cas des moniteurs, on constate un accroissement très important et continu du MTBF (« Mean Time Between Failure »). Et à l’heure actuelle, la durée de vie réellement « utile » est largement inférieure au MTBF.
On peut donc conclure qu’il n’y a pas d’influence négative de la mise en veille sur la durée de vie « utile ».
On peut recommander les temps d’attente suivant :

Mise en veille : entre 2 et 5 minutes.
Désactivation : entre 30 minutes et 1 heure.

Les écrans à cristaux liquides

La consommation et la taille des écrans est principalement due à la technologie du tube cathodique. Les ordinateurs portables sont, quant à eux, équipés d’écran à cristaux liquides. Ceux-ci sont caractérisés par un encombrement minimum (épaisseur de l’ordre de 1 cm) et une consommation minime. A moyen terme (certains inconvénients étant corrigés : prix élevé, …), ce type d’écran devrait équiper tous les PC’s, diminuant ainsi drastiquement leur consommation.

La comparaison entre un écran CRT et un écran TFT est sans équivoque.

(LCD : Liquid Cristal Device (cristaux liquides); CRT : Cathode Ray Tube (tube cathodique)).

Ces dernières années l’écran à cristaux liquides est devenu de plus en plus compétitif. La vision latérale est maintenant excellente. Différentes tailles d’écran sont disponibles. Le prix reste élevé (de l’ordre du double du prix d’un CRT en 2005). Les bénéfices conjugués en termes d’ergonomie, de confort, de diminution de consommations, de diminution des rejets thermiques en mode « use » le rende particulièrement attractif.

En terme de prix, pour un écran 17″ par exemple, on avoisine :

Les 100 € en moyenne pour un écran CRT (Cathodic Ray Tub).
Les 260 € en moyenne pour un écran LCD (Liquid Crystal Display).

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Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des écrans, cliquez ici !

Les « micro » ordinateurs classiques proprement dits

Mode « veille » (Standby)

La mise en veille des ordinateurs est plus délicate.
Il faut veiller à ce que la trilogie ci-dessous soit certifiée ACPI (Advanced Configuration and Power Management), et donc, entre autres, compatible avec une gestion des consommations des ordinateurs.

Bios (set-up) qui apporte la possibilité de mise en veille.

Système d’exploitation (Windows, …) qui arbitre les besoins entre les applications et les économies d’énergie : il doit veiller aux appels du Bios pour une modification d’état, mais aussi vérifier que toute action d’économie d’énergie ne perturbe pas les programmes en cours.

Applications (logiciels et pilotes de périphérique) qui fournissent les informations pertinentes concernant leurs besoins et les activités en cours.

Ce standard de gestion énergétique est supporté par Windows (2000, XP, …). Celui-ci intègre la gestion du hardware, des applications et des périphériques tels que lecteurs CD-roms, cartes réseau, disques durs, imprimantes, modem, … Inversement, une action sur certains de ces périphériques (carte réseaux, modem et aussi clavier) peut activer automatiquement les PC’s.
Il existe plusieurs niveaux de mise en veille de l’ordinateur correspondant à plusieurs consommations « résiduelles ». En mode « veille prolongée » (consommation « résiduelle » la plus faible), l’ensemble d’un PC ne consomme plus que quelques W.

Le temps de réactivation est instantané. Le retour au fonctionnement normal dépend des caractéristiques propres du disque dur. Cela peut aller de 3 à 10 secondes (sauf pour le mode « veille prolongée »). Pendant le temps de relance complète du disque, il est généralement possible de continuer à taper du texte.

Néanmoins, la mise en veille peut ralentir et perturber le bon déroulement de certaines opérations (Back up, grosses impressions, …). L’utilisateur doit penser à désactiver la mise en veille lorsque ces opérations sont exécutées mais qu’il n’y a personne à l’ordinateur (pas d’utilsation de souris, clavier, etc.)

Il semble également que la compatibilité software-hardware ne soit pas encore tout à fait parfaite.

Ceci étant nous suggérons cependant de procéder à l’activation du mode « ENERGY STAR » (ou de vérifier que ce mode y est effectivement activé) de tout micro-ordinateur ou périphérique ainsi que des équipements partagés (copieur, imprimante, télécopieur,. ) et, en cas de nouvel achat, d’insister auprès des vendeurs pour qu’ils vous en fassent la démonstration.

En outre, il convient d’être prudent en ce qui concerne les UC ou stations en réseau dès lors qu’elles font appel à des ressources partagées (serveur, disque dur partagé, …) et de n’agir qu’en conformité avec les exigences de l’Ingénieur Système.

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Activer la mise en veille de l’ordinateur

Dans windows 2000, la mise en veille des unités centrales est accessible de la même façon que celle des écrans.

Le mode « mise en veille prolongée » est accessible à partir du menu « propriétés d’option d’alimentation ».

Les nouveaux processeurs

Les processeurs étant de plus en plus puissants et rapides, il en va de même de leur consommation. La fréquence est telle qu’il devient difficile de dissiper la chaleur; ce qui amènera les fabricants à adopter la technologie « double-cœurs » (dual-core) qui va permettre, sans augmenter la puissance mais avec des processeurs distincts, d’améliorer sensiblement les performances des ordinateurs.

Et les portables

Les ordinateurs portables sont de plus en plus utilisés dans les institutions, leur prix ayant fortement diminué ces dernières années. Bien que toujours moins puissants à prix égal que les pc « classiques », ils constituent néanmoins une bonne alternative pour un travail de bureau traditionnel. (Ils ne sont en effet pas aussi confortables à utiliser pour des travaux spécifiques de type graphiques que les pc traditionnels, ceci étant dû à leur petits écrans LCD (15’’ à 17’’)). Un autre intérêt est la possibilité de déplacement offerte aux utilisateurs de portables, et ce grâce aux réseaux internes d’entreprise sans-fil (Wireless-Lan), de plus en plus utilisés à l’heure actuelle.

Leur consommation est également nettement inférieure, comme le montre l’exemple ci-après avec un pc récent économe en énergie (Intel Centrino) :

État du portable	Puissance [W]
Éteint	5,7
En veille	5,7
En marche	23

En mode « éteint »

Il est intéressant de constater la puissance dissipée de 5,7W du portable complètement éteint. Celle-ci est dissipée par le transformateur attaché au portable (1.2W), mais surtout par la batterie, même complètement chargée ! (4.5 W). D’où l’intérêt de complètement débrancher la prise du mur lorsqu’on n’utilise plus le portable.

Faut-il laisser la batterie dans le portable si on utilise le secteur ?

En effet, cela permettrait de gagner + 5 W. De plus, cela ne comporte aucun risque quand à l’usure éventuelle de la batterie. En effet, les batteries modernes (Li-Ion), doivent toujours garder 5 % d’énergie pour garder une bonne durée de vie. Il suffit donc de les enlever partiellement chargées lorsqu’on ne les utilise pas, de les stocker et de les recharger environ une fois par mois si on ne les a plus utilisés pendant cette période (car elles se déchargent alors automatiquement).

Rajoutons que ces batteries ne subissent pas le célèbre « effet mémoire » qu’on trouvait sur les anciennes batteries Ni-Cd, et qu’elles ont une durée de vie de + 3 ans dans des conditions normales d’utilisation.

En mode « marche »

Les valeurs de la puissance dissipée varient lorsque le portable est utilisé avec une ou plusieurs applications basiques du type traitement de texte (bureautiques) à la puissance maximale consommée lors de l’exécution d’une application très gourmande en ressources (logiciel de compression de fichiers + lecture DVD). Rajoutons qu’un « micro » ordinateur est utilisé à 99 % du temps pour des applications peu gourmandes en énergie.

Ci-dessous un graphe montrant les répartitions de consommation au sein d’un pc portable moderne. On remarque que la partie la plus gourmande en énergie est l’unité centrale (processeur+chipset) sur la carte mère, suivie de l’écran.

Avoir beaucoup de mémoire RAM (min.512 MB) permet de limiter les accès disques et donc de limiter la consommation électrique. (l’utilisation de la RAM consomme près de 10 fois moins que des accès au disque dur).

Les portables bénéficient de la plus grande attention au niveau énergétique de la part des constructeurs, et cela de par le fait qu’ils essaient de donner la plus grande autonomie à ces machines. Les batteries toujours plus efficaces, et surtout les composants informatiques économes en énergie (les futurs processeurs tourneront à du 1V contre 3.3V actuellement,…).

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Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Échangeur à caloduc

Principe

Le caloduc est un superconducteur de chaleur fonctionnant en cycle fermé selon le principe évaporation – condensation, avec retour de liquide soit par gravité, soit par capillarité.

Son intérêt provient de la valeur très élevée de la chaleur latente de changement de phase comparée à la chaleur spécifique.

Il est constitué d’une enceinte hermétiquement scellée, contenant un fluide frigorigène. Le choix du fluide caloporteur dépend de la température de travail prévue.

Caloduc.

Le flux d’air chaud circulant dans la partie inférieure du tube cède sa chaleur au fluide liquide et le porte à ébullition. La vapeur ainsi formée monte dans la partie haute du tube où elle se trouve en contact avec l’air froid. Le gaz va se condenser sur la paroi interne du tube en cédant sa chaleur de condensation, puis va retomber naturellement par gravité dans la partie inférieure pour un nouveau cycle.

De nombreux caloducs toujours en fonctionnement travaillent avec un fluide frigorigène de la catégorie des chlorofluorocarbures (CFC) actuellement interdits dans les nouveaux matériels.

La disposition verticale est caractéristique du type à gravité. Il existe également des tubes horizontaux où la circulation se fait par capillarité. Ce dernier système est alors réversible et peut donc fonctionner en été.

Ce type de récupérateur se caractérise par sa faible masse, l’absence de pièces en mouvement et un encombrement réduit. Les conduits d’air repris et d’air neuf doivent cependant être proches.

Concernant le fonctionnement, une régulation est à prévoir, de même il faut également prévoir un entretien du récupérateur.

Facteur influençant le rendement

Soit le diagramme suivant fourni par un constructeur :

Graphe de performance.

Ce diagramme est conçu en fonction d’une température entre l’air vicié et l’air neuf de 30°C mais peut cependant s’appliquer également avec une bonne fiabilité dans toute la plage comprise entre 20°C et 40°C. Le diagramme ci-dessus suppose que les débits d’air neuf et d’air vicié sont identiques.

Le rendement de récupération est donc fonction ici :

du débit d’air,
de la taille de l’échangeur.

> l’efficacité thermique se situe généralement entre 50-60 %.

Avantages – Désavantages

Avantages

Faible encombrement,
peu de maintenance,
système statique (pas d’énergie d’appoint),
réversibilité pour le type horizontal à capillarité.

Désavantages

Amenée et évacuation d’air doivent être adjacentes,
régulation de température limitée,
risque de givre mais seuil assez bas,
en cas de panne, il y a risque de contamination de l’air par le fluide frigorigène,
pas réversible, donc pas de fonctionnement d’été possible pour le type gravitaire.

Régulation

Tous les types de récupérateurs nécessitent un système de régulation :

En hiver pour éviter le gel du côté de l’air extrait : si l’échange est tel que la température de l’air extrait chute sous 0°C, il faut réduire le transfert de chaleur pour éviter le givre de l’échangeur.

En mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : il faut réduire l’échange pour éviter que la température de l’air neuf devienne telle qu’elle contribue à surchauffer l’ambiance intérieure.

Pour les échangeurs verticaux, la régulation antigel s’effectue par by-pass d’une partie de l’air neuf qui est injecté directement sans passer par le récupérateur. On limite ainsi la diminution de température de l’air rejeté. C’est en fonction de l’état de l’air repris que les diagrammes des fabricants permettent de déterminer les conditions pour lesquelles on risque d’atteindre la limite de gel. Il faut en outre tenir compte de cette possibilité de by-pass pour dimensionner la batterie de préchauffe complémentaire placée sur l’air neuf.

Pour réguler les échangeurs caloducs horizontaux, on le dispose sur une balance, de légères inclinaisons de +- 5 à 10 degrés accélérant le retour des condensats (augmentation de puissance) ou le ralentissement (diminution de puissance) progressivement. On parle de régulation par basculement.

Entretien

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.

En effet, l’encrassement des surfaces d’échange a deux conséquences néfastes sur la récupération : la réduction du coefficient d’échange de chaleur et la réduction des débits d’air.

Le tableau ci-dessous donne, pour les caloducs, les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance :

Caloducs		v
1	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X
2	Contrôle des éventuelles fuites d’air	–
	fuites externes	X
	fuites internes	X
	fuites au niveau du clapet de by-pass	X
3	Contrôle de la régulation	–
	régulation à bascule	X
	régulation du/des clapets de by-pass	X
	régulation antigel	X
4	Contrôle du fluide caloporteur	–
	contrôle du remplissage du circuit	X

Exemple

En vue de comparer les différents systèmes de récupération, nous développons ici le calcul du rendement de l’installation pour les différents systèmes de récupération présentés.

Prenons comme exemple une installation de traitement d’air d’un immeuble de bureaux, fonctionnant en tout air neuf, 10 heures/jour, 5 jours/semaine.

Les groupes de pulsion et d’extraction GP/GE sont de même débit : 21 000 m³/h – section de 1 525 x 1 525 mm, soit une vitesse d’air de 2,5 m/s.

Dans le cas d’un échangeur à caloduc, on déduit du catalogue du constructeur :

le choix d’un caloduc en Cu/Al avec 8 rangs,
le fonctionnement dans les conditions extrêmes :

l’évolution dans le diagramme de l’air humide :

l’efficacité thermique instantanée :

ε_t= t₂ – t₁/ t₃– t₁= (9,6 – (- 10)) / (22 – (- 10)) = 0,61 = 61 %

L’équipement sélectionné a entraîné les températures de sortie des fluides. On en déduit que le récupérateur a donné un accroissement de température de l’air neuf de 61 % de l’écart maximal entre les fluides, soit 0.61 x 32° = 19,6°.

Remarque : en réalité, le rendement thermique (rapport des enthalpies) donnerait :

η = h₂– h₁/ h₃– h₁= (13,5 – (- 6,5)) / (41 – (- 6,5)) = 0,42 = 42 %

Seulement 42 % du transfert maximal (en chaleur sensible et latente) est réalisé par le récupérateur).

La puissance maximale récupérée représente :

P_{max. réc.} = 0,34 [W/(m³/h).°C] x 21 000 [m³/h] x (9,6° – (- 10°)) = 136 [kW]

0,34 [W/(m³/h).°C] = chaleur spécifique de l’air

Cette puissance pourra être déduite de la puissance de la chaudière à installer.

P_{moy. réc.}= 136 [kW] x (22° – (8°)) / (22° – (- 10°)) = 60 [kW]

Cela entraîne une économie thermique de

E_réc= 60 [kW] x 10 [h/j] x 5 [j/sem]. x 35 [sem] / 0,8 = 130 870 [kWh]

Le facteur 0.8 correspond au rendement saisonnier de la production de chaleur pour une installation de chauffage nouvelle et dont les conduites sont isolées. On prendrait 0.7 pour une installation plus ancienne. 35 semaines correspondent à la durée de la saison de chauffe.

Suite à la présence du récupérateur (pertes de charge complémentaires), les puissances des ventilateurs sont modifiées comme suit :

Avant

Après

2,2 kW

5,2 kW

4,4 kW

6,6 kW

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Eclairage à deux composantes

Une première composante assure un éclairage général direct ou indirect de faible éclairement (environ 300 lux sur le plan de travail); une deuxième composante assure l’appoint directement sur la place de travail.

Avantages

Ce système est énergétiquement le plus intéressant : il associe un faible niveau d’éclairement général et des luminaires ponctuels, en fonction des besoins.

Inconvénients

L’inconvénient de l’éclairage ponctuel est qu’il peut générer des contrastes, des ombres marquées ainsi que des réflexions gênantes. Ceci dit, le fait de veiller à une bonne uniformité permet de limiter les effets néfastes des contrastes.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prescriptions relatives à l’éclairage dans les écoles

Principe

Il est utile de pouvoir connaître les niveaux d’éclairement recommandé suivant l’ergonomie de travail (le confort de la tâche de travail).Dans la norme NBN EN 12464-1, on établit une nomenclature dans laquelle on retrouve pour différents locaux des bâtiments du tertiaire, entre autres, les paramètres suivants :

le niveau d’éclairement moyen Em à respecter au niveau de la tâche,
la valeur limite de l’UGR,
l’uniformité d’éclairement U_o minimale pour maintenir l’éclairement recommandé,
l’indice du rendu des couleurs des lampes Ra,
et des remarques spécifiques à des cas particuliers.

Dans la nomenclature ci-dessous, on reprend les principaux types de locaux.

Écoles maternelles et garderies

Type d’intérieur, tâche ou activité	Em (lux)	UGR	Uo	Ra	Plan de travail
Salle de jeux	300	22	0,4	80	0.1 m au-dessus du sol.
Crèches	300	22	0,40	80	0.5 m au dessus du sol par défaut.
Salles de travaux manuels	300	19	0,60	80	0.5 m au dessus du sol par défaut.

Bâtiments scolaires

Type d’intérieur, tâche ou activité	Em (lux)	UGR	Uo	Ra	Remarques	Plan de référence
Salle de classe en primaire et secondaire	300	19	0,60	80	un contrôle de l’éclairage est recommandé	0.85 m du sol par défaut.
Salle de classe pour les cours du soir et enseignement aux adultes	500	19	0,60	80	un contrôle de l’éclairage est recommandé
Auditorium, salle de conférence	500	19	0,60	80	un contrôle de l’éclairage est recommandé
Tableau noir, vert et blanc	500	19	0,70	80	1. éviter les réflexes spéculaires 2. un éclairement vertical convenable est recommandé pour l’enseignant/présentateur	Le plan vertical du tableau.
Table de démonstration	500	19	0,70	80	Pour les salles de conférence 750 lux	0.85 m du sol par défaut.
Salle d’art	500	19	0,60	80	–
Salle d’art dans les écoles des beaux-Arts	750	19	0,70	80	5000 K ≤ Tcp ≤ 6500 K
Salle de dessin industriel	750	16	0,70	80	–
Salle de travaux pratiques et laboratoire	500	19	0,60	80	–
Salle de travaux manuels	500	19	0,60	80	–
Atelier d’enseignement	500	19	0,60	80	–
Salle de pratique musicale	300	19	0,60	80	–
Salle de pratique informatique	300	19	0,60	80	–
Laboratoire de langues	300	19	0,60	80	–
Atelier et salle de préparation	500	22	0,60	80	–
Hall d’entrée	200	22	0,40	80	–	0.1 m du sol.
Zones de circulation et couloirs	100	25	0,40	80	–
Escaliers	150	25	0,40	80	–
Salle commune pour étudiants et salle de réunion	200	22	0,40	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Salles des professeurs	300	19	0,60	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Bibliothèque : rayonnages	200	19	0,60	80	–	plans verticaux des rayonnages.
Bibliothèque : salle de lecture	500	19	0,60	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Réserves pour le matériel des professeurs	100	25	0,40	80	–	–
Hall de sport, gymnases et piscines	300	22	0,60	80	voir EN 12193	0.1 m du sol.
Cantine scolaire	200	22	0,40	80	–	0.85 m du sol par défaut.
Cuisine	500	22	0,60	80	–	0.85 m du sol par défaut.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Types de programmateur d’intermittence

Pratiquer une intermittence du chauffage durant les périodes d’inoccupation du bâtiment conduit toujours à des économies d’énergie. Celles-ci seront plus ou moins importantes en fonction du type de bâtiment (inertie, isolation) et de la durée d’inoccupation. Elles dépendent aussi du type de programmateur utilisé. L’ordre dans lequel ces derniers sont décrits ici correspond à une gradation dans le potentiel d’économie d’énergie réalisable. Les programmateurs peuvent agir soit directement sur la chaudière dans le cas d’un circuit de distribution unique et/ou sur la régulation des circuits secondaires.

Abaissement de courbe de chauffe

Ce type de programmateur est encore extrêmement répandu dans nos chaufferies.

Il est appliqué sur bon nombre de régulateurs travaillant sur base d’une sonde extérieure. Dans ces derniers, la température de l’eau de chauffage est régulée en fonction de la température via une courbe de chauffe.

Le ralenti de chauffage consiste alors en un changement de courbe de chauffe programmé (souvent en fonction d’une horloge hebdomadaire) pour les périodes d’inoccupation.

Les régulateurs proposent généralement un déplacement parallèle de la courbe de chauffe pour le ralenti via :

un potentiomètre gradué en température d’eau. Pour des corps de chauffe dimensionnés pour un régime d’eau 90/70°, on considère souvent qu’une variation de température d’eau de 4 .. 5°C entraîne une variation de température ambiante de 1°C,
un potentiomètre gradué en température ambiante. Cette grandeur est indicative puisqu’aucune sonde intérieure ne permet de vérifier la température ambiante qui sera atteinte durant le ralenti,
un potentiomètre gradué de 0 à 10,
un boîtier de dialogue (appareils digitaux).

Potentiomètres basés sur la température ambiante ou sur la température d’eau.

En fonction du type de régulateur, le déplacement de ralenti proposé correspond,

soit à une translation par rapport à la courbe réelle de jour qui a été définie,
soit à une translation par rapport à la courbe de base du régulateur qui correspond au point pivot préréglé du régulateur.

Abaissement de la courbe de chauffe par rapport à la courbe de base du régulateur ou par rapport à la courbe de chauffe réelle de jour

Il est donc important de vérifier dans le mode d’emploi du régulateur le type de réglage qui est pratiqué.

Avec un tel mode de régulation, on parle de ralenti et non de coupure nocturne car, en période d’inoccupation, on continue toujours à fournir de la chaleur au bâtiment, moins qu’en période d’occupation, mais en quantité suffisante pour ne pas permettre un abaissement rapide de la température intérieure.

La relance du chauffage se fait :

Soit avec la température d’eau définie par la courbe de chauffe de jour. Dans ce cas, la puissance maximale n’est pas appliquée, ce qui rallonge la période de remise en température du bâtiment.
Soit avec une température dite « de régime accéléré », ce qui diminue le temps de relance.

Notons que, pour protéger de la condensation les chaudières dont la température d’eau ne peut descendre en dessous d’une certaine valeur, des régulateurs permettent une limitation basse de la température de départ de l’eau (par exemple 50°C). Si c’est la cas et si le réglage de la température d’eau s’effectue directement au niveau de la chaudière, il n’y aura quasi plus de ralenti de nuit lorsque la température extérieure dépasse un certain seuil.

Courbe de chauffe appliquée à une chaudière « basse température » ne pouvant descendre en-dessous de 50°C. Le ralenti nocturne est réalisé par un abaissement de la température d’eau de la chaudière de 20°C. À partir d’une température extérieure d’environ 0°C, l’intensité du ralenti diminue. Le ralenti disparaît lorsque la température extérieure dépasse 7°C.

Coupure et relance à heures fixes

Ce type de programmateur assure à heures fixes (en fonction d’une horloge quotidienne, hebdomadaire ou annuelle) :

le fonctionnement normal du chauffage en période d’occupation, régulé par exemple en fonction de la température extérieure,
l’arrêt complet du chauffage (arrêt des chaudières, fermeture des vannes mélangeuses, arrêt des circulateurs, …) en fin de période d’occupation,
la relance du chauffage à allure réduite pendant la période d’inoccupation si la température intérieure, mesurée par une sonde d’ambiance, descend en dessous d’une valeur limite (par exemple 16° en semaine et 14° le week-end),
la relance du chauffage, à pleine puissance.

Ce type de programmation permet l’arrêt complet du chauffage et la remise rapide en température du bâtiment. Un inconvénient subsiste : la coupure et la relance s’effectuent à heures fixes. Or le temps d’abaissement et de remontée de la température intérieure varie en fonction de la température extérieure, en fonction de la température atteinte pendant la coupure, en fonction de la chaleur emmagasinée dans le bâtiment durant l’occupation, …

Optimiseurs

Par rapport aux programmateurs assurant une coupure et une relance à heures fixes, les optimiseurs font varier le moment de ces dernières en fonction de différents paramètres.

Sur base de la température extérieure

Le moment de la coupure et de la relance varie en fonction de la température extérieure. Lorsqu’il fait plus chaud, le refroidissement du bâtiment est plus lent. L’heure de coupure est donc avancée automatiquement. De même, la température intérieure atteinte durant l’inoccupation et l’énergie nécessaire à la relance est plus faible. L’heure de la relance est donc retardée.

Ce type d’optimiseur ne mesurant pas la température intérieure présente une certaine imprécision en ce qui concerne le moment précis où la température intérieure d’occupation sera atteinte.

Sur base de la température extérieure et intérieure

L’adjonction de la température intérieure atteinte durant l’inoccupation comme paramètre de décision pour enclencher la relance permet une plus grande précision dans la définition de l’heure de relance. Cela limite les risques d’inconfort et optimalise le temps de coupure et donc l’énergie économisée.

La paramétrisation de ce type de programmateur reste délicate, en effet, il faut procéder par essais – erreurs, puisque plusieurs paramètres importants restent inconnus de l’utilisateur : l’inertie thermique du bâtiment, le degré de surpuissance du chauffage, ….

Autoadaptation

On parle d' »optimiseurs autoadaptatifs ».

Le programmateur adapte automatiquement ses paramètres de réglage au jour le jour, en fonction des résultats qu’il a obtenu les jours précédents. Par rapport à l’optimiseur décrit ci-avant et bien réglé, l’optimiseur autoadaptatif n’apportera pas d’économie d’énergie complémentaire. Son rôle est de faciliter (l’utilisateur ne doit plus intervenir) et donc d’optimaliser le réglage.

Exemple.

Lors de la relance matinale, le but définit à l’optimiseur est d’atteindre la température de 20°C au moment de l’occupation du bâtiment.

Le premier jour, comme l’optimiseur ne connaît pas le bâtiment, ni la surpuissance de l’installation, il démarrera l’installation uniquement en se basant sur la température extérieure et la température intérieure.

Dès lors, il est plus que probable que la température de consigne diurne soit atteinte trop tôt.

Le lendemain, l’optimiseur décalera automatiquement le moment de la relance. Ainsi de suite, jusqu’à ce qu’il trouve seul le bon réglage.

On peut considérer qu’il faut 4 jours à un optimiseur autoadaptatif pour définir correctement la loi qui relie la température extérieure, la température intérieure et le moment de la relance.

L’optimiseur fera le même exercice pour anticiper le moment de la coupure, tout en garantissant le confort des occupants.

Comparaison de l’économie réalisée en fonction du type de programmateur

La consommation d’une installation de chauffage est proportionnelle à la différence de température entre l’intérieur et l’extérieur. Plus cette différence diminue, moins on consommera.

Graphiquement, on peut représenter la consommation de chauffage comme suit :

Image de la consommation de chauffage sans intermittence et avec intermittence.

On voit donc que plus la température intérieure chute et plus le temps pendant lequel cette température est basse est important, plus l’économie d’énergie réalisée grâce à l’intermittence est importante.

Comparons l’évolution de la température intérieure (donc l’évolution de l’économie d’énergie) en fonction du programmateur choisi (cas de la mi-saison) :

Abaissement de la température de l’eau.
La réduction de température intérieure est lente, de même que la relance.

Coupure complète et relance à heures fixes.
Le moment où la température de consigne d’occupation est atteinte dépend de la saison.

Optimiseur.
Les moments de la coupure et de la relance sont adaptés soit automatiquement, soit par réglage de l’utilisateur. La précision du réglage et la différence d’économie entre les 3 types d’optimiseurs dépendent de ce dernier.

Comparaison qualitative entre les types de programmateur.

Dérogation

Il est souvent nécessaire dans le cas d’immeubles tertiaires de prévoir une possibilité de dérogation sur le fonctionnement de ralenti.

Un exemple de dérogation particulièrement intéressant est la possibilité de relancer l’installation pour une durée limitée (par exemple, 2 heures). Après cette période l’installation repasse en mode automatique, évitant ainsi tout oubli. Si l’occupant est encore présent, il peut remettre l’installation en dérogation et obtiendra de nouveau 2 heures de chauffage.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Lampes incandescentes

Comment fonctionne une lampe incandescente ?

Le courant électrique passe dans le filament en tungstène et le porte à une température élevée par effet Joule. Le filament devient incandescent : il émet de la lumière ainsi que de la chaleur. Des atomes de tungstène sont éjectés du filament par sublimation et sont déposés au niveau de la surface interne de l’ampoule en verre plus froide. Il s’ensuit un noircissement de l’ampoule après un temps d’utilisation relativement court.
Une des parades au noircissement est l’augmentation de la surface des ampoules à incandescence. Raison pour laquelle ce type d’ampoule est de taille importante par rapport aux lampes halogènes par exemple.
Le flux lumineux des lampes à incandescence peut être diminué ou augmenté par variation de la tension (« dimming« ). Cette modulation se fera cependant avec une diminution de la température de couleur et du rendement lumineux.

Itinéraire d’une fin programmée

Depuis septembre 2009, l’utilisation de la lampe à incandescence est en chute libre ! En effet, par rapport à d’autres types de lampe, la lampe à incandescence est très énergivore. Pour cette raison, elle a été retirée progressivement du marché.

Type		Puissance	2009	2010	2011	2012	2013	2014	2016
Incandescente	Claire	15 W	Classe E*	Classe E*	Classe E*	Classe C*	Second niveau d’exigences de fonctionnalité	Réexamen	Classe B
		25 W	Classe E*	Classe E*	Classe E*	Classe C*			Classe B
		40 W	Classe E*	Classe E*	Classe E*	Classe C*			Classe B
		60 W	Classe E*	Classe E*	Classe C*	Classe C*			Classe B
		75 W	Classe E*	Classe C*	Classe C*	Classe C*			Classe B
		100 W	Classe C*	Classe C*	Classe C*	Classe C*			Classe B
	Non – claire		Classe A	Classe A	Classe A	Classe A			Classe A
	Disponibilité		* Classe E pour les culots 514, 515, 519 (linolites)
	Indisponibilité		* Classe E pour les culots 514, 515, 519 (linolites)

Réglementation

Pour en savoir plus sur les classes énergétiques des lampes

Données	Pour connaitre les caractéristiques des lampes à incandescence
Données	Pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Sonde COV

Domaine d’application

Il s’agit d’une sonde de qualité de l’air, permettant notamment de réguler la ventilation en fonction des besoins. La mesure des Composés Organiques Volatiles (« mixed-gas sensors » ou VOC en anglais) est surtout réalisée dans les lieux fortement pollués par la présence de fumée de tabac ou d’odeurs.

La sonde présente en effet une grande sensibilité aux odeurs d’origine humaine, à la fumée de cigarette et aux émissions provenant des matériaux d’ameublement et de décoration, aux produits d’entretien ménager,… Bref, aux bonnes comme aux mauvaises odeurs! Il ne faut donc pas interpréter trop vite l’emballement du ventilateur lorsque la secrétaire rentre dans son bureau : c’est seulement la puissance de son parfum !

Elle permet une mesure simple, peu onéreuse, bien adaptée aux applications qui réclament une évaluation non sélective des polluants dans les bâtiments. Sa concurrente directe est la sonde CO₂ plus fidèle pour détecter le nombre de personnes présentes dans un local, par exemple.

Fonctionnement

La sonde COV utilise le principe de Taguchi. Elle dispose d’un semi-conducteur (le plus souvent du dioxyde d’étain), mis en température par une résistance chauffante.

La surface du semi-conducteur est recouverte d’une très fine couche d’oxydes métalliques. Il s’y produit une oxydation des gaz et vapeurs, d’autant plus prononcée que le matériau est poreux et présente une surface d’échange importante. Sa résistance électrique varie en fonction de la quantité de molécules de composés organiques en contact. Le spectre des molécules auquel cet élément est sensible est très large, cette faible sélectivité (faible mais non nulle) la rend adaptée aux émanations humaines, à la fumée de tabac et à bien d’autres composés.

Suite à la variation de la résistance électrique du semi-conducteur, une simple mesure de tension électrique permet de connaître la quantité de gaz et de vapeur en présence.

Présentation

Il existe deux modèles de sondes COV : celles qui s’installent en paroi, dans le local et celles qui prennent place dans les conduits aérauliques.

Leurs présentations et leurs encombrements sont similaires à celles des sondes de température.

Emplacement

Il est préférable de choisir une sonde à placer en conduit aéraulique et de l’installer dans le conduit de reprise d’air. Ainsi, la mesure est plus représentative de la qualité d’air moyenne du local et la sonde n’est moins soumise aux perturbations locales et à l’empoussièrement.

Il convient toutefois de prendre quelques précautions. Les sondes ne doivent pas être installées ni trop loin, ni trop près de la grille de reprise, de façon à

éviter les dépôts sur la partie sensible de la sonde,
ne pas augmenter par trop le temps de réponse,
éviter les risques de condensation de vapeur d’eau sur la sonde,
garder un accès aisé.

Dans le cas où la sonde est placée dans le local, on sera attentif à

les éloigner des portes et fenêtres (pour éviter l’influence de l’air extérieur),
éviter les coins (mauvaise circulation de l’air).

Output

Ces sondes délivrent un signal analogique standard de type 0 – 10 V, proportionnel à la présence de composés organiques volatiles. Leur réponse est quelquefois exprimée en 0 – 100 % de qualité d’air.

Fiabilité

Des études ont montré une perte de sensibilité du semi-conducteur lors de son vieillissement. Par ailleurs, il semblerait que les conditions de température et d’humidité ambiante aient une influence sur la réponse.

Mise sue le marché au début des années 80, ces sondes ont connus des problèmes de jeunesses mais leur fiabilité s’est accrue depuis lors.

Les durées de remise en régime de ces sondes, d’une quinzaine de minutes au maximum, sont suffisantes pour recouvrer une réponse correcte et stable après interruption de l’alimentation électrique même de longue durée (plus d’une dizaine d’heures), contrairement aux indications des notices techniques.

Coût

Le prix moyen d’une sonde de COV est de 225 €.

Maintenance

Les mesures de composés organiques volatiles à semi-conducteurs requièrent un étalonnage fréquent bien qu’il ne soit pas toujours spécifié par les constructeurs. Une périodicité de 6 mois au plus est conseillée.

Le choix du mélange de référence est ouvert.

Le ré-étalonnage nécessite de prendre des précautions quant au choix du mélange de référence. Quelques notices techniques de fournisseurs préconisent de réaliser un étalonnage pour une concentration de méthane de 1 000 ppm. Il semble que l’acétone puisse être utilisée pour simuler les odeurs corporelles et le monoxyde de carbone pour la fumée de tabac.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique de la régulation

Évaluer l'efficacité énergétique de la régulation

Pertes de régulation.

Le point de départ : le relevé de l’installation

Pour analyser la régulation d’un bâtiment, pour imaginer de nouvelles solutions et en discuter avec le gestionnaire de l’installation de chauffage voire l’installateur, il est très utile de commencer par tracer le schéma hydraulique de l’installation de chauffage. C’est un schéma simplifié reprenant les chaudières, les tuyauteries, les corps de chauffe, … sur lequel on pourra ensuite greffer les équipements de régulation. Notons que l’on parle ici de « schéma hydraulique » parce que ce sont les installations de chauffage à eau chaude qui sont actuellement les plus fréquemment rencontrées, mais le raisonnement est similaire pour les installations de chauffage à air chaud.

Idéalement, un tel schéma doit déjà exister et se trouver dans la chaufferie. L’installateur en a généralement une copie. À défaut, …il faudra le recomposer ! Ce travail est mis à jour à chaque modification de l’installation. Mieux, il est placé dans une double pochette plastique de protection, avec le carnet d’entretien de l’installation. Dans ce carnet sont notées toutes les interventions effectuées sur l’installation de chauffage, les plaintes des occupants, les modifications de réglage qui ont suivi, … Quelle mine d’informations pour un nouvel intervenant !

Pour réaliser le schéma, la tâche consiste « à suivre les tuyaux » et à dresser un plan simplifié du réseau.

Exemple : principe de régulation d’une installation existante et son schéma hydraulique. Voici typiquement le type de schéma de principe d’une installation que l’on a à sa disposition ou que l’on doit générer soi-même.

On reconnaît :

La température de l’eau (3) des circuits A, B, C est régulée par une vanne 3 voies en fonction de sondes extérieures (1) et (10).
La température du collecteur (5) est automatiquement calculée en fonction de la température du circuit secondaire le plus demandeur.
Les chaudières et leur circulateur sont commandés en cascade en fonction des besoins (6).
Un régulateur optimiseur (2) gère le ralenti nocturne du circuit A (circuit nord).
Un thermostat d’ambiance (12) permet une programmation séparée du circuit B.
Le ralenti nocturne du circuit C (circuit Sud) est géré par un régulateur optimiseur (11). Ce régulateur dispose d’une sonde solaire en complément de la température extérieure communiquée par le régulateur au Nord.
Un contact est utilisé pour la coupure de deux ventilateurs d’extraction situés dans la salle de sports située au Sud également.
Une vanne de zone deux voies (15a), commandée par un thermostat d’ambiance et par une horloge pour le circuit D (réfectoire à usage limité).
Une vanne de zone deux voies (15b) pour les circuits E et F (locaux administratifs), commandée par une simple horloge, étant entendu que la température de départ est régulée dès la sortie de chaudière. Des vannes thermostatiques sont présentes dans les locaux pour une régulation complémentaire.
À noter qu’une soupape différentielle stabilise la pression des réseaux D et E et que le circulateur est coupé si les deux vannes de zone sont fermées.
En pratique, il est plus aisé de comprendre la logique qui règne dans cet « amas de tuyaux » si l’ensemble de l’installation est décomposé en 3 niveaux :

Production de chaleur,
Distribution de chaleur : découpage du bâtiment en zones disposant d’un circuit d’alimentation distinct et distribution vers chaque zone,
Émission de chaque corps de chauffe.

On retrouve alors les 3 niveaux de régulation qui y sont associés :

Production : régulation de la chaudière (ou de la cascade de chaudières) et régulation de la température de la boucle primaire,
Distribution : régulation de la température de chaque départ,
Émission : « finition » de la régulation, par exemple via les vannes thermostatiques.

Techniques

Des symboles conventionnels existent pour représenter les divers équipements. En les utilisant, on simplifie les représentations et on utilise un langage commun aux hommes de métier.

Exemple :

Voici, à titre d’exemple, le schéma d’une installation comportant 1 chaudière et 3 circuits consommateurs, un circuit de chauffage pour radiateurs en façade Nord, un circuit pour radiateurs en façade Sud (avec présence d’une sonde d’ensoleillement) et un circuit pour l’échangeur d’eau chaude sanitaire.

La campagne de mesure : un outil pour tous

Dans les grandes installations modernes, les mesures et l’historique des différents capteurs alimentant le système de régulation sont parfois disponibles. Nous ne traiterons pas ce cas ici. En effet, nous nous concentrerons uniquement sur la situation la plus courante, situation où l’installation est éventuellement équipée de capteurs, mais dont l’historique de mesure n’est disponible par l’utilisateur.

Les deux premières photographies montrent des capteurs qui mesurent la température de départ de deux circuits de chauffage. Pour information, ces capteurs sont connectés à la régulation électronique de l’installation (voir dernière photo) qui maintient cette température de départ à un certain niveau. Nous supposons ci-dessous que l’historique de ces capteurs intégrés à la régulation n’est pas disponible par l’utilisateur.

Sur base du schéma de principe de l’installation, il est opportun de placer plusieurs sondes de température pour vérifier le comportement de cette installation, pour réaliser son diagnostic. Il s’agit essentiellement de mesurer :

La température de départ et de retour de certains circuits de chauffage en mesurant la température de la surface métallique des conduites. Si la température de départ est régulée de manière climatique, la présence d’une sonde permet de vérifier si la température de départ correspond bien aux paramètres de la courbe de chauffe, voire si la courbe de chauffe est correctement fixée. La température de retour peut aussi présenter un certain intérêt. Dans le cas des chaudières à condensation, on peut vérifier que la température de retour vers la chaudière est généralement inférieure au point de rosée du gaz (~ 55 °C) ou du mazout (~ 47.5 °C). Cela permet donc de vérifier que la chaudière condense effectivement ! La pratique montre que dans beaucoup d’installations les chaudières à condensation ne condensent pas parce que la température de retour n’est pas suffisamment basse.

La température dans différentes zones thermiques au moyen de sondes de température ambiante. On peut détecter la présence d’une température trop basse, synonyme d’inconfort, ou une température trop élevée par rapport à la consigne, synonyme de surconsommation voire d’inconfort. En outre, on peut vérifier si l’intermittence du chauffage correspond bien à l’horaire d’occupation du bâtiment.

La mesure de la température extérieure toujours au moyen d’une sonde de température ambiante. Néanmoins, il faudra être vigilant et la placer à l’ombre pour que la mesure ne soit pas faussée par le rayonnement du soleil.

La première et la deuxième figure montrent une sonde « temporaire » de mesure de la température de surface d’une conduite placée par un auditeur : le capteur est maintenu contre la conduite au moyen d’une bande en velcro assurant ainsi une bonne mesure. La dernière figure montre un type de sonde de température ambiante voire de température extérieure. Comme on le voit, ces capteurs ne sont pas équipés d’alimentation électrique, mais de piles si bien qu’avec leur taille réduite, ils peuvent être facilement placés au sein de l’installation de chauffage.

À l’heure actuelle, le prix des sondes mesurant la température est devenu très abordable. Au regard des économies d’énergie qu’une optimisation de la régulation peut engendrer, l’investissement dans ces appareils de mesure est souvent négligeable. En outre, les sondes sont fournies avec un logiciel qui permet de traiter très facilement les données. Il permet d’extraire les données de la sonde et de l’importer vers un ordinateur ainsi que de visualiser très facilement ces données pour effectuer son diagnostic. La paramétrisation des sondes est souvent très simple et très intuitive. Les sondes possèdent une mémoire d’enregistrement assez importante pour permettre de collecter plusieurs semaines voire plusieurs mois de mesures (suivante le laps de temps entre chaque mesure de température réalisée). Il n’est pas nécessaire de « veiller » en permanence sur l’installation de mesure pendant la campagne. Par conséquent, la campagne de mesure n’est pas onéreuse et n’est pas une question des spécialistes !

Reprenons l’exemple ci-dessus

Dans cette installation, on est en présence d’une chaudière dont le brûleur est régulé pour maintenir le départ à un certain niveau de température. La boucle primaire alimente deux circuits qui correspondent aux pièces de la façade Nord et Sud. La température de départ de chaque circuit est régulée en fonction de la température extérieure (régulation climatique) et d’une vanne 3 voie. Des capteurs de température sont déjà présents pour cette régulation, mais les valeurs mesurées sont non accessibles.

Dans ce cas, une manière efficace de vérifier le fonctionnement réel de cette installation est de placer des sondes de température de surface juste en aval des vannes 3 voies sur les 2 circuits de chauffage ainsi qu’une sonde de température à l’extérieur du bâtiment. En outre, si on peut placer une ou plusieurs sondes dans les pièces relatives aux circuits Nord et Sud, on aura une bonne idée du confort rencontré dans le bâtiment, de l’adéquation entre la température de départ des circuits de chauffage et le confort (ou la surchauffe) rencontré. Finalement, si la chaudière possède un mode de régulation spécifique, notamment en ce qui concerne la gestion de l’eau chaude sanitaire, on peut placer des capteurs sur le collecteur primaire afin de vérifier si la température de la chaudière évolue correctement suivant ce mode de régulation.

La chaleur fournie est-elle adéquate en intensité ?

Ou le respect de la température de consigne …

Souvent en présence d’une régulation climatique

Dans la plupart des installations de chauffage dans le secteur tertiaire, la température de l’eau distribuée dans le bâtiment est régulée en fonction de la température extérieure (c’est-à-dire par une régulation climatique) au moyen :

Ce mode de régulation est intéressant, car il permet de limiter les pertes des circuits de distribution et parfois des chaudières. En outre, il est presque indispensable pour permettre un fonctionnement correct des vannes thermostatiques. Appliqué seul, la régulier climatique est cependant rarement suffisante, d’autant plus que son réglage laisse souvent à désirer.

Concevoir

Pour en savoir plus sur le choix du mode de régulation.

Techniques

Pour comprendre le réglage d’un régulateur avec courbe de chauffe.

Absence de régulation locale

Tout d’abord, le chauffage n’est totalement efficace que si les besoins de tous les locaux desservis avec une même température d’eau, ont des besoins identiques :

même exposition ;
mêmes apports internes ;
même surdimensionnement des émetteurs.

Dans le cas contraire, il est impossible, sans régulation locale complémentaire, même avec le réglage global le plus fin, de contenter tout le monde, d’éviter les surchauffes locales et une régulation par « ouverture des fenêtres ». Ces éléments sont source de surconsommation voire d’inconfort.

Si sur un même circuit de distribution, il existe des locaux soumis à des apports de chaleur gratuits (nombre d’occupants élevés, ensoleillement, équipement plus important, ….), pratiquement, seules des vannes thermostatiques peuvent y limiter l’émission de chaleur et permettre des économies d’énergie.

Améliorer

Placer des vannes thermostatiques.

Mauvais réglage de la courbe de chauffe

Bien souvent la température de l’eau envoyée dans l’installation est trop élevée. Il y a plusieurs raisons à cela :

Le réglage des courbes de chauffe est effectué de façon « standard » par le chauffagiste ou la société en charge de la régulation (à l’installation ou la maintenance), sans connaître réellement le comportement thermique du bâtiment, les caractéristiques des émetteurs et le souhait des occupants.

À chaque plainte, le responsable technique du bâtiment modifie le réglage de la courbe, le plus souvent au hasard, en redressant la courbe ou en changeant le déplacement parallèle (afin d’obtenir une température de départ plus élevée). Souvent, aucun historique des réglages successifs n’est tenu, il est donc impossible d’optimiser la température d’eau pour toute la saison de chauffe.

Ou tout simplement, la régulation est absente. Le gestionnaire du bâtiment modifie manuellement la température de la chaudière ou la position des vannes trois voies dont le moteur est inopérant en fonction des saisons.

Calculs

Tracer la courbe de chauffe programmée sur le régulateur.

Histoire vraie : une installation de chauffage d’une piscine sans régulation (globale et locale).

Le gestionnaire de cette installation tourne manuellement, chaque matin, les vannes mélangeuses, en fonction de sa perception du climat (il ne dispose même pas d’un thermomètre). Pour la régulation de chaque local, les occupants ouvrent ou ferment plus ou moins leur fenêtre.

La régulation a, en fait, été déconnectée, il y a plusieurs années, suite à un litige avec le chauffagiste. Rien ne fut entrepris depuis.

Une bonne part des moteurs de vanne sont « hors service » et certaines vannes même fermées laissent passer de l’eau chaude. Ceci a pour conséquence de chauffer certaines zones même en été.

Or il faut savoir que chaque bâtiment doit avoir une courbe de chauffe unique, en fonction,

des caractéristiques des émetteurs ;
de la température intérieure souhaitée ;
des caractéristiques thermiques du bâtiment.

Cette courbe de chauffe doit être réglée une fois pour toutes et reste valable quelle que soit la saison. Elle ne doit être modifiée que si un des 3 paramètres ci-dessus est modifié, par exemple, si on remplace les anciennes menuiseries par des doubles vitrages.

Améliorer

Régler les courbes de chauffe.

Ordre de grandeur

Il est difficile de chiffrer l’impact énergétique de tels défauts de régulation. Celui-ci n’est cependant pas négligeable. Pour s’en convaincre, on peut retenir l’ordre de grandeur suivant :

Dans un local dont la température de consigne est de 20 °C

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

La chaleur fournie est-elle adéquate suivant les lieux ?

Situation fréquente : les horaires d’occupation des locaux ne correspondent pas avec le découpage du réseau hydraulique.

Certains locaux doivent être chauffés en dehors des heures d’occupation du reste du bâtiment (réunion en soirée, conciergerie, salle de sport d’une école, …) et imposent le chauffage inutile de l’ensemble.

Certains locaux ne doivent pas être chauffés en permanence durant la journée (internat dans une école, bibliothèque ouverte 1 jour par semaine, …), mais le sont, car ils ne disposent pas d’une régulation particulière.

On peut évaluer grossièrement l’impact énergétique de telles situations :

Exemple.

Considérons une école chauffée 24 h sur 24 à cause de la conciergerie qui occupe 10 % de la surface totale. Si on imagine que la coupure du chauffage dans ce type d’établissement permet une économie de 30 %, l’économie totale réalisable si on dissocie le chauffage de la conciergerie de celui de l’école peut être estimée à :

0,3 x 0,9 = 0,27 ou 27 %

Différentes solutions peuvent être envisagées, avec des coûts extrêmement variables :

modifier les circuits hydrauliques ;
placer des vannes de zones ;
placer des vannes thermostatiques programmables ;
modifier l’occupation des locaux.

Cette dernière solution est souvent oubliée. Pourtant, une réorganisation des horaires ou des lieux d’activités permet d’éviter de gros investissements. Par exemple, pourquoi ne pas essayer d’organiser la réunion hebdomadaire du club de scrabble dans l’aile du bâtiment de toute façon chauffée pour les internes ?

Améliorer

Redécouper la régulation des différentes zones.

La chaleur fournie est-elle adéquate dans le temps ?

Utilité de l’intermittence

On entend encore parfois la réflexion : « Cela ne sert à rien de couper le chauffage durant la nuit, la chaleur économisée est repayée en début de journée suivante pour recharger les murs ! » C’est faux !

Image de la consommation de chauffage sans intermittence et avec intermittence.

La consommation d’un bâtiment est proportionnelle à la différence de température sur l’année entre l’intérieur et l’extérieur. On voit donc que l’on ne peut faire que des économies en coupant l’installation de chauffage quand le bâtiment est inoccupé.

On a toujours intérêt à couper le chauffage la nuit. Il est vrai que la décharge des murs devra être compensée par une surconsommation en début de journée pour les remettre à température. Mais le gain énergétique provient de la diminution des déperditions nocturnes. Et donc, plus la température intérieure descendra, plus l’économie augmentera.

Au pire, la coupure n’entraînera quasi pas de diminution de la température intérieure (cas d’un bâtiment fort inerte et très isolé) et l’économie d’énergie sera quasi nulle. Mais jamais on ne consommera plus.

Théories

Il est difficile d’évaluer précisément l’économie que l’on réalisera en pratiquant une intermittence du chauffage.

Par exemple, si avant la pratique de l’intermittence, un bâtiment était chauffé 24h/24 et qu’avec cette pratique, ce bâtiment n’est plus chauffé que deux heures par jour, la nouvelle consommation ne sera pas de 2/24^ème, mais bien du tiers ou de la moitié de ce qu’elle était initialement. Pourquoi ? À cause de l’inertie du bâtiment …

Pour en savoir plus sur les éléments qui influencent l’économie réalisée.

Abaissement de la courbe de chauffe

Dans la plupart des installations de chauffage, l’intermittence de chauffage (de nuit, de week-end) s’effectue par un abaissement de la courbe de chauffe : en fonction d’une horloge, la température de l’eau circulant dans l’installation est abaissée par rapport à la température d’eau de jour.

Pratiquer de la sorte est le mode de ralenti le moins efficace (et pourtant, il est encore installé fréquemment de nos jours).

En effet, en période d’inoccupation, on continue toujours à chauffer le bâtiment, mais avec de l’eau moins chaude. La chute de température dans le bâtiment est donc nettement plus lente que si on coupait entièrement l’installation jusqu’à ce que la température intérieure d’inoccupation soit atteinte.

Comparaison qualitative entre les types de mode d’intermittence :
évolution de la température intérieure en fonction de l’horaire d’occupation 8 .. 18h.

L’économie réalisée par l’intermittence dépend évidemment du temps de coupure possible.

Exemple.

Prenons l’exemple d’une école ouverte de 8h00 à 18h00, 182 jours par an. Le temps d’inoccupation durant la saison de chauffe est de près de 70 % !

Les économies réalisables en y pratiquant l’intermittence du chauffage avec un optimiseur sont de l’ordre de (à nuancer en fonction du degré d’isolation et de l’inertie thermique du bâtiment) :

30 % par rapport au bâtiment chauffé en continu,

15 à 20 % si le bâtiment dispose déjà d’un abaissement de température d’eau,

5 à 10 % si on dispose déjà d’une intermittence par coupure complète et thermostat d’ambiance.

Vérification des horloges

Mise à l’heure

Dans de nombreuses chaufferies (principalement dans les bâtiments où aucune personne n’est désignée pour suivre quelque peu le fonctionnement de l’installation), les horloges des régulateurs ne sont simplement pas à l’heure ! … Parce qu’il y a eu une coupure de courant, parce que l’on a oublié le changement d’heure en hiver ou en été, ….

Horloge quotidienne

Beaucoup d’horloges anciennes sont quotidiennes, non hebdomadaires, encore moins annuelles. Cela ne correspond pas toujours au mode d’occupation du bâtiment. Par exemple, une horloge quotidienne dans une école entraîne la mise en route de l’installation durant les week-ends, alors que le bâtiment est inoccupé …

Horaires appliqués

Lorsque le moment de la relance et de la coupure est programmé par le gestionnaire (ou le chauffagiste), ce dernier prend souvent ses précautions de manière à éviter les plaintes de occupants et programme un temps de relance exagéré et une coupure, bien après la fin des activités.

Parfois ces horaires trop importants de fonctionnement se justifient par des défauts hydrauliques dans l’installation.

Par exemple, dans une installation déséquilibrée, on avance le moment de la relance pour satisfaire le dernier circuit (celui où il fait toujours froid …). Or le problème ne provient pas du moment choisi pour la relance, mais d’un dysfonctionnement hydraulique de l’installation et il est résolu au prix d’une surconsommation.

Évaluer

Pour en savoir plus sur le diagnostic de l’inconfort.

En résumé

Vérifiez si les horaires appliqués correspondent bien à l’occupation et s’ils ne peuvent être réduits … Cela sera peut-être l’occasion de constater que les régulateurs ont été mis en dérogation sur la marche de jour permanente et non sur la marche liée à l’horloge, sans que l’on sache depuis quand ni qui a effectué cette manœuvre ..

Choix de la température d’eau

Potentiomètres basés sur la température ambiante ou sur la température d’eau.

Savez-vous ce que vous réglez en choisissant la consigne de nuit ?

À ce niveau, tous les régulateurs sont différents. Certains prennent comme référence la température intérieure supposée, d’autres la température d’eau. Certains effectuent un abaissement de la température d’eau par rapport au réglage réel de jour, d’autres par rapport à une courbe de chauffe de référence.

Le seul moyen de régler le régulateur en connaissance de cause est de compulser le mode d’emploi du régulateur ou s’il a disparu, d’interroger le fabricant.

Ayons en outre en tête que 4 .. 5 °C de diminution de la température d’eau équivaut à une diminution de la température ambiante d’environ 1 °C.

Vérifier le ralenti réel

Est-on réellement sûr qu’un ralenti du chauffage a lieu lorsque le bâtiment est inoccupé ? Quelqu’un s’est-il déjà promené dans les bâtiments durant le week-end ? Y fait-il réellement froid ?

Cette expérience est parfois riche d’enseignements.

Avec un régulateur qui abaisse la température de l’eau durant l’inoccupation, on ne contrôle pas la température intérieure atteinte en période de ralenti. Est-ce 16 °C, 18 °C, 14 °C … ? Comme on l’a vu, cela a pourtant une importance non négligeable sur la consommation.

Exemple.

Voici une situation que l’on peut rencontrer et pour laquelle, il n’y aura pas de ralenti alors qu’il est pourtant programmé au niveau de la régulation centrale.

Régulation en place :

en journée, une régulation de la température d’eau distribuée en fonction de la température extérieure,
la nuit, un abaissement de la température de l’eau par rapport à la courbe de chauffe réelle de jour,
des vannes thermostatiques dans les locaux.

En journée, le réglage de la courbe de chauffe est trop élevé. La surchauffe qui devrait en résulter est masquée par la présence des vannes thermostatiques. Le mauvais réglage de la courbe de chauffe de jour implique également une courbe de nuit trop élevée. Malheureusement, les vannes thermostatiques ne possèdent pas de consigne de nuit qui pourrait ajuster le tir et laisseront passer un débit maximum dans les radiateurs si la consigne de jour n’est pas atteinte durant la nuit.

Il en résultera un abaissement nocturne de température minime, voire quasi nul.

Le seul véritable moyen de le contrôler est pratiquer un enregistrement de la température intérieure dans plusieurs locaux représentatifs.

Enregistreurs de température.

La vérification du bon fonctionnement du ralenti nocturne reste également d’application même l’intermittence est gérée automatiquement par un optimiseur. En effet celui-ci est très sensible aux perturbations, notamment hydrauliques et risque de fonctionner de façon erronée, sans que le gestionnaire ne s’en aperçoive (relance trop fortement anticipée, …). Il est donc bon que le gestionnaire vérifie régulièrement les paramètres du régulateur (températures d’eau, heures de relance, de coupure, …) et juge de leur cohérence.

Évaluer

Pour en savoir plus sur les problèmes hydrauliques qui risquent de perturber un optimiseur.

Améliorer

Améliorer le ralenti nocturne.

Pas trop de calculs, des projets ! Une horloge s’amortit généralement en moins de temps qu’il en faut pour réaliser les calculs… alors, n’hésitons pas à en placer !

Découvrez cet exemple de régulation de chauffage à l’académie de dessin de Molenbeek.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mesurer le rendement de combustion

Expression du rendement de combustion

En pratique, on exprime souvent le rendement de combustion par la formule de Siegert :

η_comb= 100 – f x (T_fumées– T_amb) / %CO₂

où :

T_fumées= la température des fumées à la sortie de la chaudière [°C]
T_amb= température ambiante de la chaufferie [°C]
%CO₂= la teneur en CO₂ des fumées [%]
f = facteur dépendant principalement du type de combustible (mazout : f = .. 0,57 ..; gaz naturel : f = .. 0,47 ..)

On relève les trois éléments clés de cette formule qui doivent être mesurés :

La température des fumées.
La température ambiante de la chaufferie, qui correspond à la température de l’air aspiré par le brûleur. La différence de température entre l’air de la chaufferie et les fumées symbolise la chaleur perdue dans la cheminée.
Le pourcentage de CO₂. Le pourcentage de CO₂ contenu dans les fumées se calcule à partir de la mesure de la quantité d’oxygène encore présente dans celles-ci , par la formule :

%CO₂ = %CO_2maxx (21 – %O₂) / 21

où :

%O₂= la teneur en oxygène mesurée dans les fumées [%].
%CO_2max= la teneur en CO₂ des fumées si la combustion était idéale (pour le fuel : 15,2 % et pour le gaz : 11,9 %).

Évaluer

Interpréter une mesure de rendement de combustion.

Mesure manuelle

Anciennement, le rendement de combustion était calculé au moyen un coffret de contrôle de combustion.

Celui-ci comprend :

Un mesureur de CO₂. Une certaine quantité de fumées est aspirée à la sortie de la chaudière (par un trou dans la buse de raccordement). Les fumées sont mélangées à un réactif qui peut absorber une certaine quantité de CO₂. L’absorption du CO₂ crée un vide dans l’appareil de mesure qui déplace le liquide de la colonne centrale, le long d’une échelle graduée.

Orifice dans la buse de raccordement à la cheminée pour la mesure du rendement de combustion.

Un thermomètre gradué à bimétal à introduire dans la buse de raccordement à la cheminée.
Un opacimètre. Il s’agit d’une pompe qui permet d’aspirer les fumées au travers d’un papier filtre. Le noircissement du papier filtre est comparé à une échelle de référence.
Un déprimomètre.

Pompe permettant d’aspirer la fumée au travers d’un papier filtre.

La mesure manuelle du rendement de combustion n’est pas complexe. Les étapes successives sont cependant relativement longues et demandent une certaine rigueur dans la mesure. Par exemple, le thermomètre doit aboutir au centre du conduit de raccordement et sa position doit être ajustée pour se situer au point le plus chaud. De plus le temps de réponse d’un thermomètre bimétal est long. Il faut donc attendre au minimum 5 minutes pour avoir une stabilisation, ce que peu de personnel d’entretien applique …

Le rendement de combustion ainsi calculé est plus élevé qu’il ne l’est en réalité.

Un autre exemple : le réactif utilisé pour la mesure du CO₂ a également une certaine durée de vie après laquelle il doit être remplacé, ce qui n’est pas toujours fait …

Analyseur de combustion électronique

Régler précisément un brûleur en mesurant, en parallèle, le rendement de combustion de façon manuelle, est quasi inconcevable.

Il faut prélever .. agiter .. contrôler .. calculer .. régler .. prélever .. agiter .. contrôler .. calculer .. régler…

Cela montre tout l’intérêt des analyseurs de combustion électroniques.

Photo analyseur de combustion électronique.

Ces appareils permettent de mesurer, en une seule manipulation, la température des fumées, le pourcentage d’O₂, de CO, de NO_x, l’excès d’air et calculent en direct le pourcentage de CO₂, l’excès d’air et le rendement de combustion.

Photo analyseur de combustion électronique.

Le coût d’un appareil de ce type est de l’ordre de 750 à 1 000 €.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la rentabilité d’une amélioration [ECS]

Évaluer la rentabilité d'une amélioration [ECS]

Quelques ratios de consommation

Le point de départ consiste sans doute à évaluer les m³ d’eau chaude sanitaire consommés.

Il est extrêmement variable d’une institution à l’autre.

Dans la littérature spécialisée, on retrouve soit des ratios moyens par bâtiments types (bureaux, hôpitaux, …) soit des débits tirés des points de puisage que l’on peut additionner pour générer le débit total.

Données

Pour accéder à des ratios de consommation en eau chaude sanitaire.

Ces chiffres sont très approximatifs. Aussi, seul un compteur est réellement efficace dans ce domaine.

Mesures

Pour accéder aux techniques de mesure en eau chaude sanitaire.

Remarque.

Il est fréquent d’additionner les besoins d’eau chaude à 60°C. Si la consommation se fait à une autre température (soit X °C), la formule suivante permet la conversion :

Consommation équivalente à 60°C = Consommation à X °C x (X – 10) / (50)

Par exemple, 100 litres puisés à 45°C génèrent une consommation équivalente de 70 litres à 60°C puisque :

100 x (45 – 10) / (50) = 70

Cette relation est basée sur le fait que l’eau de ville entre dans le bâtiment à 10 °C en moyenne annuelle (5 °C en hiver et 15°C en été).

Budget annuel d’eau chaude sanitaire

Le coût de l’eau froide

En France, le prix moyen du m³ d’eau était de 1,5 € en 1991. Il est passé à 2,5 € en 1997. Soit une hausse de 60 % alors que, sur la même période, l’indice général des prix progressait de 11 %.

En première approximation, une augmentation similaire a eu lieu dans nos régions. Elle est, notamment, la conséquence des nouvelles exigences européennes en matière de préservation de l’environnement et, tout particulièrement, d’épuration des eaux usées.

Aujourd’hui (2016), le prix de l’eau a atteint 4 à 5 €/m³ !

Le coût du chauffage de l’eau

Que coûte le chauffage d’un m³ d’eau ? Partons de l’idée que l’eau est chauffée de 10°C (température moyenne du réseau) à 45°C (température moyenne d’utilisation).

Physiquement, le chauffage d’1 m³ d’eau requiert :

Énergie nette = Volume [m³] x Cap. Therm. de l’eau [kWh/m³.K] x (T°_{eau chaude} – T°_{eau froide}) [K]

Énergie nette = 1 [m³] x 1,163 [kWh/m³.K] x (45 – 10) [K]

Energie nette = 40,7 kWh/m³

Le prix de revient du kWh variant entre 0,0625 € (chauffage fuel ou gaz, rendement compris, ou chauffage électrique de nuit au tarif Haute Tension) et 0,16 € (chauffage électrique de jour au tarif Basse Tension), le coût du chauffage d’1 m³ d’eau chaude sanitaire est donc compris entre 2,5 et 6,5 € par an.

Au total (eau + chauffage), un prix de revient de 7 à 11 € du m³ est à considérer, suivant les cas.

Pour simplifier, retenons pour un bâtiment tertiaire, un prix moyen de 9 € du m³, moitié pour l’eau, moitié pour son chauffage.

Cela met la douche (40 l à 45°C) à 0,36 € et le bain (150 l à 45°C) à 1,35 € !

Le budget annuel de l’eau chaude sanitaire

Sur base de la consommation annuelle, il est possible de calculer le coût (eau + chauffage) qui lui est lié :

Coût = consommation d’eau [m³/an] x 9 [€/m³]

Prenons un exemple simple : la consommation domestique et donc le budget « eau chaude sanitaire » d’un ménage.

On estime à 35 litres à 60°C/jour/personne, les consommations en eau chaude domestique. Soit pour une année :

35 [litres/jour/pers] x 4 [pers/ménage] x 330 [jours/an] x 0,001 [m³/litre] = 46,2 [m³/an]

L’énergie pour chauffer cette eau s’exprime par :

46,2 [m³/an] x 1,163 [kWh/m³.K] x (60 – 10) [K] = 2 687 kWh/an

Le prix de revient du kWh variant entre 0,0625 € (chauffage fuel ou gaz, rendement compris) et 0,16 € (chauffage électrique de jour), le coût du chauffage de l’eau chaude sanitaire d’un ménage est donc situé entre 168 et 430 € par an.

Ce à quoi il faut ajouter les 46,2 x 4,5 = 208 € d’achat de l’eau froide.

Cette évaluation est très approximative. Elle peut cacher des coûts nettement plus élevés si le rendement de production est désastreux (… ce qui est parfois le cas en été !).
On se base alors sur les formules :

Energie brute = Energie nette / Rendement global de l’installation d’ECS

Coût = Energie brute x Coût du kWh

Toute la difficulté réside dans l’estimation du rendement de l’installation existante. Pour faciliter les calculs, un petit logiciel est à disposition.

Calculs

Pour accéder à un logiciel d’évaluation du coût de l’eau chaude sanitaire.

Rentabilité d’une amélioration

Une amélioration est financièrement rentable si l’investissement consenti est remboursé par l’économie réalisée, dans un temps court, et en tout cas inférieur à la durée de vie probable de la nouvelle installation.

Une amélioration est toujours écologiquement rentable.

Investissement

Le prix de revient d’une installation d’eau chaude sanitaire (matériel et main d’œuvre) est spécifique à l’installation et à son contexte.

Il faut tenir compte également des modifications éventuelles aux équipements annexes : l’installation électrique, l’installation de chauffage, le génie civil éventuel,…

Cet investissement peut être amorti dans le temps en fonction de la durée de vie des équipements.

Dans le programme RAVEL (Suisse), on propose les durées de vie suivantes pour les équipements :

	Durée d’amortissement
Chauffe-eau (électrique, à gaz, à serpentin, avec pompe à chaleur)	15 ans
Petite cogénération au gaz naturel	15 ans
Installation solaire	20 ans
Conduites d’eau froide	40 ans
Conduites d’eau chaude	25 ans

Coût de maintenance

Les frais annuels d’entretien et de maintenance (ou frais d’exploitation, sans le coût de l’énergie) comprennent les charges salariales ainsi que le coût du matériel de maintenance et d’entretien (y compris service, nettoyage et surveillance).

Dans le programme RAVEL (Suisse), on propose d’évaluer ce poste sous forme d’un pourcentage de l’investissement :

	Coût de maintenance
Accumulateur électrique	2 %
Chauffe-eau à gaz	3 %
Accumulateur à serpentin	2 %
Accumulateur avec pompe à chaleur	3 %
Petite cogénération au gaz naturel	7 %
Installation solaire	2 %
Conduites d’eau froide	1 %
Conduites d’eau chaude	2 %

Économie d’énergie liée à l’amélioration

Pour évaluer la consommation prévisible après intervention, il est possible d’appliquer la même démarche que dans l’évaluation de la situation initiale.

Calculs

Pour calculer le coût de l’eau chaude sanitaire après amélioration.

L’économie s’en déduit. Le temps de retour simple de l’investissement (exprimé en années) se dégage du rapport :

Temps de retour = Investissement / (économie d’énergie et d’exploitation)

Quelques situations simplifiées

La rentabilité de certains investissements simples peut être évaluée au moyen des petits logiciels ci-dessous :

Calculs	Pour évaluer la rentabilité de l’isolation des conduits.
Calculs	Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’un ballon.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Liaisons froides [cuisine collective]

En liaison froide, les plats sont préparés en cuisine centrale. Après cuisson, les denrées subissent une réfrigération rapide avant d’être stockées à basse température. Suivant la durée de conservation recherchée (quelques jours ou quelques mois), on procède à une liaison froide positive ou une liaison froide négative.

Liaison froide positive

Les plats se conservent au maximum pendant 6 jours*.

Après confection, les plats sont conditionnés en rations individuelles ou en plats collectifs, dans des barquettes fermées par thermosoudage.
Une cellule de refroidissement rapide abaisse la température au cœur des aliments de +65°C à +10°C en moins de 2 heures (y compris la durée de manutention).
Les barquettes sont placées dans une armoire ou chambre de stockage à une température oscillant entre 0 et +3°C.
Le transport à destination des restaurants satellites s’effectue en véhicules réfrigérants (+3°C) ou isothermes.
Sur chaque site, les produits sont entreposés en armoire réfrigérée (+3°C).
Avant consommation, ils subissent un réchauffement rapide à au moins 65°C à cœur, en moins d’une heure.

* : plus précisément, les plats se conservent :

3 jours, en règle générale.
5 jours pour certains produits.
1 jour pour certains produits tels que les crevettes.

Pour en savoir plus, voir « HACCP pour PME – Gemploux ».

Liaison froide négative

Elle est aussi appelée liaison surgelée.
Les plats se conservent pendant plusieurs mois.

Après confection, les plats sont conditionnés en rations individuelles ou en plats collectifs, dans des barquettes fermées par thermosoudage.
Une cellule de refroidissement rapide abaisse la température au cœur des aliments de +65°C à +10°C en moins de 2 heures (y compris la durée de manutention).
Les plats passent dans un tunnel de refroidissement rapide qui porte les températures des aliments de +10°C à -18°C en moins de 3 heures après la fin de la cuisson.
Le transport à destination des restaurants satellites s’effectue en véhicules réfrigérants (-18°C).
Sur chaque site, les produits sont stockés à -18°C.
Avant consommation, ils subissent un réchauffement rapide à au moins 65°C, en moins d’une heure.

Remarque : plutôt que de passer dans une cellule de refroidissement rapide puis un tunnel de refroidissement, les aliments peuvent aussi simplement passer dans une cellule de congélation rapide.

Avantages

C’est un mode de préparation très hygiénique. Les qualités nutritives sont conservées.

La fabrication et la consommation peuvent être dissociées dans le temps et dans l’espace. Ce qui permet une production en continu et donc une meilleure répartition des tâches sur la journée et sur la semaine de travail.

Elle permet d’ajuster les quantités préparées à celles commandées et limite donc les pertes.

Elle augmente le choix des consommateurs.

Elle permet le regroupement des achats (incidence sur les prix)

Inconvénients

L’investissement en équipement est élevé (environ 30 % supérieur à celui nécessaire à une liaison chaude). On ne peut pas tout servir. On ne peut pas servir de frites par exemple.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Conditions à respecter dans les locaux de cuisine collective

Températures d’ambiance à garantir

Les valeurs ci-dessous nous ont été communiquées par un fabricant

Local	Température
Local des préparation froide	16°C
Local de cuisson	18 à 26°C
Pâtisserie	20 à 26°C
Boucherie	16°C
Laverie	18 à 23°C
Stockage produits secs	16°C

Niveaux d’éclairement

Les niveaux d’éclairement repris dans le tableau ci-dessous correspondent à des minima recommandés par le Codex Alimentarius (Directives internationales recommandées pour la pratique – CAC/RCP1 – 1969 – rev. 1 1979 – pt 4.4.6. – Éclairage).

Local	Éclairement (lux)
Réception	250 à 500
Stockage	125 à 250
Préparations froides / Préparations chaudes	500 à 600
Boucherie	500 à 600
Pâtisserie	500 à 600
Légumerie	500 à 600
Laverie	250 à 500
Bureau du chef	250 à 500
Local des déchets	60 à 125
Distribution	250 à 500

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Remplacer les lampes

Suppression de lampes

Lorsque le niveau d’éclairement est trop élevé, la réduction de celui-ci peut s’obtenir par la suppression d’une lampe sur deux (par exemple) dans les luminaires existants.

La faisabilité de cette action doit être confirmée par un contrôle du mode de câblage interne des luminaires : il faut un ballast, un starter et un condensateur par lampe.
Exemple.

Circuit avec 1 ballast pour 2 lampes : il est impossible de supprimer une lampe.

Circuit compensé avec un ballast capacitif et un ballast inductif : la suppression d’une lampe fera chuter le cos φ du luminaire.

La suppression complète de certains luminaires est, quant à elle, plus délicate et peut nuire à l’uniformité de l’éclairement.

Remplacer les lampes au coup par coup ou en une fois ?

On remplace simplement les lampes par des lampes ayant un meilleur rendement lumineux. Les professionnels parlent de « relamping »

Soit toutes les lampes sont remplacées en une fois, ce qui demande un investissement plus élevé mais qui sera rapidement rentabilisé.

Soit les lampes sont remplacées lorsqu’elles sont défectueuses. Dans ce cas, l’investissement est faible, mais l’économie d’énergie mettra un certain temps pour devenir significative.

Critères de remplacement des lampes à incandescence

Critère énergétique

Le retrait programmé des lampes les plus énergivores comme la lampe à incandescence classiques et certaines lampes halogènes « indésirables » marque un tournant important dans l’histoire de l’éclairage.

Indépendamment du fait que ce type de lampes n’existe plus ou n’existera plus à court terme, il n’est pas inutile, d’un point de vue énergétique, d’envisager leur remplacement prématuré par des lampes plus performantes.

Actuellement, la venue sur le marché des lampes (ou luminaires) LED bouscule complètement le marché de l’éclairage. En effet, les lampes de type fluocompactes ne sont plus la seule alternative au remplacement des lampes à incandescence de type classique ou halogène.

Source : Commission Européenne 2009.

Cependant, l’énergie n’est pas le seul critère qui doit motiver la décision de remplacer les lampes à incandescence. D’autres critères entre en ligne compte comme le confort, l’environnement, la pérennité, …

Critère de confort

La philosophie d’Énergie+ est toujours la même depuis la parution de la première version, à savoir : « à confort égal, une économie d’énergie est toujours profitable ! ». Dans bien des projets de rénovation partielle du système éclairage, la performance énergétique est recherchée (et insidieusement la performance économique) sans se soucier du confort lumineux.

Exemple : lorsqu’une lampe à incandescence placée dans un luminaire est remplacée rapidement par une lampe fluocompacte sans tenir compte du réflecteur du luminaire, des différences photométriques des deux luminaires, du rendu de couleur, de la température de couleur de la lampe, …, le résultat est rarement à la hauteur des ambitions de départ.

Photométrie du luminaire

L’association d’une lampe avec un luminaire donne une photométrie différente de celle de la lampe seule. En d’autres termes, une photométrie de luminaire a été établie avec une lampe bien précise. Le fait de remplacer cette lampe par une autre non identique modifie nécessairement la répartition du flux lumineux.

La figure suivante est un peu « caricaturale » mais déjà rencontrée à plusieurs reprises et pas uniquement au niveau des maisons unifamiliales !

Rendu de couleur

Face au rendu de couleur, les sources lumineuses ne sont pas égales. Si pour une application bien précise, le rendu de couleur avait une importance capitale, bien des lampes classées comme peu énergivores ne concurrencent pas les lampes à incandescence qui, par définition, ont un rendu de couleur de 100. Dans ce cas bien précis le choix entre différentes lampes se réduit à « peau de chagrin ».

Température de couleur

Il est important aussi de conserver la température de couleur de la lampe remplacée sachant que, dans le cas contraire, l’ambiance risque d’être plus froide par exemple.

Critère de sécurité et d’environnement

En général, c’est la teneur en mercure des lampes fluorescentes qui devra interpeler le gestionnaire du bâtiment tertiaire. Ce n’est pas un critère d’exclusion, mais plutôt de réflexion par rapport aux précautions à prendre par les services de maintenance et aux filières de recyclages existantes.
Une réflexion similaire peut être menée pour les lampes LED. En effet, l’utilisation de terres rares et de substances toxiques dans la fabrication des LEDs interpelle par rapport à l’environnement.

Critère de pérennité

La durée de vie de la lampe est importante aussi dans la décision à prendre quant au remplacement d’une lampe par une autre plus performante. De manière générale, les nouvelles sources lumineuses comme les lampes fluocompactes et LED ont des durées de vie nettement plus longue que les lampes à incandescence et les lampes halogènes.

Critère du nombre d’allumages

Pour certaines applications comme pour les luminaires des cages d’escalier sur détection de présence, le nombre d’allumages et d’extinctions peut être important. Certaines sources lumineuses comme les fluocompactes sont très sensibles à ce type de sollicitation. Les LED, par contre, ne ressentent que très peu les cycles d’allumage et d’extinction.

Critère du dimming

Certaines lampes comme les fluocompactes sont sensibles au dimming qui accélère le vieillissement prématuré de ce type de lampe.

Données

Pour accéder à un tableau récapitulatif des principales caractéristiques des différentes lampes.

Remplacement des lampes à incandescence

Lampe à incandescence ⇒⇒ Lampe halogène classe B et C

Lorsque l’indice de rendu de couleur a une importance primordiale dans l’application souhaitée, le remplacement de la lampe à incandescence par une lampe halogène peut être envisagé. En effet la lampe halogène consomme moins d’énergie que la lampe à incandescence. De plus, de nouveaux systèmes dans la lampe halogène permettent de récupérer une partie des infrarouges émis pour les renvoyer sur les filaments : la chaleur qui était perdue initialement est donc récupérée. Une économie d’énergie de l’ordre de 30 % est à la portée de ce type de lampe. La lampe halogène est un peu plus chère que l’incandescence classique, c’est vrai, mais possède une durée de vie plus longue (de 2 à 4 ans à raison de 3 heures d’allumage par jour). Les fonctionnalités de l’halogène sont identiques à celles de la lampe à incandescence. Par exemple, le dimming ne change pas. Enfin, l’halogène est aujourd’hui la solution basse consommation la moins chère du marché.

Lampe à incandescence ⇒⇒ Lampe fluocompacte

Une lampe à incandescence (efficacité lumineuse : 10 – 12 lm/W) peut être tout simplement remplacée par une lampe fluorescente compacte (efficacité lumineuse : de l’ordre de 100 lm/W).

Ainsi, pour une durée d’éclairage de 8 à 9 heures par jour, le remplacement d’une lampe à incandescence de 60 W par une lampe économique de 13 W est amorti en plus ou moins 1 an (pour un prix du kWh de 0,15 €). À cette économie s’ajoute la diminution des frais de maintenance grâce à l’augmentation de la durée de vie des lampes (10 fois supérieure à celle des lampes incandescentes).

Pour le remplacement d’une même lampe incandescente, les fabricants proposent souvent des lampes fluocompactes de puissance moindre (exemple : remplacement d’une lampe incandescente de 60 W par une fluocompacte de 11 W). Ces propositions sont valables en début de vie des lampes. Cependant le flux lumineux des lampes fluocompactes chute relativement fort durant leur durée de vie. C’est pourquoi il est conseillé de choisir une lampe fluocompacte ayant au départ un flux lumineux supérieur à celui de la lampe incandescente existante.

Pour peu que la taille de la lampe fluocompacte soit compatible avec le luminaire, on peut augmenter un niveau d’éclairement insuffisant en augmentant la puissance recommandée dans le tableau ci-dessus (exemple : une lampe fluocompacte de 25 W en remplacement d’une lampe incandescente de 60 W). Il faudra cependant se méfier de l’augmentation du risque d’éblouissement avec l’augmentation du flux lumineux.

Calculs

Pour estimer la rentabilité du remplacement de vos lampes incandescentes.

La lampe fluocompacte existe en lumière chaude et en lumière froide. Pour obtenir une qualité de lumière identique à celle de la lampe à incandescence, il faut opter pour une fluocompacte dont la température de couleur correspond à une lumière chaude. Aussi, la lampe fluocompacte possède un indice de rendu des couleurs de 80 (minimum imposé par la norme NBN EN 12464).

Lors du remplacement de la lampe à incandescence par une lampe fluocompacte, il faudra aussi être vigilant par rapport :

au temps d’allumage pour obtenir 100 % du flux lumineux ;
à la température à laquelle la lampe est soumise. Rien ne sert de placer une fluocompacte dans un luminaire externe ;
à la photométrie du luminaire existant ;
de la présence de mercure ;
…

Enfin, un des inconvénients de la lampe fluocompacte est qu’on ne peut pas avoir tout à fait les mêmes usages qu’avec la lampe à incandescence classique sachant qu’elle n’aime pas le dimming. En effet, celui-ci :

augmente le vieillissement prématuré de la fluocompacte ;
diminue le rendu de couleur ;
noirci rapidement les parois du tube.

Lampe à incandescence ⇒⇒ Lampe LED

Incontestablement, la lampe à LEDs est promise à un « brillant » avenir. En effet, ce type de lampe cumule les principaux avantages suivants :

Une durée de vie théorique très longue (de l’ordre de 50 000 heures voire plus). La durée pratique actuelle de la lampe serait de l’ordre de 20 000 à 30 000 heures. Mais aucun fabricant n’est à même d’avancer des chiffres précis. La technologie est encore trop jeune en LED d’éclairage. Ceci dit, le remplacement d’une lampe à incandescence par une lampe LED résout le problème de la faible durée de vie de la lampe à incandescence (1 000 à 2 000 heures suivant les conditions d’emploi) ;
Un nombre d’allumage et d’extinction très important (⇒ ∞).
Une très bonne efficacité dans le froid). La lampe à incandescence, elle, n’aime pas trop les grandes variations de température.

Des petits bémols actuels (qui peuvent évoluer favorablement dans un avenir proche) à mettre au passif de la lampe LED par rapport à l’incandescence sont :

Le rendu de couleur Ra n’est pas « tip top ». Supérieur à 80 % d’accord, mais plus faible que celui de la lampe à incandescence.
Ce type de lampe à culot présuppose que le « driver » se trouve dans la lampe même. En général, le « driver » se trouve dans le culot.

Exemple d’étude thermique réalisée : les « entailles » pratiquées dans le globe sont des dissipateurs de chaleur : que se passe-t-il si on renverse la lampe la tête en bas comme c’est le cas dans beaucoup configuration d’éclairage ? La dissipation thermique est-elle suffisante ? Ces points d’interrogation sont en cours d’étude à l’heure actuelle.

L’esthétique de la lampe dite « blanche » pourrait paraître peu enviable aux yeux de certaines personnes. Question de goût ! Ceci dit, les fabricants travaillent à la résolution de ce problème. De par la présence des « radiateurs » de globe, la photométrie est sensiblement différente de celle d’une lampe à incandescence. À voir si le résultat est acceptable.

Lampe LED éteinte et allumée.

Le prix actuel de ce type de lampe est naturellement élevé. Question de temps ? À suivre !

Remplacement des tubes fluorescents

Tubes 38 mm (T12) ⇒⇒ Tubes 26 mm (T8)

Puissances	Économie escomptée de l’ordre de 8 %
Avant	Après
20 W	18 W
40 W	36 W
65 W	58 W

Il est intéressant de remplacer les tubes fluorescents de Ø 38 mm (ancienne génération) par des Ø 26 mm qui ont une efficacité lumineuse supérieure. Ils ont la même longueur, le même culot et utilisent les mêmes ballasts (à l’exception des tubes fluorescents à allumage rapide). Ils sont donc directement interchangeables.

BE : ballast électronique
BC : ballast conventionnel (électromagnétique)

Source : Laborelec.

De même les tubes rapid-start ne peuvent être simplement remplacés par des tubes de ∅ 26 mm car ils nécessitent des auxiliaires différents.

Lorsque le niveau d’éclairement est insuffisant, le remplacement par des lampes à meilleure efficacité lumineuse permet, à puissance égale, une augmentation du flux lumineux.

On trouve encore des tubes fluorescents dits « standards » (c’est-à-dire avec un mauvais rendu de couleur). Leur remplacement par des tubes type 830 ou 840 ne diminuera pas la consommation énergétique, mais augmentera le flux lumineux d’environ 15 %, avec l’avantage de rendre aux occupants leur « teint naturel ».

Calculs

Pour estimer la rentabilité du remplacement de vos tubes fluorescents.

Tubes 26 mm (T8) ⇒⇒ Tubes 16 mm (T5)

Y a t-il un intérêt particulier à remplacer les lampes T8 par des lampes T5 ? A priori non, pour la simple raison qu’il faut modifier tout l’équipement du luminaire. En effet, les tubes de ∅16 mm sont plus courts que ceux de ∅ 38 mm et de ∅ 26 mm, ce qui impose de remplacer également les luminaires.

Description	T8			T5
Puissance (W)	18	36	58	14	28	35
Longueur (mm)	600	1 200	1 500	550	1 150	1 450

Même si l’efficacité lumineuse des lampes T5 (à une température ambiante de 35°C) est meilleure que celle des lampes T8 (à une température ambiante de 25 °C) et sachant que les conditions d’ambiance sont différentes d’un projet à l’autre, il ne faut pas tirer de conclusion hâtive en privilégiant une lampe plutôt que l’autre. Cependant, on voit apparaître sur le marché des kits de remplacement des lampes T12 ou T8 par des T5. Ces kits sont équipés d’un ensemble compact tel que décrit dans la figure suivante :

Exemple de solution proposée par un fabricant
Toutefois, le placement de ces adaptateurs T8-T5 n’est pas une solution à proposer dans des projets professionnels (marquages CE et ENEC ne sont plus valables ; la durée de vie de ces adaptateurs n’est pas prouvée ; la photométrie du luminaire change (risque d’éblouissement) ; le flux lumineux de la lampe T5 diffère du flux de la lampe T8 d’origine (risque de problème de niveau d’éclairement).

Tubes 26 mm (T8) ⇒⇒ Tubes LED

Une alternative au remplacement d’un tube T8 par un tube T5 est le tube LED. En effet, le tube LED (s’il est de bonne qualité) offre les avantages d’avoir une plus grande durée de vie et une consommation plus faible, et d’être moins sensible aux cycles d’allumage/extinction. On effectue, dans ce cas, le remplacement du luminaire équipé d’un tube fluorescent T8 et d’un ballast conventionnel (électromagnétique) par un tube LED à driver intégré. Notons aussi que le tube est exempt de mercure contrairement aux tubes fluorescents (par contre les LED contiennent d’autres produits rares et nocifs).

Mais attention ! Le placement de tubes LED dans un luminaire existant conçu pour tube TL fait que les marquages CE et ENEC ne sont plus valables. Les exigences de qualité et de sécurité prescrites par les normes ne sont donc plus garanties. Une normalisation est cependant en cours.

De plus on fera attention à la photométrie du luminaire équipé du tube LED qui sera sensiblement différente du luminaire initialement équipé d’un tube fluorescent. De plus, il faudra aussi être attentif à la luminance du tube LED (surtout dans le cas du tube clair). Mal adapté au luminaire d’origine, le tube LED pourrait causer un inconfort dû à l’éblouissement.

Il faudra aussi peut-être adapter le luminaire pour évacuer la chaleur afin de ne pas compromettre la durée de vie du tube (par le placement d’un ventilateur par exemple). Les nouveaux luminaires résolvent ce problème par un système de refroidissement « passif » (sorte de « dissipateur à lamelles » similaire à ceux utilisés pour les processeurs d’ordinateur).

Enfin, le marché du LED est envahi de produits de bonne comme de médiocre qualité. Avant, le marché de l’éclairage était contrôlé par des professionnels de l’éclairage. Actuellement, des électroniciens se lancent dans l’aventure de l’éclairage avec plus ou moins de réussite. Sachant que le métier de l’éclairage est tout à fait spécifique et demande beaucoup de « savoir-faire » : prudence, prudence, …

Remplacement des lampes au mercure haute pression par des lampes au sodium

Si on dispose au départ d’une installation avec lampes à vapeur de mercure haute pression (efficacité lumineuse 50 lm/W), on peut envisager de remplacer ces lampes par d’autres lampes à décharge haute pression ayant une efficacité lumineuse plus élevée.

Si le niveau d’éclairement actuel est suffisant, on remplacera les lampes au mercure haute pression par des lampes de plus faible puissance.

Ce type de rénovation est cependant parfois délicat

Les réflecteurs des luminaires sont conçus pour une position bien précise du brûleur de la lampe. Or celui-ci varie en fonction du type de lampe. Changer de lampe implique donc un léger changement de la répartition lumineuse et peut-être une augmentation des risques d’éblouissement.

Le changement de lampe implique un changement d’ambiance (indice de rendu des couleurs différents). Si on veut conserver une uniformité de style, il est conseillé de changer toutes les lampes en même temps et non lors de chaque défectuosité. Ceci implique un investissement plus ou moins important.

Le remplacement de lampes au mercure par des lampes au sodium implique en principe une modification des auxiliaires électriques :

La puissance des nouvelles lampes étant nettement plus faible, le courant baisse aussi fortement, ce qui nécessite d’utiliser un nouveau ballast.
Les lampes au sodium demandent une tension d’amorçage nettement supérieure aux lampes au mercure. Il faut donc adjoindre au circuit un nouvel amorceur.

Pour faciliter ces changements, il existe des kits de conversion comprenant ballast et starter, qui s’intègrent facilement dans le circuit électrique du luminaire.

Pour obtenir un bon rendu des couleurs, on peut utiliser des lampes aux iodures métalliques fonctionnant sur ballast pour lampes au sodium haute pression ou de lampes au sodium haute pression « confort » (IRC = ± 65).

Puissances

Économie escomptée

Avant

80 W

125 W

250 W

Après

50 W

70 ou 100 W

100 ou 150 W

38 %

20 à 44 %

40 à 60 %

Calculs

Pour estimer la rentabilité du remplacement de vos lampes au mercure HP.

Lampes iodures métalliques compatibles aux ballasts pour lampes sodium HP

Il existe maintenant sur le marché des lampes aux iodures (ou halogénures) métalliques pouvant remplacer directement les lampes au sodium ou au mercure en gardant les auxiliaires d’origine. Ce remplacement a surtout pour but d’améliorer :

le rendu de couleur Ra (on passe de Ra = 48 à 69) et l’efficacité lumineuse (de l’ordre de 150 %) d’un luminaire initialement équipé d’une lampe au mercure;
la température de couleur (on passe de 2 150 à 3 800 K) d’un luminaire équipé d’une lampe au sodium et ce afin d’augmenter la performance visuelle.

Lampe au sodium ⇒⇒ Lampe aux iodures métalliques

Lampes sodium haute pression et iodure métallique.

Si l’on doit effectuer le remplacement des lampes sodium HP pour des raisons de confort (efficacité visuelle due à la température de couleur de la lumière plus élevée), on prendra en considération les caractéristiques suivantes :

Lampe aux iodures métalliques	250 W	400 W
Ballast	pour lampe au sodium HP	pour lampe au sodium HP
Puissance de la lampe (W)	295	445
Perte du ballast (W)	21-26	28-30
Flux lumineux (lm)	23 000	38 000
Efficacité lumineuse (lm/W)	78	85
Couleur de température (K)	4 000	3 900

Enfin, lorsque l’on envisage le montage d’une lampe aux iodures métalliques sur un luminaire équipés d’un ballast existant pour lampe au sodium, il faut être conscient de la réduction de la durée de vie de la lampe :

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Lampes halogènes

Comment fonctionne une lampe halogène ?

La lampe halogène fonctionne sur le même principe qu’une lampe à incandescence : elle produit de la lumière visible à partir d’un filament de tungstène porté à incandescence. Pour éviter une dégradation très rapide du filament, celui-ci est placé dans une ampoule à verre de quartz (pour les hautes températures) renfermant des gaz halogénés à haute pression comme l’iode et le brome.

A la différence de la lampe à incandescence, les atomes de tungstène expulsés du filament par sublimation sont captés par le gaz halogène évitant le dépôt du tungstène sur la paroi intérieure de l’ampoule.
En effet, les atomes de tungstène et les halogènes forment directement des halogénures de tungstène qui par convection naturelle se déplace librement et migre vers le filament plutôt que vers le point froid que constitue la paroi intérieure de l’ampoule de verre.
Sous l’effet de la chaleur, les halogénures de tungstène se dissocient permettant aux atomes de tungstène de se fixer sur le filament et les halogènes d’être libres pour le cycle suivant.
Cette caractéristique de la lampe halogène lui permet de travailler avec une surface d’ampoule beaucoup plus petite.

La lampe halogène fonctionne soit à très basse tension (12 V par exemple), soit à la tension du réseau (230 V).

Types et caractéristiques générales

Lampe à la tension du réseau

À la tension du réseau 230 V, la lampe est directement raccordée au réseau. Lorsqu’elle possède un culot à visser, elle peut directement remplacer une lampe à incandescence.

Lampe à très basse tension

En très basse tension, la lampe doit être raccordée au réseau 230 V au moyen d’un transformateur.
Par rapport à la lampe « tension du réseau », l’efficacité énergétique d’une lampe à très basse tension est plus élevée, mais son équipement est plus contraignant (il faut un transformateur) et en cas de dimming, le gradateur est plus compliqué…
Remarque : une lampe basse tension ne consomme pas moins qu’une lampe alimentée en 230 V. C’est sa puissance qui est déterminante. Ainsi, une lampe 50 Watts-25 Volts et une lampe 50 Watts-230 Volts consomment toutes deux 1 kWh en 20 heures de fonctionnement.

Les lampes à très basse tension sans réflecteur

Il faut éviter de toucher cette lampe (la capsule) : une trace de graisse provoque la destruction de la lampe lors de l’allumage (par mesure de précaution, frotter la lampe à l’alcool avant l’emploi).

Les lampes à très basse tension avec réflecteur

Ce type de lampe, plus connue sous le nom de lampe « dichroïque », est directement équipé d’un réflecteur performant.

Gradation du flux lumineux

La gradation du flux lumineux (dimming) est possible par variation de la tension d’alimentation.
À sa tension nominale, la lampe halogène ne noircit pas avec le temps. Il n’y a donc pas de diminution du flux lumineux avec l’âge.
Par contre, le fonctionnement des lampes halogènes à très basse tension provoque, lui, un noircissement de l’ampoule. Pour remédier à cet inconvénient, il est conseillé de faire fonctionner de temps en temps les lampes à leur tension nominale pour rétablir le cycle halogène.

Traitement de la chaleur émise par la lampe

Toutes les sources lumineuses à incandescence produisent des ondes visibles, mais aussi des ondes infrarouges (chaleur) pouvant créer un problème dans le cas d’éclairage de produits alimentaires ou d’étoffes fragiles. Le réflecteur dichroïque peut sélectionner les diverses ondes de lumière et ne réfléchir que les ondes du spectre visible. Les ondes infrarouges sont, à l’inverse, filtrées par le réflecteur. Une lampe à réflecteur dichroïque rejette donc les rayons infrarouges vers l’arrière.

Données	pour connaitre les caractéristiques des lampes halogènes
Données	pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe

Itinéraire d’une fin programmée

Petit à petit les lampes inefficaces sont retirées du marché.
Actuellement, certaines lampes halogènes échappent au retrait du marché. Ce sont essentiellement les lampes à incandescences dites de type amélioré (classe énergétique C au minimum) comme :

Les lampes halogènes au xénon (classe C) ;
Les lampes halogènes à revêtement infrarouge (classe B).

Type		Puissance	2009	2010	2011	2012	2013	2014	2016
Hallogène	Claire 12 V	5 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C	Second niveau d’exigences de fonctionnalité	Réexamen	Classe B
		10 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C			Classe B
		25 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C			Classe B
		40 W	Classe E	Classe E	Classe C	Classe C			Classe B
		60 W	Classe E	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B
		75 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B
		100 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B
	Claire 230 V	25 W	Classe E	Classe E	Classe E	Classe C			Classe B**
		40 W	Classe E	Classe E	Classe C	Classe C			Classe B**
		60 W	Classe E	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		75 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		100 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		200 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		300 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
		500 W	Classe C	Classe C	Classe C	Classe C			Classe B**
	Non – claire		Classe A	Classe A	Classe A	Classe A			Classe A
	Disponibilité		** Classe pour les culots G9 et R7
	Disponibilité réduite
	Indisponibilité

Réglementation

Pour en savoir plus sur les classes énergétiques des lampes

Données	pour connaitre les caractéristiques des lampes halogènes
Données	pour consulter un récapitulatif des caractéristiques des différents types de lampe

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’enveloppe de la chambre froide [Concevoir – Froid alimentaire]

Choix constructif

Pour la construction de la chambre, on a intérêt à utiliser les éléments de raccords préfabriqués prévus par les fabricants des panneaux isolants (par exemple les éléments d’angles) en s’assurant qu’ils suppriment tous ponts thermiques.

En effet, si on n’utilise pas ces raccords, on risque de créer des ponts thermiques tels que ceux représentés ci-dessous.

On peut également supprimer ces ponts thermiques sur site lors de la construction en procédant à quelques adaptations qui consistent à couper la tôle ou à injecter des produits isolants.

Cette opération est néanmoins plus délicate et plus difficile à contrôler.

D’autre part, il vaut mieux aussi travailler avec la modulation des panneaux par rapport à l’espace disponible. Car il est préférable d’avoir une chambre un peu plus petite mais réalisée soigneusement avec des pièces d’origine, que d’avoir une chambre (un peu) plus grande, mais bricolée en adaptant mal les raccords entre éléments préfabriqués qui auraient été découpés sur place avec le peu de précision que l’on devine.

Choix du coefficient de transmission thermique des parois

Importance relative de l’isolation des parois

Les apports par les parois ne constituent qu’une petite part dans les apports globaux d’une chambre froide. Cette part est plus ou moins importante selon le type et l’utilisation de la chambre froide.

Si le bilan frigorifique de la chambre ou de la cellule de congélation montre que, dans la puissance frigorifique totale, il y a une part importante d’apports thermiques par les parois, il faut s’intéresser d’autant plus près à l’isolation thermique et faire attention au vieillissement de l’isolant (les isolants perdent leurs qualités au cours du temps).

C’est par exemple le cas d’une chambre de conservation de longue durée, à température constante, dans laquelle les denrées sont introduites à la bonne température.

Choix de la valeur du coefficient de transmission thermique des parois

De manière générale, la valeur à atteindre pour le coefficient de transmission thermique (k) des parois des enceintes de conservation dépend de l’écart de température à maintenir entre la température intérieure de la chambre et la température extérieure.
Elle est de l’ordre de :

0,350 à 0,263 W/m²K en stockage réfrigéré,
0,263 à 0,162 W/m²K en stockage surgelé.

Avec des parois en polyuréthane (les plus courants pour les chambres froides démontables modulables) d’une masse volumique de 30 kg/m³ et d’un coefficient de conductivité thermique (λ) de 0,028 W/mK. Cela correspond à des épaisseurs de panneaux de :

7 à 10 cm en stockage réfrigéré,
10 à 17 cm en stockage surgelé.

k [W/m2K] = 1/R; R = 1/αint + e/λ +1/αext

Où :

les coefficients d’échange superficiel α_int = α _ext = 8 [W/m²xK], e = l’épaisseur de l’isolant [m]

De manière plus précise, le coefficient de de transmission thermique doit permettre :

d’éviter les condensations superficielles
d’assurer un bon rapport coûts d’exploitation/investissement

Les condensations superficielles

Pour des raisons sanitaires (crasses, moisissures), et aussi pour éviter les corrosions des parties métalliques des chambres froides et des tuyauteries, il faut éviter les condensations.

La résistance thermique doit conduire à des températures de surface extérieure qui empêchent cette condensation dans une ambiance humide.

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 l’évolution du prix de l’énergie, les taux d’intérêts, les taux d’inflation et la durée de l’amortissement.

Ce calcul est complexe et nous ne l’abordons pas ici.

Néanmoins, on peut calculer la diminution de pertes par les parois due à une augmentation de l’épaisseur de l’isolant et l’économie d’énergie approximative que cela engendre au niveau des consommations. Cette économie est à mettre en rapport avec le surcoût dû à l’augmentation de l’épaisseur de l’isolant (à demander à l’entrepreneur).

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 importantes s’il ne l’est pas, vu qu’il y a une grande différence de température entre l’extérieur et l’intérieur.

La chambre froide négative sur terre-plein

Le sol des chambres froides négatives est en général isolé pour les chambres vendues toutes faites.

Pour les autres, il est impératif, pour des raisons d’économies d’énergie, d’isoler le sol sur chantier car les apports thermiques par cette paroi et les consommations qui en découlent vont être importantes s’il ne l’est pas, vu qu’il y a une grande différence de température entre l’extérieur et l’intérieur.

Exemple.

Soit une chambre froide négative (-18°C) sur terre-plein, de dimensions (largeur x profondeur x hauteur) = (2.7 x 2.4 x 2.4) m³. Le sol sous la chambre est humide à 1 m de profondeur.

Sans isolation au niveau de la dalle, les déperditions par cette surface sont de 58 W. Avec 15 cm de polyuréthane (0.028 W/mK), les déperditions par cette paroi ne sont plus que de 19 W.

D’autre part, sans isolation de sol, il existe un danger de gel du sol s’il y a présence d’eau à faible profondeur. Si le sol commence à geler, les nodules de gel vont augmenter en épaisseur et finalement soulever et déformer le sol de la chambre. Il peut également y avoir un danger de condensation ou de givrage sur le sol extérieur autour de la chambre froide et le long des parois de la chambre froide. Ce mouillage du sol peut engendrer un risque de glissement pour le personnel de manutention.

Une bonne isolation du sol évite ces problèmes.

Il est à noter que les mesures décrites ci-dessous permettent également d’écarter ces risques mais utilisées seules, ces mesures ne sont pas satisfaisantes au niveau efficacité énergétique.

Ces mesures sont :

Le drainage du sol.

Un vide sanitaire bien ventilé par de l’air à température positive et le plus sec possible. Le cas du vide sanitaire doit être étudié pour que de la condensation n’apparaisse pas au plafond du vide, ce qui serait un risque pour les armatures de la dalle qui supporte la chambre froide.

Un chauffage sous le sol (câbles électriques ou tuyaux de circulation d’eau, éventuellement connectés par un échangeur au condenseur de la machine). Dans ce cas, la puissance du chauffage doit être ajoutée aux apports par le sol.

Gonflement du sol sous une chambre froide.

Système de chauffage pour éviter le gel du sol.

Source : Défauts de la construction, Kluwer Editorial, n°B1110 – 15 et 16.

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 de l’air de l’ambiance beaucoup plus courte et la mise en régime en sera d’autant plus rapide, avec beaucoup moins d’énergie nécessaire.
Si on veut une homogénéité de la température aux environs du sol qui est souvent encombré par des dépôts de marchandises, ce qui conduit à des panaches de chaleur localisés.
Si le sol est en contact avec une source chaude importante (comme un four posé sur le sol près de la chambre) qui transmet de la chaleur par conduction du sol par-dessous les parois verticales de la chambre. Bien sûr, cette situation est à éviter absolument pour des raisons énergétiques.

Dans les autres cas, le choix entre un sol isolé ou non se fait en fonction :

Du danger de provoquer de la condensation sur le plafond de la pièce du dessous lorsqu’il y en a une.
Ce risque est moins important qu’avec une chambre froide négative.

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 ouvre dans la chambre en projet, il faut alors passer à la réalisation d’une dalle flottante sur l’isolation thermique.

Dans ce type de conception, il y a 3 points à respecter :

Il faut que l’isolant qui supporte le sol, soit suffisamment résistant pour porter le poids de la dalle augmenté des charges d’entreposage et de manutention.
Il faut que la compressibilité de l’isolant sous cette charge soit inférieure à une certaine valeur. Le C.S.T.C. (dans sa revue trimestrielle n°1/2, 1988, pg. 50) propose (d_L – d_B) inférieur ou égal à 3 mm, avec :
- d_L : épaisseur de livraison sous charge de 25 kg/m²,
- d_B : épaisseur sous charge de 200 kg/m² après une sollicitation temporaire d’environ 2 minutes sous 5 000 kg/m². Bien entendu, ces dispositions sont valables pour des charges réparties de l’ordre de 300kg/m². Elles sont donc à adapter aux vraies charges de la chambre projetée. Mais elles ne devraient de toute façon pas être diminuées.
Il est évident que la compressibilité de l’isolant dépend de sa masse volumique. Le C.S.T.C. préconise dans le cas du polyuréthane (PUR), une masse volumique minimale de 30 kg/m³.
Remarquons que la masse volumique influence la valeur lambda de l’isolant : masse volumique plus élevée => lambda plus élevé, donc moindre qualité isolante.

Sans les précautions ci-dessus, l’affaissement de l’isolation sous la charge de la dalle de sol, se traduirait par des problèmes périphériques de joints avec les parois verticales, et aussi par des différences de niveau aux endroits de passage vers l’extérieur.

La dalle de sol doit être armée, l’armature calculée selon les charges.Le béton doit être le plus sec possible au moment de sa mise en œuvre, pour éviter l’éclatement du béton en cas de mise en régime trop rapide. L’idéal est d’attendre 3 semaines avant d’entamer le refroidissement.

Exemple de plancher isolé d’une chambre froide négative.

Le décaissé dans la dalle

Le décaissé est délicat à réaliser. Il demande une bonne préparation au niveau de la conception et une bonne coordination de l’exécution, si plusieurs entreprises successives doivent intervenir.

On prendra grand soin à réaliser l’obturation des joints à l’extérieur, au pied des parois, pour éviter que de l’eau n’aille se faire piéger dans la fosse, sous l’isolant.

C’est notamment pour cette raison que cette fosse doit être raccordée à l’égout.

L’étanchéité des parois

Pourquoi la chambre doit-elle être étanche à l’air et à la diffusion de vapeur ?

L’étanchéité à l’air et à la diffusion de vapeur va permettre de limiter :

Les apports thermiques.
Les entrées d’air humide et de vapeur. Ces entrées sont provoquées par la différence de pression (on ne peut pas facilement rouvrir la porte d’un congélateur ménager qu’on vient de fermer) et de température entre l’extérieur et l’intérieur.
L’humidité va se condenser dans les chambres froides positives, ou va se congeler dans les chambres froides négatives.
Dans les deux cas, cela entraîne des ennuis à plus ou moins court terme :
1. Mouillage de l’isolation thermique qui perd ses qualités isolantes.
2. Apparition de glace en expansion avec danger de déformation des panneaux, pour les chambres froides négatives.

Cela entraîne la dégradation des propriétés de la chambre à terme et donc un vieillissement accéléré.

Comment rendre la chambre étanche

La réalisation des joints doit être soignée.

Un pare-vapeur qui doit être placé du côté où la pression de vapeur est la plus élevée, c’est-à-dire ordinairement du côté le plus chaud. En principe, c’est la feuille métallique du panneau isolant préfabriqué, qui joue le rôle de pare-vapeur.
Mais ce pare-vapeur doit être placé d’une manière continue et sans percements. Quelques trous dans le pare-vapeur réduisent son efficacité d’une manière dramatique.

Tout percement des parois dans les chambres doit être rebouché soigneusement par une matière imperméable à la vapeur (mousse à cellules fermées).

Les portes doivent posséder des joints souples qui doivent obturer très correctement les espaces entre la porte et son encadrement dormant. Un défaut de ces joints, ou une déformation de la porte, entraîne, surtout dans le cas des chambres négatives, l’apparition de glace sur les bords du cadre dormant. Cette glace empêche les joints de bien jouer leur rôle et, en plus, elle peut arriver à provoquer la déformation de la porte qu’on force en fermant. C’est le cercle vicieux.

Mesures supplémentaires à prendre avec une bonne étanchéité

La bonne étanchéité des chambres et des portes, entraîne des conséquences importantes :

Les entrées d’air ne se font plus que par les ouvertures de portes et il peut être nécessaire de contrôler la qualité de l’air pour les travailleurs qui sont enfermés dans les chambres (certaines denrées « respirantes »,de même que les travailleurs dégagent du CO₂). Il faudrait donc, dans ce cas, assurer le renouvellement de l’air par un système de ventilation mécanique contrôlée.

Pour les grandes chambres froides négatives, la dépression causée par le refroidissement rapide de l’air introduit par une ouverture de porte, provoque une poussée de l’air extérieur sur toutes les parois de la chambre; ce qui peut créer des déformations dans les panneaux verticaux et le plafond voire leur effondrement, surtout pour des plafonds dont les panneaux ont des portées très grandes sans être efficacement supportés par une structure.
C’est pourquoi il faut prévoir des soupapes de décompression qui permettent des passages d’air pour équilibrer les pressions à tout moment. Cela permet d’ouvrir les portes sans problème (voir l’exemple de la porte du congélateur ménager ci-dessus).
Bien entendu, si de l’air extérieur chaud et humide passe à travers les soupapes vers l’intérieur de la chambre, on devra éviter le gel des soupapes (froides), en les chauffant par une résistance électrique. Il faut donc prévoir une arrivée de courant pour brancher ces soupapes.
Mais il peut aussi se produire des surpressions dans les chambres froides négatives.
Là encore, les soupapes de décompression vont jouer leur rôle en laissant sortir l’air intérieur pour éviter de mettre la chambre en surpression par rapport à l’extérieur, ce qui occasionnerait des déformations des parois vers l’extérieur.
Il est essentiel que les clapets de ces soupapes soient toujours bien libres pour tout mouvement de l’air, soit vers l’extérieur, soit vers l’intérieur.

La porte et « ses accessoires »

La porte de par ces ouvertures apporte des quantités importantes de chaleur et constitue donc un poste important dans le bilan thermique d’une chambre.

De même, elle est à l’origine de quantités considérables de vapeur d’eau.

Dans les chambres positives, une partie de cette vapeur, entraînée par l’air chaud qui monte, se condense en eau sur les parties froides intérieures des parois au-dessus des portes, ce qui peut créer des égouttements gênants.

Dans les chambres froides négatives, une partie de cette vapeur d’eau se fait piéger sous forme de givre au-dessus des portes. Au départ, ce givre a une masse volumique assez faible (+ 200 kg/m³) et prend beaucoup de volume en s’accumulant à chaque ouverture. Au cours du temps, ce givre va se densifier en glace et prendre de plus en plus de poids, ce qui conduit à des masses importantes, collées à la structure au-dessus des portes. A la longue, cela peut entraîner des déformations, si la structure n’est pas assez forte pour supporter ces masses de glace.

Il faut donc régulièrement aller briser la glace si la chambre travaille en continu. Si la chambre froide est arrêtée de temps en temps pour nettoyage, la fonte de cette accumulation de glace, produira beaucoup d’eau et prendra du temps.

Ainsi, les temps d’ouverture doivent être réduits autant que possible. Quand on travaille à l’intérieur de la chambre ou quand on y fait des allées et venues, il est recommandé de refermer la porte contre son ébrasement, même sans l’encliqueter.

Des accessoires peuvent aider à limiter les effets négatifs des ouvertures de portes :

Un système de fermeture automatique.

Des lamelles plastiques d’obturation des baies.

Des portes vitrées isolées permettent de trouver les aliments avant d’entrer et de ne pas perdre de temps à chercher dans la chambre froide, portes ouvertes. Ce qui représente une économie d’énergie mais également une amélioration du confort pour les travailleurs.
Les vitrages doivent être en plexy pour éviter les bris de vitre.Le coefficient d’isolation thermique est inférieur à celui du reste de la porte mais il doit être suffisant pour éviter l’apparition de condensation.
En ce qui concerne les surconsommations énergétiques, les surfaces de ces vitrages sont souvent petites et sont donc négligeables dans l’ensemble.

Il existe des alarmes qui sonnent tant que la porte est ouverte, ce qui pousse la personne à sortir au plus vite (bien que le froid devrait suffire…!!)

Dans le même ordre d’idée, une chambre froide positive peut avantageusement servir d’espace tampon entre la chambre froide négative et l’extérieur.

La capacité thermique de la chambre

Associée à l’isolation thermique, la capacité thermique de la chambre froide détermine sa constante de temps.

La constante de temps de la chambre frigorifique permet d’estimer, en première approximation, la façon dont elle va se comporter en régime transitoire (c’est-à-dire entre deux paliers de température).

Une constante de temps courte indique que l’on aura des variations rapides de température, et une constante de temps longue, indique l’inverse.

Le choix entre une constante de temps longue (ou une inertie thermique importante pour une isolation déjà choisie) et une constante de temps courte (ou une inertie thermique faible pour une isolation thermique déjà choisie) se fait en fonction de :

la volonté de maintenir les marchandises à bonne température
la fréquence des mises en régime de la chambre froide

La volonté de maintenir les marchandises à bonne température

Les responsables des cuisines collectives vivent avec l’inquiétude de pannes des installations frigorifiques qui peuvent avoir des conséquences importantes sur l’utilisation des denrées stockées, dans le souci de respecter l’arrêté royal du 13 juillet 2014 relatif à l’hygiène des denrées alimentaires.

Bien que les contrats de maintenance puissent prévoir des délais d’intervention très courts, il n’empêche qu’en cas de panne de l’installation, le maintien des aliments stockés le plus longtemps possible, aussi près que possible de la température de stockage, doit être un critère supplémentaire pour le choix de l’inertie thermique de la chambre (et de l’épaisseur d’isolant).

Le stockage d’énergie frigorifique dans une chape de sol refroidie peut ralentir la montée en température de la chambre parce que sa constante de temps est très longue (24 heures et plus) et que sa capacité thermique est importante. De plus, vu que le coefficient de conductivité thermique d’une chape est élevé, la prise d’énergie frigorifique dans la chape n’en sera que meilleure, ce qui tendra à stabiliser la température. Ceci plaide en faveur de la présence d’une chape placée par-dessus l’isolation des chambres froides, même pour les chambres froides positives.

Evidemment, la présence d’une quantité importante de denrées stockées refroidies jouera le même rôle, mais au détriment de leur qualité, car c’est leur surface extérieure qui va d’abord se réchauffer. Et surtout s’ils sont les seuls à jouer le rôle de capacité thermique.

La fréquence des mises en régime de la chambre froide

Avec une chambre à grande inertie thermique dans la chape, il faut éviter de les laisser remonter trop souvent à la température ambiante extérieure. Sinon, une partie importante de la puissance de l’évaporateur va être « détournée » pendant un temps très long par la chaleur qui s’évacue de la dalle de sol, au détriment de la chaleur à évacuer des denrées, si ce travail est à faire en même temps.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un chauffage électrique : généralités

Choix du principe de fonctionnement

Un chauffage électrique pour quel usage ?

A priori, suite à son bilan écologique défavorable, l’électricité ne devrait pas être utilisée pour le chauffage des locaux. Dans le meilleur des cas, une centrale électrique TGV (turbine-gaz-vapeur) produit de l’électricité avec un rendement de 55 %. Alors que les rendements de production des chaudières au gaz sont de 92 %, voir nettement plus s’il s’agit d’une chaudière à condensation.

Et le coût du kWh électrique de jour (pointe de puissance comprise), est environ le double de celui du kWh thermique gaz ou fuel, ce qui est également dissuasif.

Seule l’utilisation d’une pompe à chaleur peut dans certains cas valoriser utilement l’énergie électrique et rattraper le mauvais rendement des centrales.

Toutefois, la force de l’énergie électrique est de pouvoir fournir un complément ponctuel, sans pertes.

Par exemple :

Chauffer à l’électricité un local de garde durant la nuit, afin de pouvoir stopper l’installation de chauffage principale.

Équiper un local d’accueil de vitres chauffantes, afin de donner aux personnes une chaleur par rayonnement, et d’éviter de chauffer l’entièreté du hall.

Donner un appoint ponctuel rapide dans un lieu à occupation temporaire, pour augmenter la température de confort (salles de bains d’un lieu d’hébergement, par exemple).

Incompatibilités

Le chauffage électrique ne convient pas aux locaux présentant une atmosphère explosive ou inflammable. Ceux-ci doivent être équipés d’un appareillage spécial.

Les systèmes à accumulation dynamique, qui font circuler l’air du local sur le noyau porté à haute température, ne conviennent pas aux applications où l’air ambiant contient régulièrement des solvants comme les salons de coiffure, cordonneries, garages, laboratoires, et bureaux en communication avec de tels locaux. En effet ces solvants se décomposent à haute température, ce qui peut provoquer, en fonction de leur nature, des émissions d’odeur, des cendres, ou une corrosion extrêmement rapide des composants métalliques.

Un phénomène analogue, mais sans conséquence, se produit lorsque des travaux de peinture, encollage de revêtement de sol, cirage de meubles sont effectués dans un local chauffé par accumulateurs dynamiques. La décomposition des solvants provoque l’émission d’une odeur « de mazout ». Ce phénomène transitoire s’élimine aisément par une aération du local (couper le thermostat).

Direct ou accumulation ?

Dans le cas du chauffage direct, la production et l’émission de chaleur se font à l’endroit même et au moment même de la demande.

Les appareils les plus répandus sont les convecteurs, et en moindre mesure, on rencontre aussi les panneaux radiants. Les systèmes de chauffage par plafonds et sols sont également des techniques courantes.

Recouvrement du plafond.
Élément chauffant.
Élément constitutif du plafond.
Isolation thermique.
Voliges.

Le chauffage direct présente plusieurs avantages :

un rendement élevé (absence de pertes de distribution),
une grande précision du réglage de température,
un faible investissement.

Mais son coût est très élevé puisque la consommation est essentiellement facturée au prix de jour du kWh et pour une faible part seulement au prix de nuit. De plus, l’appareil risque fort d’être enclenché au moment de la pointe de puissance du bâtiment (pointe quart-horaire). Or chaque kiloWatt enclenché à ce moment va générer un supplément de 10 Euros environ à la facture mensuelle. C’est le problème des chaufferettes installées dans les locaux où il y a insuffisance de chaleur.

C’est typiquement un usage d’appoint qui doit lui être réservé, dans des locaux à usage intermittent.

Le chauffage à accumulation, lui, repose sur le fait que le producteur/distributeur, disposant de périodes où la demande est moindre, peut offrir un prix de kWh nettement plus avantageux. Le courant prélevé dans les heures creuses est utilisé pour produire de la chaleur qui sera momentanément stockée dans un accumulateur. La chaleur accumulée est ensuite restituée au moment de la demande de chaleur. Pour le chauffage des bâtiments, on rencontre essentiellement les radiateurs à accumulation et le chauffage à accumulation par le sol .

Si le prix est plus avantageux, le chauffage à accumulation présente des inconvénients :

de par son inertie, la régulation (et donc le rendement) se dégrade fortement,
l’investissement est nettement plus élevé que le chauffage direct.

Évaluer

Pour évaluer l’efficacité énergétique d’un chauffage électrique à accumulation : cliquez ici !

C’est un système qu’il ne faut pas installer si le bâtiment présente une occupation variable et des apports solaires importants (grandes baies vitrées).

Il faut vérifier si le poids des accumulateurs de grosse puissance est compatible avec la charge au sol admissible. La pression sous les pieds de certains accumulateurs peut, en effet, s’avérer incompatible avec la tenue d’un plancher.

Choix d’un appareil direct

Le critère de choix essentiel est de déterminer le mode de transmission de la chaleur.
On peut avoir :

un émetteur fortement convectif (c’est l’air qui est chauffé et qui communique sa chaleur à l’ambiance),

fortement radiatif (c’est une onde qui chauffe tous les matériaux autour le lui),

ou mixte (la carcasse émet une onde mais un effet convectif est donné par effet cheminée ou par un ventilateur).

Émetteur radiatif et convectif .

D’une manière générale, si le local à équiper est bien isolé, ce choix sera de peu d’importance. Par contre, si les déperditions sont élevées, il faut bien étudier la question car la puissance à apporter étant élevée, soit le débit d’air chaud sera élevé, soit la température de rayonnement sera forte. Deux situations inconfortables.

A priori, c’est le chauffage par rayonnement (à la plus basse température possible) qui sera le plus confortable.

Par contre, l’air chauffé est ressenti comme sec et porteur d’une odeur, surtout au démarrage de l’appareil (brûlure des poussières).

Il est surtout à éviter si le local est de grande hauteur : une stratification des températures aura lieu, l’air chaud restant coincé au plafond.

Le chauffage par rayonnement de plafond est par contre à éviter car pour son confort thermique, l’homme aime d’avoir « chaud aux pieds et frais à la tête ». Tout le contraire, donc… Une puissance maximale de 100 W/m² sera installée, avec une température de surface de 30 à 35°C. C’est faible et cela limite donc l’application à un local récent et isolé. Il ne se justifie que dans un atelier industriel où, le chauffage de l’air étant impossible, un chauffage par rayonnement à haute température peut se faire.

Un chauffage par l’air entraîne de fortes déperditions par les toitures.

Un chauffage par rayonnement permet un apport localisé.

Choix d’un appareil à accumulation

Qui peut prédire le temps qu’il fera demain ? Dans nos contrées, il faut avouer qu’il n’est pas évident de savoir s’il fera ensoleillé ou non le lendemain…

Or, dans un bâtiment d’aujourd’hui, bien isolé, le chauffage n’est plus nécessaire lorsque le soleil est présent. Il doit s’arrêter.

Que faire alors de la chaleur accumulée durant la nuit ? Elle s’écoulera malgré tout en bonne partie provoquant de la surchauffe et des pertes énergétiques.

Accumulation dans le sol

L’accumulation dans le sol est un système de chauffage statique. Il en porte donc tous les défauts (impossibilité de gérer la décharge en fonction des besoins réels de la pièce).

En reprenant ici l’analyse générale du choix de l’émetteur de chauffage, il ne convient absolument pas pour une école dont le temps d’inoccupation et les apports de chaleur gratuits (élèves, ensoleillement) sont importants. Pas plus pour un restaurant. Il ne convient pas non plus pour tout local fortement ensoleillé.

Exemple

Vu l’inertie de ce système (temps de réponse de plusieurs heures), et pour profiter du courant de nuit, il sera nécessaire d’enclencher le chauffage dès 2 heures du matin. Cette heure n’aura pu être sélectionnée que sur base de la température de nuit, en supposant que « plus il fait froid la nuit, plus les besoins de chauffage le jour seront importants ».

A 7 heures, le sol est chargé.

Si le soleil apparaît à 9 heures, il sera impossible de stopper la fourniture de chaleur. Les apports solaires entraîneront de la surchauffe dans les locaux. En architecture solaire passive, le sol constitue le premier lieu de stockage de l’énergie solaire. Toute l’énergie solaire accumulée en journée étant restituée en soirée. Avec un chauffage par le sol, le réservoir déborde déjà avant l’arrivée du soleil.

Par opposition, dans un système de chauffage par radiateurs, la vanne thermostatique fermera l’alimentation en eau chaude des radiateurs.

Par contre, il convient dans les locaux de grande hauteur (atrium, local avec mezzanine, …) pour lesquels la stratification des températures devient importante dans le cas d’un chauffage par convection. Par exemple pour assurer une température minimum de base, laissant à des convecteurs directs le rôle de l’appoint. Mais si la surface de chauffe est importante, va-t-on choisir un système dont le coût d’exploitation est si élevé ?

Quelques critères de qualité :

Les écarts de température à la surface du sol, même lors de l’emploi d’un recouvrement céramique, doivent rester en dessous de la valeur normalisée de 1,5 K.

La température de contact au sol devrait être limitée à 26,5°C. Le sol est ainsi en mesure de dissiper 70 W au m², ce qui est peu.

Si la puissance requise n’est pas disponible par le sol, le complément sera obtenu par un chauffage additionnel (convecteurs ou chauffage d’appoint dans le sol le long des murs). Le cas échéant, lors de l’emploi de chauffage additionnel dans le sol, limité aux zones périphériques de la pièce, la température de contact au sol pourra atteindre 34°C, permettant ainsi de dissiper une puissance de 150 W au m².

Une isolation correctement dimensionnée sera prévue sous la dalle. La CEG (Communauté de l’Electricité) recommande un minimum de 4 cm si le local inférieur est chauffé à la même température, 6 cm si le local du dessous n’est pas chauffé, 8 cm si c’est de l’air libre ou le sol. Dans le cas de l’air libre (vide ventilé, par exemple), il nous semble qu’un minimum de 12 cm serait préférable.

Calculs

Pour estimer la perte d’un chauffage par le sol situé au dessus dune cave, en fonction du degré d’isolation : cliquez ici !

Chauffage par accumulateurs

Les différents types d’accumulateurs se distinguent essentiellement par le mode de restitution de la chaleur,

depuis l’accumulateur statique, très peu isolé, qui va se refroidir naturellement tout au long de la journée,

jusqu’à l’accumulateur dynamique qui va tenter de retenir, grâce à son isolation, la chaleur accumulée. Lorsque la sonde d’ambiance est inférieure à la consigne et que la programmation le permet, il enclenche un petit ventilateur interne pour évacuer par convection la chaleur du noyau.

Sans hésiter, le choix du deuxième type d’accumulateur doit être fait. Idéalement, l’accumulateur ne devrait « s’user que si l’on sen sert » : il ne devrait perdre de la chaleur que lorsqu’il y a une demande.

La réalité, même avec l’accumulateur dynamique, est malheureusement toute autre. Dans nos simulations informatiques, nous avons constaté que lorsque la demande a été nulle en journée (soleil, réunion de travail, …), à 22h00 l’accumulateur dynamique a perdu près de 50 % de son énergie (par décharge statique au travers l’enveloppe isolante) ! Le rendement moyen saisonnier peut descendre jusqu’à 70 % si la charge n’est pas bien gérée et que des apports gratuits (internes et externes) sont présents dans le local.

D’ailleurs, il suffit de mettre sa main sur la paroi pour constater qu’il s’agit d’un véritable radiateur (le noyau peut être chauffé jusqu’à 800°C).

Lors de la sélection, il est très important de privilégier l’épaisseur de l’isolant, … et tant pis pour l’encombrement !

L’emplacement des appareils sera choisi de manière à assurer un rayonnement calorifique et un brassage d’air optimal dans le local, de préférence sous une fenêtre pour en compenser le rayonnement froid. Deux ou plusieurs appareils seront préférés à un seul plus puissant en raison de la meilleure répartition de chaleur qu’ils assurent.

Choix de la régulation

La régulation est le cerveau de l’appareil et donc la source des gaspillages éventuels. On ne saurait trop recommander une régulation automatique de la charge en fonction de la température extérieure.

Et pourtant, on rencontre couramment des accumulateurs avec réglage manuel à 3 positions. Par simplification, ils sont souvent réglés sur la position la plus élevée, afin de prévenir toute période froide éventuelle du lendemain. En pratique, ils entraînent une décharge statique plus élevée que nécessaire et donc une perte de rendement.

Un dispositif automatique de régulation de charge est de toute façon obligatoire dans les cas suivants :

en tarif exclusif nuit lorsque la puissance totale installée en accumulation est supérieure ou égale à 12 kW;

dans tous les cas d’application d’accumulation en tarif trihoraire ou hors-pointes, indépendamment de la puissance installée;

l’accumulation par le sol.

D’expérience, les installateurs règlent les appareils de telle sorte que jamais leur client ne puissent se plaindre d’avoir froid. Autrement dit, ils favorisent une charge élevée. Tout particulièrement si le bâtiment n’est plus occupé en fin de journée, il sera utile de revoir les paramètres de cette régulation de telle sorte que « l’appareil soit froid en fin de journée ». Quitte à jouer de temps à autre avec la résistance directe d’appoint, si une réunion est programmée un soir…

Pour plus de détails sur la régulation des appareils, cliquez ici !

Améliorer

Pour plus de détails sur l’adaptation des paramètres de réglage, cliquez ici !

Choix du tarif

Il nous est très difficile de discuter du meilleur tarif applicable au secteur tertiaire. Et donc d’optimaliser le choix des accumulateurs en fonction du tarif.

En effet, nous avons peu d’expérience d’audit de bâtiments tertiaires chauffés à l’électricité. Et les informations disponibles sont souvent orientées pour le domestique.

La philosophie de base est bien sûr la suivante :

Si le stockage a lieu à 100 % la nuit (durée de charge de 9 heures), le tarif (dit « exclusif nuit ») sera le moins cher mais l’investissement dans les appareils aussi. Ceux-ci seront également très encombrants.

Si une relance est possible en journée (tarif à Effacement en Heures de Pointe, tarif Trihoraire), le prix sera un peu plus élevé mais l’accumulation sera plus réduite dans les appareils, plus petits, moins coûteux à l’achat.

Il faudra juger au cas par cas, en simulant le fonctionnement le plus probable des appareils. Assurément, il est utile d’en discuter avec un représentant du distributeur avant un investissement dans des accumulateurs.

Consommation

Pour plus de détails sur la logique des tarifs optionnels à horaires restreints en Basse Tension, cliquez ici !

On y apprendra que ne peuvent en bénéficier que les appareils raccordés de manière permanente sur un circuit séparé, avec un comptage distinct (appareils de chauffage électrique à accumulation).

Il y aura donc un autre compteur, pour les autres équipements, en fonctionnement permanent, avec une tarification de base ou bihoraire.

Le Tarif Exclusif de Nuit est applicable durant 9 heures de nuit (fixées par le distributeur) + toute la journée le dimanche avec une faculté pour le distributeur de couper durant les heures les plus chargées.

Avec le Tarif à Effacement en Heures de Pointe, les appareils raccordés sur ce compteur peuvent consommer toute la journée, mais… l’alimentation des appareils peut être interrompue par le distributeur, sans préavis, par commande à distance. La durée des interruptions journalières est au maximum de 15 heures. Elles se situent normalement au cours des mois de novembre à février. La durée totale des interruptions ne dépassera pas 500 heures par an.

Consommation

Pour plus de détails sur la logique du tarif exclusif nuit en Haute Tension, cliquez ici !

On y apprendra que le tarif « exclusif nuit » peut être demandé en Haute Tension également. Il est destiné aux applications utilisant, entre autres, le principe de l’accumulation et dont les prélèvements d’énergie, enregistrés séparément, se font exclusivement durant les heures de nuit (soit 9 heures chaque jour, fixées par le distributeur).

À noter que ce tarif exclusif de nuit peut, à la demande du client, être étendu aux samedis, dimanches et jours fériés légaux nationaux.

Consommation

Pour plus de détails sur les montants des différents tarifs, cliquez ici !

Qualité de la mise en œuvre

Lors de la mise en œuvre d’un système de chauffage électrique, certains points nécessitent une attention toute particulière.
(Source : d’après Le code de bonne pratique pour la réalisation des installations de chauffage électrique – Communauté de l’Electricité – CEG).

Le chauffage électrique met en œuvre des puissances électriques importantes dont les durées d’enclenchement atteignent plusieurs heures. Un soin tout particulier doit donc être apporté au serrage des connexions et à la qualité des composants de commutation vu leur plus grande sollicitation. Il ne faut en effet pas perdre de vue que l’échauffement des contacts est proportionnel au carré de l’intensité.En pratique, on veillera :
- à dimensionner suffisamment les coffrets électriques de façon à éviter des échauffements internes importants,
- à installer des borniers correctement dimensionnés et dont le système de serrage reste fiable dans le temps (les barrettes de raccordement de type « éclairage » sont interdites).
Au niveau du tableau de répartition, calculer les puissances par phase afin d’équilibrer au mieux l’installation.
La plupart des appareils de chauffage appartiennent à la classe 1. Les conducteurs de terre doivent donc y être raccordés.
Respecter scrupuleusement les sections minimales de ce conducteur et sa couleur jaune-vert.
Respecter le bleu pour tous les conducteurs neutres.
Conserver les mêmes couleurs pour tous les circuits de même nature (ex. : brun = élément d’appoint, gris = ventilateur, etc.).
Lorsque différents circuits d’alimentation concernent le même appareil (ex. : puissance sur exclusif nuit, ventilateur sur tarif jour, régulation) :
- Éviter de placer dans une même canalisation des circuits alimentés par des différentiels différents (inductions transitoires possibles entre circuits).
- Ne pas mélanger les neutres.
- Éviter la juxtaposition de câbles de sondes à d’autres circuits.
Pour les appareils installés dans des locaux humides prévoir une coupure multipolaire et un différentiel 30 mA. Respecter le degré d’étanchéité IPX1 et l’installation hors volume de protection (voir RGIE).
Préférer un récepteur de télécommande à une horloge de commutation (qui, à terme, présente un risque de dérèglement).
Faire constater son basculement effectif pendant la période prévue et la commutation des circuits qui en dépendent.
Prévoir suffisamment de jeu dans les câbles de raccordement d’appareils de chauffage fixes pour permettre leur déplacement nécessaire en cas de remplacement éventuel de pièces et d’intervention de maintenance.
Des modifications réalisées dans une installation existante et des renforcements de puissance nécessitent un contrôle par un organisme agréé avec remise en conformité de l’ensemble de l’installation (suivant les modalités définies dans le R.G.I.E).
Avant la mise sous tension de l’installation, procéder aux tests d’isolement des différents circuits.
Après la mise sous tension, réaliser les tests fonctionnels des composants, vérifier la tension des circuits (principalement tri – et tétraphasés) et contrôler, à la pince ampèremétrique, l’intensité de courant des circuits par les circuits de puissance.
Lors de l’installation d’accumulateurs de grosse puissance, on veillera à la compatibilité de leur poids avec la charge au sol admissible. La pression sous les pieds de certains accumulateurs peut, en effet, s’avérer incompatible avec la tenue d’un plancher. De plus, ces accumulateurs doivent éventuellement être fixés à la paroi selon les indications du constructeur.
Cas particulier du chauffage par le sol :
- Les câbles doivent être placés dans du béton ou une masse conductrice.
- La composition du béton à utiliser est également importante pour la dissipation thermique et la capacité d’accumulation de la dalle.
- Dans tous les cas, il convient d’informer le professionnel en revêtements de sol pour qu’il tienne compte du type de chauffage dans le choix de ses matériaux.
- Une surveillance lors de la pose de la dalle est indispensable pour s’assurer que les câbles ne soient pas endommagés pendant l’opération (coup de pelle, brouette, pompe à béton, etc…)
- Des tests d’isolement doivent être réalisés entre l’âme du câble et son blindage et/ou la terre, avant et juste après la pose de la dalle, pour pouvoir intervenir immédiatement en cas de défaut. La tension arrivant sur le câble doit être contrôlée au voltmètre (une erreur de raccordement pourrait amener 400 V sur le câble et entraîner sa destruction rapide).
  La mise à température de la dalle ne peut se faire que progressivement (par pas de 5 degrés par jour) et après le temps de séchage du béton (généralement 21 jours).
Consigner par écrit les réglages initiaux et prévoir la place nécessaire pour les modifications ultérieures et les dates auxquelles elles seront éventuellement effectuées.
Être présent lors de la mise en service par l’installateur et exiger un mode d’emploi clair et précis.

Et dans les bâtiments à basse énergie voire passifs ?

Éthique énergétique

On pourrait penser que le fait de diminuer les besoins de chaleur par 5 voire par 10 dans les bâtiments à basse énergie ou passifs justifierait l’usage de l’électricité comme système de chauffage. Il n’en est rien, au niveau belge en tout cas ! En effet, ce facteur de conversion de l’énergie finale (sur la facture électrique) en énergie primaire est de 2.5. La facture illustre notamment le mauvais rendement des centrales comme déjà décrit plus haut.

En supposant qu’un bâtiment passif soit équipé d’un système de chauffage électrique, le critère des besoins net en énergie de chauffage est de 15 kWh.m^-2.an^-1. Ce bâtiment équipé :

d’une chaudière gaz à condensation pourrait consommer, pour un rendement saisonnier de 102 %, de l’ordre de 14.7 kWh.m^-2.an^-1 en énergie primaire ;

d’un chauffage électrique consommerait 37.5 kWh.m^-2.an^-1 à la centrale électrique.

Si on considère que les consommations de chauffage sont grosso modo proportionnelles au niveau d’isolation du bâtiment, pour arriver au passif, on peut concevoir que 20 cm d’isolant dans les murs sont nécessaires (c’est un ordre de grandeur, mais cela reste du cas par cas !). Si ce bâtiment est chauffé avec des radiateurs électriques, cela équivaudrait à concevoir un bâtiment avec 8 cm d’isolant dans les murs et équipé d’une chaudière à condensation.

Chauffage électrique
dans un bâtiment passif.

Chaudière à condensation
dans un bâtiment PEB par exemple.

Chauffage direct ou à accumulation ?

Pour les inconditionnels du chauffage électrique non convaincus par le développement réalisé ci-avant, autant choisir la moins mauvaise des solutions.

Pour des bâtiments à basse énergie et passifs, le choix d’un système de chauffage électrique direct prend toute son importance. En effet, le chauffage électrique direct étant très réactif par rapport au chauffage à accumulation, en mi-saison le chauffage direct permettra d’éviter la surchauffe et les surconsommations liées à cette surchauffe.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Zones à risque de contamination élevé de l’hôpital

Niveau de propreté particulaire et bactérienne de l’air

En fonction de la zone, le traitement d’air doit répondre en tout ou en partie aux objectifs suivants :

limiter la concentration dans l’air des particules, des virus et des bactéries,
éliminer les gaz dangereux (gaz anesthésique, …) et explosifs,
éviter les contaminations entre différentes zones (contaminations croisées).

Le maintien de la qualité de l’air ne se résume donc pas à l’apport d’air neuf hygiénique. Il faut en outre supprimer tout risque d’aérobiocontamination soit au départ de certains locaux du bâtiment (zones septiques), soit venant de l’extérieur.

La pression relative entre les locaux, la filtration, le recyclage de l’air et la désinfection des équipements jouent donc un rôle tout aussi important que l’apport d’air neuf.

L’importance de chacune de ces « missions » varie en fonction du risque de contamination que l’on rencontre dans les différentes zones du bâtiment. On parle de zones à risque classées de 2 à 4 en fonction du risque de aérobiocontamination encouru, tant pour les patients que pour la communauté hospitalière (norme EN ISO 14644 et EN ISO 14698). La norme NF S90-351 s’inspire de ces deux normes européennes pour donner des recommandations en termes de conception, d’exploitation, de maintenance et d’utilisation des installations de traitement d’air pour les établissements de santé.

Évaluer

Afin d’évaluer le risque de contamination de la zone considérée en fonction de l’activité, les taux de renouvellement d’air et les pressions différentielles qui en découlent.

Confort des occupants

Le niveau du confort d’une zone à risque contrôlé passe aussi par l’évaluation du confort des malades, du personnel soignant et des visiteurs. Les consignes de température, du taux d’humidité, de la vitesse de déplacement d’air, fonction du type d’intervention réalisée, sont à respecter et à contrôler en période d’occupation de la zone, surtout en présence d’apports calorifiques importants.

Tout spécialement, un taux minimum d’humidité relative doit être maintenu pour éviter les risques d’explosion des gaz anesthésiants.

Théories

Afin d’évaluer le niveau de confort à atteindre dans les locaux.

« Tout air neuf » ou « recyclage » ?

Comme dans toute autre zone, il est nécessaire d’assurer le confort respiratoire des occupants. De plus, les filtres de la chaine de traitement de l’air ne peuvent pas arrêter les polluants chimiques tels que les gaz anesthésiants. C’est pour cette raison, en plus de l’élimination des polluants dus à la présence humaine, qu’il est nécessaire d’effectuer un apport d’air neuf. Les taux de brassage importants servent en grande partie à atteindre le niveau de propreté souhaité au niveau particulaire et bactérien.

La conception moderne des « zones à risque » a fortement évolué malgré l’imprécision qui règne au niveau des réglementations. C’est aux salles blanches industrielles que l’on doit cette avancée majeure. Ce n’est que suite au développement catastrophique des infections nosocomiales qu’on s’est intéressé de près aux systèmes de ventilation et climatisation dans les hôpitaux et à leur normalisation.

La phobie du recyclage est encore bien présente dans les mentalités mais tend à laisser la place à une intégration certaine de ce principe dans les nouveaux projets de conception; ce qui est favorable du point de vue de l’énergie, de l’environnement et du portefeuille du maître d’ouvrage.

Dans la conception des zones à risque ci-dessous, nous avons pris l’option de ne considérer que le système à recyclage.

À noter également que le système d’humidification n’est pas repris dans les schémas. Un humidificateur à vapeur en sortie de caisson est recommandé pour les qualités hygiéniques de ce système.

Zones à risque contrôlé

1. Introduction

Source d’informations

Les recommandations reprises ci-après sont principalement issues du guide « Traitement de l’air en milieu hospitalier » élaboré par des médecins et des spécialistes du traitement de l’air, à l’initiative d' »UNICLIMA » (Union intersyndicale française des constructeurs de matériel aéraulique, thermique, thermodynamique et frigorifique).

Les configurations de climatisation des salles d’opération montrées ci-dessous sont parfois extrêmes mais montrent le souci de contrôler au maximum le risque de contamination. Dans la pratique, en Belgique, les configurations sur le terrain sont en général plus simples sauf demande expresse du maître d’ouvrage.

2. Zones à risque modéré de biocontamination

(zones à risque 2)

Zones à risque 2

Zones pour patients à risque infectieux modéré : médecine interne ou spécialisée, rééducation fonctionnelle, maternité, pédiatrie, long et moyen séjour, psychiatrie, consultations externes, hôpitaux de jour à orientation infectieuse.

Objectif d’épuration : classe ISO 8 (moins de 3 500 000 particules > 0,5 μ m par m³ d’air).

L’air est pulsé mécaniquement dans chaque local au moyen de diffuseurs classiques et en partie repris par un recycleur propre au local ou au groupe de locaux concernés. Le dernier étage de filtration est d’efficacité minimum EU10 (95 % DOP ou H11) avec un préfiltre EU7 (85 % OPA ou F7). Une surpression des salles est assurée par un débit d’air neuf introduit plus élevé que celui extrait.

Ventilation des zones à risques 2 :
1/3 de l’air est extrait en partie haute pour éliminer les gaz anesthésiques plus légers que l’air.

3. Zones à haut risque de biocontamination

(zone à risques 3)

Zones à risques 3

Zones pour patients à haut risque infectieux : réanimation, soins intensifs, explorations fonctionnelles vasculaires, néonatalogie, hémodialyse, hématologie, chimiothérapie, chirurgie, blocs opératoires conventionnels (chirurgie digestive propre ou contaminée, chirurgie gynécologique, obstétricale, urologique, ORL).

Objectif d’épuration : classe ISO 7 (moins de 350 000 particules > 0,5 μ m par m³ d’air).

Il est reconnu que la principale source de contamination bactérienne est l’équipe chirurgicale elle-même. C’est donc dans les environs du champ opératoire que l’on retrouve la plus grande concentration de micro-organismes.

Utiliser une ventilation en flux turbulent, c’est-à-dire avec des diffuseurs traditionnels semblables à ceux utilisés dans les zones à risques 2 a pour conséquence de diluer rapidement la charge contaminante au travers de la pièce entière et rend donc le contrôle des risques plus difficile. La solution préconisée pour les zones à risques 2, solution par ailleurs bon marché, est donc à prendre avec précaution dans ce cas.

On lui préférera la solution du plafond soufflant à basse vitesse : l’air neuf est pulsé par un plafond soufflant à déplacement d’air à basse vitesse et couvrant la zone de plus haut risque. Il est repris en partie vers un recycleur spécifique au local ou à un groupe de salles semblables. Ce mode de pulsion entraîne un écoulement dirigé d’une vitesse inférieure à 0,25 m/s. Le mouvement transversal turbulent est très faible, de même que le mélange avec l’air ambiant. L’entraînement par déplacement d’air crée alors une véritable barrière dynamique autour de la zone de « plus haut risque ».

Le dernier étage de filtration est d’efficacité minimum EU13 (99,99 % OP ou H14). Ce filtre est placé le plus près possible du plafond diffusant (éventuellement à l’intérieur de ce dernier) avec un préfiltre EU8 (95 % OPA ou F8).

La plupart des normes internationales recommandent d’assurer une surpression dans les salles d’opération. Celle-ci est obtenue par un débit d’air neuf introduit supérieur à celui extrait. La norme allemande DIN 1946 prévoit, elle, la possibilité d’inverser cette pression relative dans le cas d’opérations septiques. Dans ce cas, l’air extrait doit aussi être filtré par un filtre absolu.

Le maintien des débits et des pressions dans le temps est important dans ce type de local, et ce malgré l’encrassement des filtres. Ceci peut se faire en équipant le ventilateur dune variation de vitesse du ventilateur.

Un taux d’air neuf de 5 vol/h est souvent considéré comme suffisant pour la dilution des gaz anesthésiques.

Parmi les différents types de plafond soufflant existants, les critères de choix sont

la protection du patient,
le confort des occupants (vitesse d’air dans la zone occupée et niveau sonore),
l’absence de turbulence,
la facilité de maintenance,
le coût.

Ventilation des zones à risques 3 :
1/3 de l’air est extrait en partie haute pour éliminer les gaz anesthésiques plus légers que l’air.

Plafond soufflant en inox à une vitesse de 0,2 m/s, équipé d’un filtre H13 ou H14 et d’une dalle aveugle étanche pour le passage du scyalitique

Lorsque la conception architecturale de la salle d’opération ne permet pas le placement d’un plafond soufflant, on peut disposer les bouches de pulsion à jet dirigé de très faible vitesse sur le mur perpendiculaire à la table d’opération, dans le coin supérieur de la salle.

4. Zones à très haut risque de biocontamination

(zone à risques 4)

Zones à risques 4

Zones pour patients à très haut risque infectieux : cancérologie, onco-hématologie, greffés, prématurés, brûlés, blocs opératoires aseptiques (orthopédie, cardio-vasculaire, neurochirurgie, ophtalmologie).

Objectif d’épuration : classe ISO 5 (moins de 3 500 particules > 0,5 μ m par m³ d’air).
Le flux laminaire ou flux unidirectionnel est le système actuellement le plus efficace pour fournir de l’air stérile autour d’un malade à protéger ou de la plaie chirurgicale. Il assure en parallèle une liberté de mouvement suffisante au corps médical.

Pour garantir une efficacité optimale, il faut

le moins de turbulence possible,
une vitesse d’air comprise entre 0,3 et 0,6 m/s pour garantir la stabilité du flux,
un espace réduit entre le soufflage et la zone à protéger,
tenir compte des perturbations possibles (luminaires, …) et des mouvements de l’équipe chirurgicale.

Le degré de filtration recommandé est semblable à celui des zones à risques 3. Ici aussi, une surpression des salles est assurée par un débit d’air neuf introduit et non extrait.

Étant donné les importants taux de renouvellement d’air recommandés (200 à 600 vol/h), il est évidemment recommandé de circonscrire le plus exactement possible la zone à protéger, le reste de la salle ne subissant pas de traitement particulier.

On peut ainsi concevoir des flux verticaux ou horizontaux, totaux ou partiels. Dans tous les cas, une partie de l’air devra être extraite pour éliminer les gaz dangereux (gaz anesthésiques).

Salles d’opération à flux laminaire horizontal

Flux total : tout le local est balayé par le flux d’air repris sur la paroi opposée.
Remarque : sur le schéma, le chirurgien est mal situé par rapport au flux d’air qu’il risque de contaminer…

Flux partiel :
les filets d’air sont guidés par des parois verticales parallèles et la reprise se fait du côté du panneau filtrant.

L’avantage d’un tel système est la possibilité pour l’équipe chirurgicale de ne pas porter de heaume.

L’inconvénient réside dans la disposition obligatoire du personnel et des équipements en aval de la plaie par rapport au sens du flux.

Salles d’opération à flux laminaire vertical

Le flux laminaire total avec plancher entièrement perforé n’est pas utilisable dans les hôpitaux à cause des exigences de désinfection. On utilise donc un flux partiel couvrant la zone de plus haut risque. La zone couverte est de l’ordre de 3 m sur 3 m. Cette dimension permet aux parois verticales (descendant jusqu’à 1,6 m du sol, avec éventuellement rideaux souples en PVC) guidant le flux de ne pas gêner l’équipe chirurgicale. La reprise se fait en périphérie du flux laminaire.

Flux vertical alimenté par une centrale de traitement d’air.

Flux vertical autonome avec ventilateurs incorporés.

Les avantages d’un tel système sont d’une part la liberté de mouvement de l’équipe chirurgicale et les débits d’air à traiter moindre que dans le cas d’un flux horizontal (zone à traiter moindre).

L’inconvénient est le port du heaume conseillé pour garantir la qualité de l’air.

Chambres stériles

Les chambres stériles peuvent être ventilées soit par un flux laminaire horizontal, soit vertical, suivant les typologies recommandées pour les salles d’opération. La zone à protéger sera restreinte au lit du patient, éventuellement à la zone destinée à recevoir le personnel soignant.

5. Zones à risque pour la collectivité hospitalière

Zones à risques

Zones où il faut protéger la collectivité hospitalière des risques infectieux : chirurgie septique (urologie voie basse, gynécologie, endoscopie), chirurgie très septique (proctologie, abcès, préparation opératoire, zone d’urgence, soins intensifs avec malades infectieux, traitement du matériel côté sale, laboratoire de manipulation de prélèvements biologiques ou germes).

Objectif : Protection de l’environnement hospitalier par confinement, maîtrise des flux d’air et filtration.

Les prescriptions relatives aux zones à risques pour le patient doivent être complétées en tenant compte des risques pour la collectivité hospitalière. En fonction du degré de risque pour celle-ci, la protection doit comprendre

Un confinement, c’est-à-dire un isolement du patient et de l’équipe de soins de l’environnement extérieur par des cloisons et des portes fermées, et l’isolation du patient de l’équipe de soins par des cloisons (cabines stériles) et des vêtements spéciaux (scaphandres).
Une mise en dépression de la zone contaminée complétant le confinement. Selon les risques, un sas en surpression est souvent nécessaire. Dans le cas de très haut risque, le ventilateur d’extraction doit être doublé pour prévenir tout risque de panne et donc d’arrêt de l’installation. Dans tous les cas, le fonctionnement du ventilateur d’extraction doit être asservi au fonctionnement du ventilateur de pulsion.
Une maîtrise des flux d’air évitant les zones inertes et entraînant le plus rapidement les particules contaminées vers le réseau d’extraction. La disposition des locaux est en ce sens importante.
Un réseau d’extraction complètement indépendant de ceux des autres locaux.
Une filtration de l’air extrait au moyen d’un filtre absolu. Ce filtre doit être doublé en cas de très haut risque pour prévenir toute défaillance d’un des filtres.

Principe aéraulique du traitement d’air dans une zone à très haut risque pour le patient (flux laminaire vertical) et pour la collectivité hospitalière (sas, double filtration, double ventilateur).

Lorsque le risque de contamination pour la collectivité hospitalière est modéré, il n’est pas nécessaire de maintenir les locaux d’hébergement ou de traitement en dépression. Il s’agit d’une simple mise en quarantaine. Il faut simplement, dans ce cas, rester vigilant quant à la circulation des personnes, du matériel et à la séparation des zones. Le réseau de ventilation recyclage et extraction doit cependant être indépendant pour la zone où on identifie ce risque.

Récupération de chaleur sur l’air extrait

On l’a vu ci-dessus, la plus grosse récupération de chaleur se fait par un taux de recyclage important pouvant dépasser 70 % de flux total d’air pulsé. Les conditions pour pouvoir effectuer ce recyclage sont que l’air recyclé provienne de la même salle que celle dans laquelle il est injecté et que l’air recyclé soit filtré avec la même efficacité que l’air neuf.

On considère souvent que la récupération de chaleur sur l’air extrait n’est financièrement intéressante que lorsque l’on travaille en « tout air neuf », ce qui n’est jamais le cas dans les solutions techniques présentées ci-dessus. On peut cependant envisager une récupération de chaleur sur l’air extrait lorsque les débits d’air neuf sont importants (jusqu’à 15 vol/h).

Concevoir

Choix d’un récupérateur de chaleur.

Il est déconseillé d’utiliser des échangeurs à plaques. En effet, ils sont difficiles à désinfecter, l’agent désinfectant pénétrant mal entre les interstices de faible dimension. L’aluminium est en outre fragile vis-à-vis de ces produits, ce qui risque de provoquer des fuites, donc des contaminations qui ne seront jamais détectées. Si de tels échangeurs sont utilisés, il faut respecter une hiérarchie correcte des pressions entre le conduit d’air neuf et le conduit d’air extrait. Cette pression relative doit être contrôlée régulièrement (un pressostat d’alarme peut signaler toute modification), de même que la concentration de contaminant dans l’air neuf.

Les échangeurs avec fluide calorifique intermédiaire (eau glycolée) ont des rendements de récupération moindre par rapport aux autres systèmes. Cependant, puisqu’il n’y a pas de contact direct entre l’air vicié et l’air neuf, les risques de contamination croisée sont éliminés.

Les échangeurs du récupérateur doivent être disposés au niveau de la pulsion entre les deux premiers étages de filtration, pour qu’ils soient protégés de l’encrassement et pour ne contaminent pas l’air distribué. Les échangeurs sur l’air extrait peuvent aussi être protégés par un filtre pour éviter un encrassement trop rapide.

Autres prescriptions de la norme DIN 1946 pour les salles d’opération

Voici d’autres recommandations, notamment issues de la norme DIN 1946

Les unités de traitement d’air devraient être composés de panneaux en acier galvanisé double paroi et avec des composants facilement démontables pour être stérilisés.
Les batteries froides devraient être en acier inoxydable avec des ailettes en aluminium, protégées par une peinture epoxy.
Les unités de traitement d’air devraient être capables de fonctionner à débit réduit lorsque les salles sont inoccupées, assurant en permanence une pressurisation suffisante. En mode veille, seule la pression de la salle est surveillée. On travaille alors en tout air neuf, sans contrôle de température ni d’humidité. Elles doivent pour cela être équipées de moteurs à vitesse variable.
Les unités de traitement d’air devraient pouvoir assurer une surpression et une dépression dans les salles d’opération en fonction du type d’intervention (aseptique ou septique) et pouvoir facilement passer dune situation à une autre. Ceci est possible en utilisant des ventilateurs à vitesse variable.
Les systèmes centralisés et décentralisés (unités montées et réglées en usine) peuvent être utilisés pour traiter l’air des salles d’opération. Cette seconde solution permet une meilleure flexibilité de chaque salle (fonction du type d’intervention et des exigences de chaque chirurgien) et une meilleure fiabilité. Le système de contrôle et la programmation de ces systèmes est réalisé en usine, ce qui limite les risques liés à l’installation et au réglage.

Armoire de climatisation de haute précision.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’hygiène des mets

Évaluer l'hygiène des mets

L’arrêté royal relatif à l’hygiène des denrées alimentaires est en vigueur depuis le 13 juillet 2014.

L’arrêté explique, entre autres, les dispositions d’hygiène pour tous les exploitants du secteur alimentaire notamment concernant l’infrastructure, l’équipement, la température et l’hygiène du personnel.

En outre, des inspecteurs du Ministère de la Santé Publique / Inspection générale des denrées alimentaire sont chargés de venir vérifier le respect de l’arrêté.

De manière à respecter l’arrêté, de nombreux établissements ont entrepris ou doivent envisager la rénovation de leur cuisine.

Par exemple, une disposition des locaux qui ne permet pas de séparer circuits « sales » et « propres » va engendrer une révision complète de la cuisine collective. On en profite bien souvent pour remplacer les équipements désuets.

Pour évaluer les équipements, des mesures à l’intérieur de ceux-ci doivent être réalisées. Un appareil qui ne permet plus d’atteindre les températures respectant la chaîne du chaud ou du froid, par exemple, risque de devoir être remplacé.

Dans des cas tels que ceux-là, c’est l’occasion de penser « à long terme », de penser « économies d’énergie ».

Nous n’abordons donc ici que ce qui pourrait engendrer une rénovation lourde ou le remplacement de gros équipements (ayant une influence sur les consommations énergétiques). Le diagnostic n’est donc pas aussi complet que celui qui serait fait par un inspecteur de l’hygiène des denrées alimentaires. Il ne comporte, par exemple, pas les exigences quant au petit matériel, …

Évaluer	Pour évaluer l’infrastructure et le respect de l’hygiène des mets.
Évaluer	Pour évaluer le respect de la chaine du chaud et de la chaine du froid.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Déflecteurs de lumière naturelle

By Julian A. Henderson – Own work, CC BY-SA 3.0, https://commons.wikimedia.org/w/index.php?curid=19588365

Les stores réfléchissants

Les stores réfléchissants actuels sont utilisés dans le double but d’ombrager un espace du rayonnement solaire direct et de rediriger la lumière naturelle vers le fond du local.

Ces stores peuvent être fixes ou mobiles. Les stores réfléchissants peuvent être considérés comme un développement compact d’un light shelf. Cependant, les lamelles ombragent la fenêtre moins complètement et redirigent moins efficacement la lumière vers le fond de la pièce qu’un light shelf.

Il existe des stores réfléchissants dont l’inclinaison des lames peut être variable en fonction de leur emplacement dans la fenêtre : la partie supérieure de la fenêtre redirige la lumière vers le plafond, alors que la zone inférieure produit un ombrage du même type que les stores vénitiens conventionnels.

Le schéma ci-contre accentue le principe. Cette configuration a pour but de laisser pénétrer la lumière naturelle à l’intérieur du local, même lorsque les occupants ferment complètement les stores.

Les vitrages directionnels

Les vitrages directionnels redirigent très efficacement les rayons solaires directs vers le fond d’une pièce. Ils peuvent aussi être employés pour rediriger la lumière zénithale vers le bas d’un atrium ou vers une salle en sous-sol. Cependant, sous ciel gris, le niveau lumineux en fond de local est inférieur à celui d’un double vitrage classique. Les panneaux directionnels sont utilisés en configurations fixes et mobiles.

Les vitrages prismatiques peuvent soit rediriger la lumière naturelle plus profondément dans le bâtiment soit exclure la lumière d’un espace. Bien qu’ils soient habituellement transparents, ils obscurcissent la vue vers l’extérieur. Il vaut donc mieux les utiliser pour la partie supérieure d’une fenêtre afin de ne pas couper la vue des occupants vers l’extérieur.

La lumière naturelle peut également être déviée par des éléments acryliques concaves disposés verticalement à l’intérieur d’un double vitrage. Ce vitrage doit être positionné au-dessus de l’angle de vision. Dans nos régions, la meilleure orientation pour ce type de vitrage est le sud.

Les laser-cut panels

Le laser-cut panel est un système de redirectionnement de la lumière produit par des coupures réalisées par un laser dans un matériau acrylique. Ces panneaux assurent une bonne visibilité vers l’extérieur. Placés verticalement, ils induisent une déflexion de la lumière provenant des angles d’incidence élevés (> 30°) alors qu’ils transmettent la lumière à de faibles incidences. Placés horizontalement, ils agissent en tant que protection solaire. Ils peuvent être employés comme système fixe ou mobile. Pour éviter certains risques d’éblouissement, il faut qu’ils soient situés au-dessus du niveau visuel. Le laser-cut panel coûte encore très cher.

Les systèmes holographiques

Les systèmes holographiques ne sont encore qu’au début de leur développement. Le procédé holographique consiste en une couche de matériau diffractant qui est choisie pour rediriger la lumière selon un angle spécifique, en fonction de l’angle d’incidence de la lumière. Il s’agit d’un système pratique en rénovation puisqu’il suffit d’ajouter un film à une fenêtre classique. Ils peuvent également être employés pour obtenir un effet décoratif coloré.

Les déflecteurs diffusants dans des ouvertures zénithales

Pour améliorer l’effet produit par l’ajout d’une ouverture zénithale, il est utile de concevoir un système de déflecteurs blancs diffusants au niveau du plafond. Si ces déflecteurs sont verticaux, l’éclairement lumineux dans l’espace est amélioré. Des déflecteurs inclinés diminuent le niveau d’éclairement maximum mais, par contre, uniformisent l’éclairage. Les deux figures ci-dessous montrent un exemple de déflecteurs verticaux conçus pour une orientation est-ouest d’un lanterneau et un exemple de déflecteurs inclinés conçus pour une dent de scie orientée vers le sud.

Image par défaut pour la partie Concevoir

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Zones intérieures (local aveugle, salle de réunion)

Principe

Les particularités des locaux intérieurs sont

de ne pas avoir de parois en contact avec l’extérieur et donc pas de déperditions en hiver, pas plus que d’apports solaires en été,
d’être en permanence en demande de refroidissement puisque les occupants et les équipements internes (dont l’éclairage) génèrent une chaleur qui ne peut s’échapper naturellement : sans intervention, la température ne ferait qu’augmenter …
d’être, dans le cas d’un local de réunion, en demande d’un traitement thermique uniquement lorsqu’il y a présence des occupants (90 % de la demande est créée par les occupants et l’éclairage).

La solution traditionnelle, souvent appliquée lorsqu’il s’agit d’un local isolé, consiste à placer un climatiseur dans le local. Mais cette solution ne peut être généralisée pour un ensemble de locaux « aveugles » puisqu’il n’y a pas un accès facile vers l’extérieur pour l’évacuation de la charge thermique (difficile de placer les condenseurs en façade).

Une solution plus centralisée est nécessaire.

On pense alors au placement de ventilo-convecteurs sur une boucle d’eau glacée, avec production de froid et condenseur en toiture. Mais deux aberrations énergétiques sont présentes :

Durant tout l’hiver, on va refroidir artificiellement le cœur du bâtiment, sans profiter de l’air froid extérieur.
On va évacuer la chaleur à l’extérieur alors que les locaux en façade ont besoin de chauffage …

Deux solutions apparaissent alors

La solution « tout air » qui se fonde principalement sur l’idée que l’air extérieur froid peut répondre aux besoins de refroidissement une grande majorité du temps.
La solution « fluide réfrigérant variable » qui se base sur l’idée que la chaleur extraite des locaux centraux peut être récupérée dans les locaux périphériques.

La solution « tout air »

Partons de plusieurs constats pour élaborer une réponse adaptée :

Un réseau d’air hygiénique est nécessaire pour apporter de l’air neuf aux occupants :

Un apport de 30 m³/h par personne est requis. Si une personne occupe 10 m², elle vit dans 30 m³ d’air (hauteur sous plafond de 3 m). Lui apporter de l’air hygiénique entraîne donc un renouvellement d’air du local de 1 volume par heure. Autrement dit, si les locaux font X m³, le débit d’air neuf nécessaire sera de X m³/h.

La solution la plus simple consisterait à placer un réseau d’extraction mécanique dans les locaux, laissant l’air entrer naturellement sous les portes (ou par des grilles dans les portes), via les couloirs. C’est économique à l’investissement, mais peu efficace en pratique, car le débit réel sera fonction de l’étanchéité globale du bâtiment…

Un réseau d’air pulsé paraît impératif pour atteindre une bonne qualité d’air intérieur.

Refroidir les locaux par de l’air froid suppose un débit d’air nettement plus élevé que celui de l’air hygiénique.

En effet, l’air ne peut être soufflé avec un écart de température par rapport à l’ambiance supérieur à 10°C (si l’ambiance est de 24°C, la pulsion sera de 14°C minimum).

Dans ces conditions chaque m³ d’air apporte 3,4 W de refroidissement. Or une personne et son éclairage génèrent 20 W/m² de chaleur, soit 6,7 W/m³ (si hauteur sous plafond de 3 m). Il faudra donc :

6,7 [W/m³_local] / 3,4 [W/m³_air] = 2 [m³_air/m³_local],

soit un renouvellement horaire minimal de 2 volumes par heure.

Et bien souvent, de nombreux équipements bureautiques dégagent une chaleur nettement plus importante encore. Si bien que le taux de brassage de l’ambiance par de l’air froid est en général situé entre 4 et 6. Autrement dit, si les locaux font X m³, le débit d’air froid nécessaire sera de 4X … à … 6X m³/h.

En Belgique, la température extérieure est 98 % du temps inférieure à 24°C.

Il existe donc un pouvoir rafraîchissant naturel important de l’air extérieur, sans traitement et donc sans coût énergétique autre que son transport. Logiquement, on pense dès lors à mettre en œuvre un système « tout air », c’est-à-dire une installation où le rafraîchissement est transporté par l’air, installation qui serait apte à transporter cet air froid « gratuit ».

Le free cooling de nuit peut décharger les parois de la chaleur accumulée en journée.

L’air extérieur de nuit est, lui, toujours rafraîchissant, en été comme en hiver (même en période de canicule, la température de nuit avoisine les 15°C). Mais cet air n’est efficace que pour autant que son débit soit suffisamment élevé : un taux de renouvellement d’air minimum de 4 volumes/heure est nécessaire. Ici encore, l’intérêt de mettre en place une installation « tout air » est manifeste.

Seul bémol à cette proposition, le free-cooling nocturne utilise l’inertie du bâtiment comme « réservoir tampon » : en fin de nuit d’été, le bâtiment est déchargé de sa chaleur en l’amenant à une température de 22°C, et en fin de journée on laisse flotter la température jusqu’à 26°C, par exemple. Dans ce cas, le free-cooling peut effectivement procurer des économies au système de climatisation. Ceci entraîne une fluctuation des températures intérieures qu’il faut être prêt à accepter.

En Belgique, la température extérieure est 65 % du temps inférieure à 14°C, soit inférieure à la température de pulsion.

On souhaite profiter du froid extérieur, mais il est impossible d’injecter de l’air à 0°C dans les locaux ! Il y a nécessité de préchauffer l’air pulsé. Or on travaille avec des débits d’air élevés (4 à 6 renouvellements horaires). Le coût du pré-chauffage de l’air risque d’anéantir les économies réalisées sur le refroidissement !

Deux solutions se présentent alors

Soit on recycle partiellement l’air extrait : c’est la chaleur des locaux eux-mêmes qui préchauffent « gratuitement » l’air neuf, par mélange. Par exemple, les 4 renouvellements horaires sont constitués de 3/4 d’air recyclé et de 1/4 d’air neuf.
Inconvénient : l’air de tous les locaux est repris, mélangé et redistribué dans les différents locaux, ce qui peut poser problème…
Soit on place un échangeur de chaleur sur l’air extrait : puisqu’il s’agit seulement d’un préchauffage de l’air, un échangeur à plaques ou un double échangeur à eau glycolée peut transférer la chaleur de l’extraction vers la pulsion, sans mélange entre l’air neuf et l’air vicié, en atteignant les puissances requises.

Chaque local nécessite une régulation spécifique

L’enclenchement d’un photocopieur, la tenue d’une réunion, … crée des besoins variables entre les différents locaux. Une régulation individualisée doit être proposée.

De plus, le coût du transport de l’air n’est pas négligeable dans une installation « tout air ». Il est donc intéressant de ne pulser que les débits nécessaires : pulser la moitié du débit nominal génère le huitième de la consommation électrique du ventilateur.

Ces deux constats étant faits, le conditionnement d’air à Volume d’Air Variable (VAV) apparaît comme la solution la plus adéquate. Le thermostat de chaque local agit sur le clapet modulant l’arrivée d’air. Une sonde de pression placée dans la gaine commande la vitesse des ventilateurs de pulsion et d’extraction.

Le cas particulier des bureaux paysagers

La particularité des grandes plates-formes de bureaux paysagers, c’est d’avoir dans le même local à la fois une zone centrale (où la chaleur est excédentaire) et des zones en façades (où les parois froides génèrent de l’inconfort). Dans ce cas, on prévoit simultanément la pulsion d’air frais en zone centrale et l’apport de chaleur par des radiateurs en allège des fenêtres. La régulation de ces deux flux contradictoires doit être soignée afin qu’il n’y ait pas destruction d’énergie : une plage neutre doit être réservée entre chauffage et refroidissement (par exemple, les vannes thermostatiques de radiateurs sont réglées sur 21°C et l’ouverture du débit d’air froid ne commence qu’à 23°C). Entre 21 et 23°C, le corps humain est situé dans sa plage de confort optimale.

Les inconvénients d’une telle solution

L’investissement à consentir au départ est loin d’être négligeable :

les conduits sont volumineux et encombrants, donc coûteux en argent et en espace,
la régulation est plus élaborée, et donc coûteuse et pas toujours facile à la mise au point et à la maintenance.

Il sera donc utile de chiffrer le budget énergétique d’une telle solution et de parler en terme de coût global sur 15 ans. Notamment pour comparer cette solution à la traditionnelle boucle d’eau glacée sur laquelle sont greffés les ventilo-convecteurs.

C’est le rôle du bureau d’études, car la situation est spécifique à chaque projet.

Études de cas

Un exemple d’une telle démarche a été réalisé pour le cas de 4 locaux de consultation à l’hôpital de Chimay.

La solution « fluide réfrigérant variable »

L’approche se construit sur les éléments suivants :

1. Nouvelles possibilités technologiques des compresseurs

On connaît le fabuleux « rendement » thermodynamique d’une machine frigorifique récente : pour faire 3 kWh de froid, il suffit de 1 kWh électrique au compresseur. Il en résulte alors 4 kWh de chaleur rejetés au condenseur. Si ces 4 kWh sont récupérés dans des locaux demandeurs de chaleur, le bilan théorique s’impose de lui-même : avec 1 kWh au compresseur, on réalise 7 kWh utiles : 3 de refroidissement et 4 de chauffage !

Si dans le bâtiment, en parallèle avec la demande de refroidissement du cœur du bâtiment, il y a une demande de chauffage des locaux périphériques, la solution thermodynamique est alléchante !

Mais la difficulté, c’est qu’en été tous les locaux sont demandeurs de froid. L’échangeur du local en façade doit alors passer du mode « condenseur » à un fonctionnement en « évaporateur ».

On a bien essayé la solution de placer des pompes à chaleur réversibles sur une boucle d’eau commune à tous les locaux, mais sans trouver la souplesse de la solution actuelle de la climatisation à « fluide réfrigérant variable » qui supprime tout vecteur intermédiaire.

Ici, dans le cas idéal où il y aurait égalité entre la demande de froid et la demande de chaud, toute la chaleur évacuée dans les locaux à refroidir est transférée vers les locaux à chauffer :

Installation en équilibre.

2. Séparation des fonctions

À l’usage, la séparation des fonctions « apport d’air neuf » et « apport de chaud ou de froid » présente des avantages de facilité de régulation et de qualité hygiénique.

3. Pas de fluide intermédiaire

C’est le fluide frigorifique qui circule entre les échangeurs et le compresseur. En quelque sorte, c’est l’ensemble du bâtiment qui travaille « en détente directe et en condensation directe ».

4. Une régulation très fine en fonction de la demande

Rien n’est plus souple que du fluide frigorigène pour s’adapter aux besoins. Chaque échangeur est autonome dans la régulation de son local.

De plus, la régulation en place est étudiée pour limiter au maximum toute consommation d’énergie excessive.

Par exemple : une boucle d’eau glacée au régime 7°-12° va condenser inutilement la vapeur d’eau présente dans le local. Avec un système « fluide réfrigérant variable », l’humidité du local est mesurée en permanence et la température de l’évaporateur sera réglée « au plus haut » en fonction des besoins de froid du local, évitant ainsi toute condensation inutile.

5. Inconvénients

L’apport d’air neuf hygiénique n’est pas résolu. De plus, il n’existe pas de production d’eau chaude par une chaudière pour alimenter les batteries de chauffe d’un éventuel groupe central de traitement de l’air hygiénique. L’apport d’air neuf va demander une installation spécifique dont on devra soigneusement étudier la régulation pour que de l’énergie ne soit pas « cassée » : il ne faudrait pas simultanément préchauffer l’air neuf à 20°C et refroidir le local !
La technique est encore relativement neuve dans nos régions (malgré une large expérience au Japon)…
Il faut franchir le problème lié à la circulation du fluide frigorigène dans les locaux, malgré l’étanchéité des installations actuelles et la non-toxicité des fluides utilisés. Comment retrouver une fuite si les conduits circulent dans tous les faux plafonds ? L’évolution va dans le sens d’un confinement des équipements utilisant le fluide frigorigène et d’un transport du froid par de l’eau ou de l’air dans le bâtiment. Il semble que la technique du DRV soit d’ailleurs interdite au Luxembourg, pour des raisons environnementales.
La technologie est assez sophistiquée, bourrée d’électronique, et seul le fabricant peut réellement intervenir sur l’installation… Certains craindront alors le coût des contrats de maintenance, d’autres diront que nos voitures ont suivi la même évolution… sans que cela nous pose trop de problèmes. Des logiciels d’auto-diagnostic permettent la gestion automatique.
Si l’ensemble de l’installation travaille en mode « froid », le rendement du compresseur n’atteint pas celui d’une grosse machine frigorifique à vis, par exemple…

A nouveau, un bilan énergétique détaillé et annuel est nécessaire, mais il faut avouer que dans cette technique nouvelle, les bureaux d’études sont relativement dépourvus d’outils fiables d’évaluation… et les fabricants ne nous proposent aucun rapport d’évaluation neutre.

Au minimum, on essayera d’établir un planning des périodes de chauffe et de refroidissement des différents locaux pour visualiser les recouvrements. Si une récupération de la chaleur des locaux intérieurs est prévisible une bonne partie de l’année (salle informatique au centre du bâtiment, par exemple), le DRV se justifie.

Conclusions

Un local « intérieur » est en permanence demandeur de rafraîchissement.

Une simple ventilation ne suffit pas.

La solution traditionnelle par ventilos-convecteurs sur boucle d’eau glacée ne permet pas d’utiliser l’air frais extérieur présent les 3/4 du temps dans nos régions. Si elle est cependant adoptée, on sera attentif à prévoir une possibilité de refroidissement direct de l’eau glacée par free-chilling.

Deux solutions sont possibles :

1° Une installation « tout air » à débit variable (VAV)

elle permet d’utiliser l’air neuf extérieur, de jour comme de nuit,
elle va limiter le défaut des installations « tout air » : la forte consommation des ventilateurs,

mais,

elle demande de préchauffer l’air extérieur en hiver, soit via un recyclage partiel de l’air repris (d’où problème de mélange de l’air des différents locaux), soit via un récupérateur de chaleur sur l’air extrait.

Concevoir

Pour aller plus loin dans la conception d’une installation VAV.

2° Une installation à « fluide réfrigérant variable » avec récupération de chaleur

en hiver, elle permet de récupérer la chaleur extraite des locaux à refroidir pour les donner aux locaux en demande de chaleur,
elle garantit la performance énergétique d’une technologie de pointe (compresseur, régulation, …),

mais,

la technique sous-entend la présence d’un réseau de fluide dans les locaux.

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.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Rendement d’une installation de chauffage central

Définition

Le rendement global d’une installation de chauffage central est le rapport entre les besoins réels en chauffage et la consommation annuelle :

ηglobal = besoins réels [kWh] / consommation annuelle [kWh]

Le ηglobal est donc le reflet de toutes les pertes liées à l’installation de chauffage :

ηglobal = ηproduction x ηdistribution x ηémission x ηrégulation

η_global= 100 % – % pertes de production – % pertes de distribution – % pertes d’émission – % pertes de régulation

> η_production

Au niveau de la chaudière, les pertes consistent en :

Des pertes par les fumées. L’entièreté de la chaleur contenue dans le combustible n’est pas transmise à l’eau. En effet, les fumées sont évacuées à une température relativement élevée.
Des pertes par rayonnement. Une partie de la chaleur de la flamme est transmise à des parois de la chaudière, non en contact avec de l’eau. Cette chaleur est perdue vers la chaufferie.
Des pertes à l’arrêt. En dehors des périodes de fonctionnement du brûleur, la chaudière perd sa chaleur vers la chaufferie, au travers de ses parois. De plus, si le foyer de la chaudière reste ouvert, un courant d’air refroidit le corps de la chaudière et évacue sa chaleur vers la cheminée.

> η_distribution

Lorsque des conduits de distribution d’eau chaude parcourent des locaux non chauffés (chaufferie, vide ventilé, couloir, grenier, extérieur, …), ceux-ci perdent une partie de leur chaleur et celle-ci ne peut être récupérée utilement pour le bâtiment.

Il en va de même pour les vannes, circulateurs,… situés dans des endroits ne devant pas être chauffés.

> η_émission

Une partie de la chaleur émise par les émetteurs de chaleur (radiateurs, chauffage par le sol, …) est directement perdue sans avoir pu profiter au local.

Par exemple, un radiateur placé sur une paroi extérieure rayonne directement vers cette dernière. De même, un radiateur placé en dessous d’une fenêtre augmente la température de l’air le long de cette dernière et donc accentue ses déperditions.

> η_régulation

Toute décalage (en puissance et en temps) entre la fourniture de chaleur et les besoins instantanés constitue une perte.

Par exemple, lorsque l’émission de chaleur ne se réduit pas à l’apparition du soleil dans un local.

Par exemple, l’inertie du bâtiment et de l’installation impliquent que la température intérieure ne se réduit pas instantanément lors de la mise au ralenti de l’installation. La remise en régime n’est pas, non plus instantanée, et demande d’anticiper l’occupation.

Ordre de grandeur

Type d’installation	Rendements en % (η_global = η_production x η_distribution x η_émission x η_régulation)
Type d’installation	η_production	η_distribution	η_émission	η_régulation	η_global
Très ancienne chaudière surdimensionnée ou très peu performante, longue boucle de distribution (années 60-70)	75 .. 80 %	80 .. 85 %	90 .. 95 %	85 .. 90 %	46 .. 58 %
Ancienne chaudière bien dimensionnée, courte boucle de distribution	80 .. 85 %	90 .. 95 %	95 %	90 %	62 .. 69 %
Chaudière haut rendement, courte boucle de distribution, radiateurs isolés au dos, régulation par sonde extérieure, vannes thermostatiques, … (années 90 et début 2000)	90 .. 93 %	95 %	95 .. 98 %	95 %	77 .. 82 %
Chaudière mazout à condensation actuelle, bien dimensionnée et qui condense	97 .. 98 %	95 %	95 .. 98 %	95 %	83 .. 87 %
Chaudière gaz à condensation actuelle, bien dimensionnée et qui condense	101 .. 103 %	95 %	95 .. 98 %	95 %	87 .. 91 %

Découvrez cet exemple de remplacement du système de chauffage (chauffage central à mazout) à la Maison de Repos et de Soins Ferdinand Nicolay à Stavelôot.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion des installations par bus de terrain

Objectif

L’objectif d’une telle installation est double :

> Flexibilité : dans les bâtiments tertiaires, les extensions et modifications dans l’utilisation des réseaux entraînent de fréquents recâblages. Les câbles s’ajoutent aux câbles et leur densité devient telle que les nouvelles interventions sont de plus en plus longues et coûteuses.

> Gestion énergétique : les occupants des bâtiments tertiaires ne sont guère soucieux de la gestion des installations techniques. Ce n’est d’ailleurs pas leur mission. Il faut donc pallier à cette déresponsabilisation en créant la fonction de « concierge automatique », tout en ne perturbant pas le confort des occupants.

Une installation électrique traditionnelle montre ses limites par rapport à ces deux objectifs, principalement en ce qui concerne la flexibilité.

Principe général

Ce qui différencie une installation électrique pilotée par un réseau de communication et une installation « traditionnelle » est la séparation entre les circuits de puissance et les circuits de commande.

En effet, dans une installation traditionnelle, les organes de commande font partie intégrante du circuit de distribution « courant fort ». Il n’existe qu’un seul circuit : commande et puissance sont mélangées.

Dans une installation avec réseau de communication, on distingue deux réseaux physiquement séparés :

la distribution d’énergie aux équipements. C’est le circuit de puissance;
le pilotage et la commande des équipements. C’est le circuit de commande.

Circuit de commande

Le circuit de commande est réalisé à partir d’un câble (de type paire torsadée, coaxial, ondes radios, …) appelé « bus » ou « bus de terrain ».

Ce support de communication permet à tous les produits connectés (équipements, capteurs, actionneurs) d’échanger des informations suivant un « protocole de communication » déterminé (ensemble de règles de communication).

Dans une version avec câblage filaire, l’ensemble des participants au réseau sont connectés en parallèle aux deux mêmes conducteurs du bus, ce qui limite et simplifie le câblage, ce dernier parcourant le bâtiment en étoile, en arborescence, en boucle, …

Le protocole de communication permet aux participants au réseau de communiquer entre eux : qui prend la parole ? Comment on communique ? Avec qui ? Avec quelle autorité ? … C’est ainsi que chaque produit, capteur ou actionneur relié au réseau possède suffisamment d’intelligence pour détecter seul un changement d’état et de transmettre, en fonction de son programme, le message adéquat. Les capteurs et les actionneurs sont donc devenus communicants.

Dans un tel système, les capteurs sont des donneurs d’ordre (boutons-poussoirs, interrupteurs, régulateurs, sondes, …). Les actionneurs représentent les sorties du système qui font office d’interfaces de puissance pour piloter les équipements terminaux.

Actionneur : module à 4 sorties permettant la transmission de la commande vers 4 équipements.

L’intelligence des réseaux modernes de communication est répartie.

Les automates de la première génération nécessitaient un raccordement en étoile vers les participants. Chaque capteur ou actionneur était uniquement raccordé à l’automate qui gérait le fonctionnement. Les évolutions électroniques ont permis des solutions plus simples à câbler et à utiliser.

Grâce à leur électronique interne, chaque émetteur et récepteur d’ordre est devenu autonome. Il dispose en interne d’une capacité de communication et d’une mémoire reprogrammable qui lui permettent d’émettre des ordres, d’en recevoir, de les interpréter et de les exécuter. N’importe quel produit peut communiquer avec n’importe quel autre.

Les capteurs sont composés d’un module standard de communication avec le bus qui contient toute l’intelligence décentralisée. Sur ce module peut se placer n’importe quel type de capteur : simple interrupteur, interrupteur à plusieurs sortie, dimmer, détecteur de présence, thermostat, … . Ils sont tous interchangeables ce qui permet une grande flexibilité.

Exemple : le codage d’un signal dans le système

bus EIB.

Pour dialogueur entre eux, les produits échangent des informations traduites en signaux binaires (0-1). Ces données sont transmises en mode série et se superposent à la tension d’alimentation du bus (29 V DC). La transmission s’effectue en mode différentiel. Les données sont émises simultanément sur les deux conducteurs du bus, garantissant une très bonne immunité aux perturbations, d’autant plus que le système est isolé de la terre.

L’unité d’information élémentaire (le bit) se présente sous forme d’un signal de type alternatif de 5 V pour le 0 et d’un blanc pour le 1.

Exemple : schéma de raccordement de l’éclairage de bureaux.

La commande de l’éclairage est constituée de boutons-poussoirs dans chaque bureau. Un bouton-poussoir général permet au gardiennage une extinction centralisée.

Les circuits de puissance et de commande sont câblés comme suit :

La configuration du système va consister à relier les différents organes de commande et les équipements.

La première étape est l’identification des entrées et des sorties. Dans les systèmes simples, la sélection des émetteurs et des récepteurs d’ordre pour l’élaboration des liens de configuration est obtenue grâce à des boutons-poussoirs de validation au niveau d’un module de configuration raccordé au bus. On définit ainsi qui commande quoi. Il faut ensuite spécifier comment s’effectue la commande. Cela peut se faire sur les produits directement ou à l’aide d’un outil de configuration.

Module de configuration branché sur le bus.

Porte de communication pouvant se placer sur le module de communication d’un capteur et permettant de brancher un ordinateur portable sur le bus pour la configuration.

Par exemple, il y aurait deux types de commande à paramétrer :

La fonction marche/arrêt pour les boutons-poussoirs de chaque bureau (inversion d’état à chaque appui);
La fonction d’extinction pour toutes les sorties éclairage du même niveau par le bouton-poussoir central.

La configuration consiste donc à associer à chaque organe de commande une ou plusieurs sorties et à définir le type d’action souhaitée.

De câblée et figée dans une installation est opérationnelle, la relation entre l’organe de commande et les récepteurs se transforme, dans une installation communicante, en un système basé sur des liens logiques, souples et évolutifs.

Cette notion d’adressage logique permet des modifications aisées, la plupart du temps sans aucune intervention sur le câblage.

LON bus, EIB bus, … ?

Actuellement, deux standards de communication semblent se développer : le LON bus et le EIB bus.

On parle de « standards » car ces systèmes sont reconnus par un ensemble de fabricants de matériel électrique et permettent donc à de nombreuses marques de se raccorder sur un même réseau et de communiquer ensemble.

Tous les éléments portant le label « LON Mark » sont compatibles. Il en va de même pour les éléments portant le label « EIB ».

Ceci en opposition avec un système dit « propriétaire » qui ne peut fonctionner qu’avec les équipements de la marque qu’il l’a créé.

Le label « EIB » a été créé par un ensemble de fabricants de matériel électrique. Il est développé par une association indépendante. Par exemple si le fabricant « x » désire créer un module de comptage compatible EIB, il doit attendre que l’association développe le protocole de communication de ce module, s’il n’existe pas encore. Ceci a comme désavantage que les fabricants ne peuvent créer librement de nouvelles fonctionnalités à leur système, mais comme avantage que tous les produits portant le label EIB sont directement raccordables entre eux et entièrement compatible, sans programmation.

Le label « LON Mark » a été créé par un ensemble de fabricants de matériel HVAC. Dans le cas de ce standard, les fabricants peuvent directement créer leurs applications suivant un protocole commun. La compatibilité entre les équipements de marques différentes n’est pas toujours totale puisque les fabricants désirent souvent garder un certain secret de fabrication. Le raccordement d’éléments de marques différentes sur un bus « LON » demande donc souvent un certain travail de programmation pour rendre l’ensemble compatible.

Type de bus

Caractéristiques

EIB

Compatibilité directe sans programmation.

Toute nouvelle application doit attendre le développement par une association centralisatrice.

Potentialités pour la gestion des équipements HVAC limitées (en cours de développement).

LON Mark

Facilité pour les fabricants de créer de nouvelles applications.

La compatibilité globale demande une programmation.

Orienté HVAC.

Signalons qu’un regroupement vient de se finaliser entre le système EIB et les systèmes de bus BATIBUS et EHS pour créer un standard commun sous le nom de Konnex (ou « KNX »).

Il est possible de raccorder ensemble un réseau EIB, un réseau LON et des applications conçues avec un bus propriétaire. Cela demande l’utilisation d’interface de communication et une programmation au niveau d’un système de supervision pour rendre l’ensemble compatible. Il y a encore peu de temps, cela semblait relativement ardu à mettre en œuvre, mais une standardisation semble petit à petit se développer via les standards « BACnet » ou « OPC ».

Schéma d’intégration de différents protocoles de communication au sein d’un système de gestion complet du bâtiment.

Immotique

On comprend aisément que le réseau communiquant peut déborder de la simple gestion des équipements électriques. On peut rajouter dans un système de gestion complet d’un bâtiment : la régulation d’accès au bâtiment, le contrôle anti-infraction, le contrôle incendie, la gestion des protections solaires, le contrôle des fluides dans les hôpitaux, …

Exemple : schéma de gestion complet des installations techniques.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Modèles d’isolation – plancher léger avec aire de foulée

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

Panneaux semi-rigide entre les gîtes

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

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

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

L’isolant peut occuper toute la hauteur de l’espace entre les gîtes ou une partie seulement.

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

Finalement, l’aire de foulée est placée au-dessus du gîtage.

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

Gîte.
Isolant (remplissage partiel).
Pare-vapeur.
Finition du plafond.
Isolant (remplissage complet).
Aire de foulée.

Matelas souples à languettes entre les gîtes

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

Le matelas isolant est placé par dessous. Les languettes sont agrafées à la face inférieure des gîtes en se recouvrant partiellement. Les plafonds sont finalement mis en place.

L’isolant peut occuper toute la hauteur de l’espace entre les gîtes ou une partie seulement.

L’aire de foulée peut être posée avant ou après l’isolant.

Remarque : la largeur du matelas doit être adaptée à l’entre-axe des gîtes.

Matelas de laine minérale en rouleau à languettes.

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

Gîte.
Isolant souple.
Papier Kraft.
Languettes superposées agrafées.
Pare-vapeur en Kraft-Aluminium.
Finition du plafond.
Aire de foulée.

Panneaux rigides entre les gîtes

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

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

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

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

L’isolant peut occuper toute la hauteur de l’espace entre les gîtes ou une partie seulement.

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

Finalement, l’aire de foulée est placée au dessus du gîtage.

Panneaux isolants rigides entre gîtes d’un plancher circulable .

Gîte.
Pare-vapeur.
Finition du plafond.
Isolant rigide.
Aire de foulée.
Mousse injectée.

Flocons ou granulés d’isolant entre les gîtes

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

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

Finalement, l’aire de foulée est placée au dessus du gîtage.

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

Gîte.
Pare-vapeur
Finition du plafond.
Isolant en vrac.
Aire de foulée.

Isolation semi-rigide entre lambourdes sur une plaque de support

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

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

Des lambourdes d’une épaisseur au moins équivalente à celle de l’isolant sont ensuite placées à intervalle régulier sur le plancher support et son pare-vapeur éventuel.

L’espace entre les lambourdes est déterminé par la largeur des panneaux isolants prévus (largeur de panneau moins +/- 2 cm).

De cette façon l’isolant est bien maintenu hermétiquement contre les lambourdes et les courants d’air accidentels sont évités.

Si pour des raisons techniques, l’entredistance entre les lambourdes devaient être différents, la largeur des panneaux doit être adaptée.

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

Finalement, l’aire de foulée est fixée à la face supérieure des lambourdes.

Isolation entre lambourdes au-dessus du gîtage d’un plancher circulable .

Lambourdes.
Isolant.
Pare-vapeur.
Plancher support de l’isolant.
Aire de foulée.
Finition du plafond.

Isolation rigide sur une plaque de support

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

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

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

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

L’aire de foulée est posée soit directement sur l’isolant, soit, lorsqu’il s’agit de planches en bois, sur des lattes posées sur l’isolant. Le plancher de bois est cloué sur ces lattes.

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

Aire de foulée.
Isolant.
Pare-vapeur.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Enduits extérieurs

Les types d’enduits

Il existe trois grands groupes d’enduits applicables sur les panneaux isolants : les enduits minéraux, les enduits résineux et les enduits aux silicates et aux silicones.

L’enduit faisant partie d’un système isolant-enduit sera de préférence prédosé en usine. Il est composé de charges, d’eau, d’un ou plusieurs liants, et éventuellement d’adjuvants et de pigments.

Le liant d’un enduit minéral est le ciment ou la chaux, ou encore un mélange des deux.
Le liant d’un enduit résineux est constitué d’un ou de plusieurs types de résines.
Le liant d’un enduit aux silicates et aux silicones est un liant silicieux.

Les enduits minéraux sont plus épais que les enduits synthétiques ou aux silicates et aux silicones.

Les enduits utilisés sur les panneaux isolants sont généralement « décoratifs » et diffèrent par leur aspect et leur couleur. Ils peuvent être lisse, crépi, roulé, peigné, gratté, lavé, projeté, etc.

Les enduits appliqués sur isolant sont munis d’un treillis de renforcement, synthétique ou métallique, résistant aux alcalis et à la corrosion.

Les précautions à prendre

L’isolation extérieure couverte d’un enduit est un système qui combine l’usage de plusieurs produits. Chaque système doit avoir été étudié et testé par son fabricant. Il devrait idéalement faire l’objet d’un agrément technique. Le système doit être mis en œuvre en respectant les prescriptions du fabricant et de l’agrément technique éventuel. Les limites d’utilisations prescrites doivent également être respectées.
Le système doit être appliqué dans son ensemble : isolant, enduit, fixation, armature, finition, accessoires, détails techniques, etc.

Le support doit être vérifié et préparé avant pose du système.

La date limite d’utilisation des matériaux livrés sera vérifiée à la réception.

Le transport et le stockage se feront dans les emballages d’origine, en tenant compte des précautions prescrites.

Les enduits préfabriqués proviendront par façade d’un même lot de fabrication afin d’éviter les différences de teintes surtout si l’enduit est coloré.

Des protections seront utilisées contre les conditions climatiques défavorables.

L’enduit ne pourra être appliqué dans des conditions extrêmes. Outre les limites expresses imposées par le fabricant ou l’agrément technique, l’enduit ne sera pas appliqué :

lorsque la température risque de monter au-dessus de + 30 °C ou de descendre en dessous de + 5 °C pendant l’application ou le durcissement;
lorsque le mur est en plein soleil;
par vent sec;
par pluies battantes;
lorsque le support est humide ou gelé.

L’entretien de l’enduit

Les facteurs extérieurs peuvent, avec le temps, altérer l’aspect de l’enduit et le dégrader par endroit.

On déterminera d’abord les causes éventuelles des désordres. Les fines fissures stabilisées sont pontées avant application d’un enduit de réparation. Les parties désolidarisées (qui sonnent creux) décapées et refaites.

Les algues et mousses sont éliminées à l’aide de produits appropriés et les matières mortes sont brossées.

Les efflorescences sont éliminées à sec.

L’enduit est ensuite brossé à sec ou nettoyé au jet d’eau.

On applique généralement une peinture perméable à la vapeur d’eau, adaptée à l’enduit. On peut également appliquer une couche supplémentaire d’enduit si la couche existante possède les qualités mécaniques nécessaires et permet l’adhérence de la nouvelle couche.

Les microfissures stabilisées sont colmatées par une peinture à base de ciment ou une fine couche d’enduit.

Les informations utiles

La note d’information technique (NIT) n° 209 du CSTC concerne les enduits posés, entre autres, sur des panneaux d’isolation thermique.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Protections intégrées aux vitrages doubles

Store vénitien inséré dans un vitrage double.

Certaines caractéristiques de ces types de store sont tout à fait semblables à celles des autres stores enroulables (en particulier les stores intérieurs réfléchissants) ou vénitiens. Nous ne décrirons donc ici que les propriétés propres à l’insertion de ces produits à l’intérieur du double vitrage.

Les stores enroulables réfléchissants

Description

Un store en toile réfléchissante se déroule dans l’espace intérieur du double vitrage. L’épaisseur de la lame d’air doit alors être au minimum de 12 mm.

Facteur solaire

D’une manière générale : FS associé à un double vitrage = .. 0,12 ..

Transmission lumineuse

D’une manière générale : TL = 0,03 ..0,04

Pouvoir isolant

Le coefficient U d’un double vitrage clair standard (remplissage air) peut diminuer de près de 35 % grâce au déploiement de la protection.

Les stores vénitiens

Description

Des lames orientables sont montées horizontalement à l’intérieur du double vitrage.

Facteur solaire

D’une manière générale : FS associé à un double vitrage = .. 0,17 ..
Le degré de protection dépend de l’inclinaison des lames par rapport aux rayons du soleil.
Exemple :

Pouvoir isolant

Lorsque les lamelles sont orientées en position verticale, le coefficient U d’un double vitrage peut diminuer de 20 à 30 % (en fonction de la couleur des lamelles) grâce à la protection. Une orientation des lames à 45° réduit ce gain de moitié.

Moduler la protection par rapport aux besoins

Contrairement aux stores vénitiens extérieurs ou intérieurs, les stores vénitiens intégrés ne peuvent être remontés. La modulation de la protection est réalisée uniquement par l’orientation des lamelles.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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

Posted By : 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 [%]

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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).

Posted By : 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.

Posted By : 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).

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

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

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

concevoir

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.

Posted By : 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.

Posted By : 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).

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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…

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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)

Posted By : 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 !

Posted By : 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

Posted By : 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 !

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

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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.

Posted By : 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]

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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

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Préliminaire

Condensats formés dans les équipements

Condensats dans le générateur

Condensats dans la distribution et la double enveloppe

Condensats de la chambre de stérilisation

Condensats formés suivant la phase du cycle

1. Effet dans la chambre de stérilisation

2. Effet dans la pompe à vide

Énergie de compression

Bilan énergétique

Bilan énergétique total

Calcul

Conclusions

Comparaison des cycles de récupération

Circuit ouvert

Récupération en circuit semi fermé

Récupération en circuit fermé

Ordre de grandeur

Tracé du réseau

Emplacement des conduits

Forme et matériau des conduits

Section des conduits

Limite supérieure

Limite inférieure

Exemple

Étanchéité

Isolation

Acoustique

Une installation de ventilation crée de multiples ponts acoustiques dans le bâtiment

Production de bruit par écoulement de l’air

Atténuation des bruits par les conduites

Placement de silencieux

Transmission des bruits par les conduits

Hygiène

Objectifs

Méthodes préliminaires

Méthode suivant la surface du local

Méthode suivant la vitesse d’aspiration

qe = v x 3 600 x P x h (m³/h)

Méthode pour les pièces auxiliaires

Méthodes détailles

Méthode suivant la puissance des appareils de cuisson

Q = 0,5 x P x Qs

qe = k x ( ΣQ x φ )1/3 x ( h + 3,4 x L x l / (L +l))5/3 x r x a

Méthode adaptée du Recknagel, 2e édition

Autres méthodes

Méthode suivant l’importance du local

qe = V x n

Méthode suivant la surface de cuisson

Méthode suivant le nombre de repas servis simultanément

Méthode suivant le type d’appareils de cuisson

Avantages et inconvénients

Introduction

Nouvelles installations

Installations existantes

1°

2°

3°

Les parties du châssis

Le dormant

L’ouvrant

La double barrière d’étanchéité

La chambre de décompression

Le principe d’équilibre des pressions dans la chambre de décompression :

Feuillure et parcloses

Les conduits de drainage

Les calages

Les joints d’étanchéité

Le casse-goutte

Les types d’ouvrants

Pivot à axe vertical :

Pivot à axe horizontal :

Coulissant :

Le châssis en bois

Caractéristiques thermiques

Les types de bois pour les menuiseries

Traitement et entretien de la menuiserie

La protection

La finition

q_e = v x 3 600 x P x h (m³/h)

Q = 0,5 x P x Q_s

q_e = k x ( ΣQ x φ )^1/3 x ( h + 3,4 x L x l / (L +l))^5/3 x r x a

q_e = V x n