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Organiser la maintenance de l’installation frigorifique

Machine frigorifique

Température d’eau glacée

Mesure / lecture de la température par thermomètre digital.

Si possible, l’augmentation du point de consigne augmente le rendement.

Mesure prise à l’emplacement du thermomètre à aiguille
dont la précision est parfois sujette à caution…

Régime d’eau glacée

Mesure des températures de départ et de retour de l’eau glacée, par thermomètre digital.

Si, à puissance maximale, l’écart est inférieur à 5 K, le débit d’eau peut être réduit (économie électrique + diminution du risque d’érosion).

Température à la Basse Pression : T°(BP)

La mesure directe de la température d’évaporation est très difficile. On réalise plutôt la lecture de la basse pression BP au manomètre, que l’on traduit en température d’évaporation en fonction du type de fluide utilisé.

Si l’écart entre T°_évaporation et la T°_{eau sortie évaporateur} > 6 à 7 K, il y a encrassement et donc chute de rendement. Si l’écart subsiste après le nettoyage (en général, un détartrage à l’acide), il faut envisager l’extension de la surface de l’évaporateur.

Il faut ici particulièrement faire attention au risque de gel de l’évaporateur. En principe, il existe un thermostat de sécurité antigel sur la sortie de l’évaporateur. Si la température descend sous les 3°C, la machine est mise à l’arrêt.

Il est d’ailleurs possible que la baisse de température de fonctionnement de l’évaporateur soit la conséquence d’une réduction de la surface d’échange de l’évaporateur (par exemple, en bouchant des tubes qui auraient éclaté sous l’effet du gel, suite à un fonctionnement de la machine frigo avec une irrigation en eau insuffisante).

Pour connaître la température d’évaporation à partir de la mesure de la basse pression, voici une table de correspondance entre la température et la pression relative mesurée à l’aspiration de la machine frigorifique pour quelques fluides frigorigènes :

Intensité absorbée par le compresseur

A puissance nominale, mesurer l’intensité à la pince ampèremétrique sur chaque phase, les valeurs doivent être peu différente et proche ou inférieures à celle de la plaque signalétique. On peut forcer l’allure de la machine frigorifique pendant cette mesure (en abaissant la demande à l’évaporateur, par exemple).

L’idéal dans ce domaine est toujours de comparer d’une année à l’autre… Donc il faut noter les valeurs mesurées.

Il vaut en général mieux de ne pas faire confiance aux ampèremètres présents sur la machine.

Si l’on passe de 1 à 2 étages et que l’intensité ne bouge pas, c’est qu’il y a des clapets cassés.

Pression et température de condensation à la Haute Pression : T°(HP)

La mesure directe de la température de condensation est très difficile. On réalise plutôt la lecture de la haute pression HP au manomètre, que l’on traduit en température de condensation en fonction du type de fluide utilisé. Si c’est du R22, la double indication (pression-température) est souvent inscrite sur le manomètre.

La valeur de la pression varie suivant le système, sauf compresseur à vis : HP-BP = 10 bar.

La variation de la Haute Pression (le plus bas possible, suivant la technologie de fabrication) réduit la consommation électrique.

Ecart de température entre le condenseur et le fluide refroidissant : T°(HP)

Mesurer l’écart entre la température de condensation et la température du fluide refroidissant.

Pour un condenseur à eau, si l’écart entre T°condensation et la T°eau sortie condenseur > 6 à 10 K, il y a encrassement et donc chute de rendement. Si le dT° dépasse 15 K, il faut envisager l’extension de la surface du condenseur.

Pour un condenseur à air, l’écart entre la température de condensation et la température de l’air à l’entrée doit être de l’ordre de 15 à 20 K à pleine charge. A charge partielle, le delta T° doit diminuer proportionnellement.

Si ces écarts sont dépassés malgré un détartrage régulier, c’est que le condenseur est trop petit. Or toute augmentation de 1° de cet écart entraîne 3% de consommation en plus.

Remarque : pour connaître la température de condensation, lire la haute pression, et se référer tableau de correspondance température/pression du fluide frigorigène (Exemple pour le R22, R134a et R407c)

Sous-refroidissement

Mesurer température ligne liquide (T°liq), à l’entrée du détendeur, au moyen d’un thermomètre de contact, puis la comparer à la température de condensation T°(HP), déduite de la valeur de la Haute Pression.

Sauf pour les détendeurs à capillaire, le sous-refroidissement (qui est la différence T°(HP) – T°(liq)) doit se situer entre 5 et 7 K.

Une augmentation du sous-refroidissement augmente la puissance frigorifique de la machine frigorifique et son efficacité énergétique. Le travail compresseur reste en effet constant alors que la plage d’évaporation s’accroît. Concrètement, pour une situation type donnée, on a observé 0,8% d’accroissement du COP par degré d’augmentation du sous-refroidissement pour du R-22 et 1%/K pour du R-134a (source : « Le froid efficace dans l’industrie »- Ademe- France).

Si une faible valeur est rencontrée, c’est l’indication :

soit d’un manque de fluide frigorigène (fuite ?),
soit d’un encrassement du condenseur (mauvaise condensation, donc peu de liquide ?).

S’il s’agit d’un détendeur à capillaire (petites installations du type climatiseur), le sous-refroidissement doit être plus faible car à l’arrêt, il y aura égalisation des pressions Haute et Basse; donc du liquide pénétrera dans l’évaporateur; donc risque de coup de liquide au démarrage si la quantité est trop importante.

Surchauffe

Mesurer température d’aspiration (T°asp) au moyen d’un thermomètre de contact.

Pour les détendeurs thermostatiques, la différence entre la T°évaporation(BP) et T°aspiration à l’entrée du compresseur = 6 K à 8 K. Pour les détendeurs électroniques, la différence entre la T° BP et T° asp = 3 K.

Une réduction de la surchauffe permet une augmentation de la puissance frigorifique, mais :

une surchauffe trop faible peut provoquer des coups de liquide au compresseur,
une surchauffe trop forte entraîne une usure prématurée des compresseurs par élévation de leur température de refoulement.

Température de refoulement

Mesurer la température à la sortie du compresseur.

La température dépend du fluide (pour un condenseur à air : 60 … 70°C). Avec du fluide 410c, on peut atteindre une température de 110°C. Il est bon d’avoir les données du fabricant.

Si la température de refoulement en sortie de compresseur est élevée, c’est peut être qu’il y a présence d’incondensables (air, eau). Il y a alors risque de dégrader rapidement l’huile…

Test : si la machine est à l’arrêt, le condenseur se met entièrement à la température extérieure (condenseur à air). En mesurant à ce moment la pression, elle doit correspondre à la valeur théorique correspondant à la température du fluide du fluide. Si elle est plus élevée, c’est le signe qu’il y a des incondensables dans le circuit (par exemple, un nettoyage à l’azote qui n’aurait pas été bien tiré au vide).

Aspect extérieur des compresseurs et organes associés

Traces de condensation (isolation défectueuse ou pas d’isolation).

A protéger si risque de corrosion avec fuites (eau ou frigorigène) – Éviter les risques de rejet à l’égout public de rouille, etc

Corps d’évaporateur

Dégradation éventuelle de l’isolation (passage de vapeur d’eau) + absence de corrosion de la surface.

Risque de perforation à long terme avec perte de fluide frigorigène.

Clapets cassés ?

Il s’agit de 2 tests comparatifs à réaliser d’année en année :

la mesure du temps de « pump down ». C’est le temps en seconde entre l’arrêt de la vanne magnétique avant le détendeur et l’arrêt du compresseur sur la Basse Pression. Si ce temps s’allonge, c’est l’indication qu’il y a des fuites aux clapets.
la mesure du temps pour que les pressions s’équilibrent à l’arrêt de la machine. Si les clapets sont cassés, la Haute Pression descend très vite.

Type de frigorigène

Vérification du type de fluide utilisé : CFC (interdit) , HCFC (interdit), HFC (réduction d’utilisation règlementaire entre 2015 et 2030), autre …?

Circuit du frigorigène

Absence de fuites (pas de traces d’huile au sol, corrosion de brasures, etc).

Défaut d’étanchéité soupape, perte de fluide à l’atmosphère, dégradation de la couche d’ozone si CFC, HFCF + frais de remplissage.
Remplacer la soupape si risque de rupture.

Bombe aérosol et détecteur électronique.

pH du fluide frigorigène

Couleur de l’indicateur d’humidité sur ligne liquide / test d’acidité sur échantillon d’huile.

Si pH acide, vérifier l’étanchéité du circuit, réparer les fuites, changer l’huile, remplacer la cartouche du déshydrateur (ou en installer une) et tirer au vide (de préférence avec de l’azote « R »).

Résistance de carter

Durant l’arrêt des compresseurs à pistons, la température de carter doit être env. 40°C.

En fonctionnement, le carter ne doit pas être froid, il ne doit pas condenser et encore moins givrer. On admet qu’il doit avoir à peu près la température ambiante du local. S’il est trop froid, un réglage s’impose par le frigoriste.

Si le carter n’est pas chauffé, risque de grippage au démarrage du compresseur, avec destruction du bobinage du moteur.

Compteurs d’heures (h) compresseurs ou groupe frigo

Existence du compteur (sinon à placer), vérification du fonctionnement + relevés.

Période ± 3 000 h/an , valeur courante de 1 250 h à 1 800 h en non modulant.

Compteurs de démarrage (d) compresseurs

Existence du compteur (sinon à placer), vérification du fonctionnement + relevés.

Si le total est supérieur à 6 000/mois, vérifier la régulation.

Dimensionnement du groupe frigorifique

Calculer le cycle moyen (h/d) c-à-d quotient des deux valeurs ci-avant. Cela ne fonctionne pas sur les appareils modulants (compresseur à vis, par exemple).

Si la valeur est inférieure à 10 minutes, la puissance est à réduire dans la mesure du possible ou la régulation de mise en cascade est mal réglée (voir technologie appliquée).

Niveaux

Ils sont surveillés plus que mesurés. Ce sont :

le niveau de frigorigène dans la bouteille accumulatrice de liquide, dans les séparateurs basse ou moyenne pression,
le niveau d’huile dans le système d’alimentation en huile de compresseurs en parallèle,
le niveau d’eau dans le bac de rétention d’eau de la tour de refroidissement ou du condenseur « évaporatif ».

On contrôlera également :

La qualité de passage du fluide frigorigène dans le voyant liquide : il ne doit pas y avoir de bulles. S’il y a des bulles, cela traduit, dans la plupart des installations, un manque de fluide et donc probablement une fuite.

La présence d’humidité dans le circuit frigorifique modifie la couleur dans le voyant (dry = sec, wet = humide).

La présence d’humidité peut gravement endommager le groupe froid, notamment par la corrosion des vernis sur les enroulements.

Une fuite de fluide provoque un fonctionnement prolongé du compresseur (mais à puissance moindre) et des ventilateurs du condenseur. Le rendement est donc dégradé.

Dans les 2 cas, un dépannage rapide par le frigoriste est nécessaire.

Quels paramètres enregistrer ?

Lorsqu’une régulation numérique est mise en place, la question des points de mesure à relever pour la maintenance se pose. Reprenons ici les recommandations citées dans l’ouvrage « Le froid efficace dans l’industrie » publié par l’Ademe. Elle est donnée à titre de check-list car encore faut-il disposer du temps pour analyser les résultats…!

Pressions

pressions du frigorigène : d’évaporation, de condensation, intermédiaire (dans le cas d’un cycle biétagé),
pressions différentielles d’huile des compresseurs,
pressions de refoulement des diverses pompes : de frigorigène (circuit noyé), de frigoporteur, d’eau, etc.

Températures

Du frigorigène : à l’entrée des compresseurs, à la sortie de ceux-ci, à la sortie de la bouteille accumulatrice de liquide, à l’entrée des régleurs, à la sortie des évaporateurs, etc.
Des milieux refroidis :
- températures des chambres froides des cuisines collectives,
- températures de bacs à liquides refroidis,
- températures d’entrée et de sortie de l’évaporateur de la boucle d’eau glacée
Des milieux de refroidissement : températures d’entrée et de sortie d’eau du condenseur, température de l’air entrant dans un condenseur à air, etc.
Du carter du compresseur

Débits

La mesure du fluide frigorigène est peu courante, et c’est souvent dommage, les quelques mesures pratiquées le sont sur l’eau. Le coût relativement faible des capteurs est certainement une explication.

États logiques

état de marche ou d’arrêt d’un compresseur,
état d’ouverture ou de fermeture d’un robinet électromagnétique ou d’une vanne motorisée,
fonctionnement ou non du dégivrage de tel évaporateur, etc.

États analogiques (ou numériques)

position, exprimée en fraction de charge, du tiroir de réglage d’un compresseur à vis,
degré d’ouverture d’un robinet motorisé, d’un détendeur,
nombre de cylindres en fonction dans un compresseur, etc.

Puissances ou consommations électriques

de machines sur lesquelles on fait porter l’attention, par exemple pour en optimaliser le fonctionnement : compresseurs, pompes, ventilateurs, etc.

Temps

temps de marche d’une machine en vue de l’homogénéisation du temps de fonctionnement de machines en parallèle, etc.

Exemples d’utilisation de ces mesures

La connaissance des pressions et des températures d’entrée et de sortie d’un compresseur est un indicateur de son bon fonctionnement. Les valeurs nominales devraient toujours se trouver à proximité de l’équipement, car si la température de refoulement est plus élevée qu’elle le devrait, il y a un risque que les clapets ne soient plus étanches, ce qui nécessite une intervention.
À partir des températures et du débit d’eau traversant le condenseur, on peut déduire la quantité d’énergie échangée. En y ajoutant la température de condensation du fluide frigorigène, on peut connaître le coefficient d’échange thermique du condenseur et le comparer à sa valeur initiale. Si elle décroît fortement, ce sera l’indication d’un entartrage ou de présence de boues à éliminer par un nettoyage de l’échangeur.

Tour de refroidissement

En général

La tour de refroidissement constitue un consommateur d’eau et d’énergie non négligeable.

On vérifiera le bon fonctionnement des ventilateurs, la tension et alignement des courroies pour réduire le risque de dégâts mécaniques dûs à un mauvais entraînement (courroies, paliers, roulements), générant en plus du bruit.

En dehors des actions d’amélioration de la régulation de la tour (par exemple : 1° agir sur le ventilateur, 2° agir sur la vanne 3 voies mélangeuses), il existe diverses mesures d’exploitation reprises ci-dessous.

Astuce : comment reconnaître le type de tour de l’extérieur ? On reconnait une tour fermée parce qu’elle a 4 tuyaux (2 pour l’eau à refroidir venant du condenseur, 2 pour l’alimentation en eau de pulvérisation); par contre, une tour ouverte n’a que les tuyaux venant du condenseur).

Tour de refroidissement à circuit ouvert

Dans ces installations, le condenseur a tendance à se boucher du fait du calcaire qu’il y a dans l’eau potable qui sert de fluide de refroidissement. L’entartrage autour de tubes d’échangeur forme isolant et par conséquent la température de condensation augmente avec pour conséquence une augmentation de puissance électrique absorbée. Il est donc très important de détartrer régulièrement les condenseurs.

Il se peut aussi que les nids d’abeilles dans lesquels ruisselle l’eau dans la tour de refroidissement se désagrègent avec le temps, et les petits morceaux de plastique qui se détachent se déposent dans le condenseur.

Il en va de même des parties rouillées des tuyauteries, souvent encore enrobées de calcaire qui finissent aussi dans le condenseur et qui bouchent alors directement les tubes du condenseur d’un coup.

On peut combattre l’introduction des grosses particules en posant un filtre grossier à l’entrée du condenseur.

Corrosion de l’habillage est à protéger pour retarder mise au rebut et ainsi limiter la production de déchets.

On sera attentif également au risque de développement de la légionelle puisque la température de l’eau y est très favorable (30 à 50°C). Une désinfection chimique avec de l’hypochlorite de sodium (eau de Javel) y sera régulièrement réalisée. Si l’installation est critique (risque de contamination par respiration du panache de vapeur d’eau poussé par le vent), une désinfection continue devra y être réalisée.

Tours de refroidissement en circuit fermé

Dans ces installations, le fluide à refroidir circule dans un réseau fermé mais on fait ruisseler de l’eau potable (en général naturellement chargée en calcaire) sur les faisceaux de tuyaux pour augmenter le refroidissement.

Donc là aussi, le principal problème est le calcaire qui se dépose autour des tuyaux à refroidir dans la tour, mais qui ne peut heureusement pas entrer dans le circuit puisqu’il est fermé.

Il faut là aussi régulièrement détartrer l’intérieur de la tour pour éviter que ne diminuent les qualités d’échange de chaleur.

Débit d’eau de déconcentration

Le débit de déconcentration en sel de l’eau de la tour constitue une source de consommation d’eau importante. Il est possible remplacer le débit de déconcentration des tours fermées par une purge régulière.

Pour définir le réglage du débit, il y a lieu soit de vérifier la conductivité de l’eau (en micro-siemens), soit de comparer la concentration en ions chlore avec celle de l’eau du réseau (par exemple, elle ne peut pas être 3 fois plus forte que la valeur initiale). Valeurs à préciser auprès du fournisseur du matériel.

Danger de gel dans les tours de refroidissement

L’eau qui se trouve dans les tours de refroidissement peut geler s’il fait froid. Pour éviter ce phénomène, on équipe les tours de résistances chauffantes électriques.

Il sera très utile de vérifier la régulation du système de chauffage de l’eau du bac.

Il est bien évident que ces corps de chauffe ne doivent fonctionner qu’en cas de nécessité, c.-à-d. en cas de fonctionnement réel de la tour en hiver.

Pour une tour à circuit ouvert, il faut en hiver vidanger le circuit jusqu’au condenseur, ne pas oublier d’arrêter la pompe de circulation et débrancher le corps de chauffe électrique pour éviter qu’il ne marche par inadvertance. Dès ce moment, l’installation froid ne peut plus fonctionner.

Pour une tour en circuit fermé, la démarche est la même, mais l’installation peut continuer à fonctionner, l’air étant assez froid pour assurer seul les besoins en refroidissement.

Aéro-refroidisseurs ou condenseurs à air

Nettoyage des batteries

Dans les condenseurs refroidis à l’air, le principal problème est le nettoyage des batteries, car le genre de construction de ces appareils ne prévoit presque jamais de filtres anti-poussières.

Il est donc nécessaire de dépoussiérer et enlever régulièrement les feuilles mortes et autres déchets, faute de quoi, le débit d’air diminuant, les qualités d’échange diminuent aussi, ce qui entraîne une diminution de la puissance frigorifique et une augmentation de la puissance électrique absorbée. Le serpentin peut être nettoyé à l’aide d’un compresseur à air ou à eau à basse pression (travail à réaliser de préférence par un frigoriste car les ailettes sont peu résistantes mécaniquement).

Une augmentation de 5 K de la température de condensation (suite à l’encrassement) entraîne une augmentation de consommation électrique de 10 à 15 %.

Corrosion

L’habillage de l’équipement contre la corrosion est à protéger pour retarder mise au rebut et ainsi limiter la production de déchets.

Régulation

Vérifier la bonne régulation de la pression de condensation (enclenchement de la cascade de ventilateurs, pour contribuer à abaisser le plus possible la pression de condensation.

Déclenchements du compresseur par forte température extérieure

Si le compresseur déclenche régulièrement par période de forte chaleur, c’est suite au pressostat HP (Haute Pression) : la condensation se fait à trop niveau de pression.

Le frigoriste risque malheureusement de diagnostiquer une insuffisance de puissance de l’installation (ce qui est exact) et de proposer un remplacement par un compresseur plus puissant. Mais la nouvelle installation sera alors surpuissante toute l’année…

Si le fabricant l’autorise, il vaut mieux augmenter le seuil de pression de déclenchement du compresseur. La machine frigorifique pourra alors continuer à fonctionner, tout en donnant temporairement une puissance frigorifique plus faible que sa valeur nominale. L’inconfort résultant sera limité.

On étudiera également si ce n’est pas le condenseur qui est sous-dimensionné par rapport au compresseur : une augmentation de surface de condensation améliorera le rendement toute l’année.

Lors d’une panne d’une cascade de compresseurs, on pourra soit redémarrer l’installation avec un seul compresseur (bénéficiant de l’ensemble de la surface du condenseur, il verra la température de condensation fortement diminuer), soit arroser le condenseur…!

Nuisances acoustiques

Si la nuisance sonore est surtout importante aux basses fréquences, il est possible que les machines tournantes (ventilateur du condenseur, moteur du compresseur,…) soient mal équilibrées.

Ce défaut s’accentue avec l’usure des équipements.

Deux solutions pour améliorer la situation :

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Hottes

Principe

La hotte est une enceinte placée au-dessus des sources de chaleur et de polluants (lave-vaisselle et appareils de cuisson). Son rôle est d’emprisonner les fumées et vapeurs émises.

Position des hottes

Les hottes hautes

Leur nez est généralement situé entre 2 m et 2,10 m (et ne peut dépasser 2,5m) du sol fini pour permettre le passage d’un homme.

Elles débordent des appareils de cuisson de manière à capter tout l’air vicié (15 % de la différence de hauteur entre le bas de la hotte et le haut des appareils avec un minimum de 30 cm).

Au-dessus des nouveaux appareils performants – tels que cuiseurs à la vapeur ou fours combinés air-vapeur, le débordement côté chargement est plus important pour capter l’air vicié lors de l’ouverture des portes (ex. minimum 2/3 de la largeur de la porte et minimum 60 cm).

Ces hottes polyvalentes peuvent être adossées ou centrales.

Les hottes basses

Placées plus près des appareils de cuisson, elles permettent de capter les polluants au plus près de la source d’émission. Ces hottes sont généralement utilisées pour les appareils de faible profondeur. Souvent, elles sont adossées aux appareils mais peuvent également être plafonnières ou posées au sol pour permettre le front-cooking.

Hotte à extraction simple

C’est un capteur modulaire entouré d’une joue périphérique et relié à un ventilateur.

Le capteur modulaire est un élément de forme triangulaire muni de séparateurs de graisses.

La hotte à extraction simple assure le captage et la filtration de l’air vicié.

Schéma principe hotte à extraction simple.

Elle fonctionne par dépression : un ventilateur aspire l’air au-dessus des blocs de cuisson. Celui-ci va alors passer par un séparateur de graisses avant d’être évacué.

Le moteur est placé en toiture afin de limiter le niveau de bruit et de garder la gaine d’extraction toujours en dépression. Ceci évite la propagation des odeurs de cuisine dans le bâtiment. La norme EN 16282 interdit les moteurs placés dans le gainage et par conséquent les moteurs placés dans le plénum d’extraction.

Il s’agit de la hotte la plus simple et la moins chère.

Hotte à diffusion ou à double flux

La hotte à diffusion fait partie des hottes dites à compensation tout comme les hottes triple flux. C’est-à-dire que en plus du captage et de la filtration, ce type de hotte assure l’introduction dans la cuisine d’air neuf traité pour compenser, en totalité ou en partie, l’extraction, et ce au plus près de la zone utile.

L’air neuf est ainsi soufflé à basse vitesse (vitesse entre 0,2 et 0,5 m/s) par le panneau frontal de la hotte. La diffusion se fait soit au travers d’une tôle perforée afin de limiter le débit d’extraction nécessaire et d’améliorer le confort du personnel, soit par des diffuseurs classiques tels que des grilles. Pour ces dernières, les débits d’extraction seront supérieurs ainsi que l’inconfort produit.

Hotte à induction ou à circuit court

La hotte à induction a pour but d’éviter de trop grands débits d’air neuf à réchauffer et d’améliorer la captation par la hotte des graisses et effluents produits par les appareils de cuisine.

Elle est née d’une constatation simple : moins de la moitié de l’air extrait par la hotte est vicié, le restant est de l’air ambiant servant au transport de l’air vicié. Pourquoi utiliser, pour ce dernier, de l’air à température ambiante c’est-à-dire chauffé ?

La hotte à induction ne fonctionne pas, comme les premières, sur le principe de la dépression, mais sur celui de l’induction : de l’air pris à l’extérieur, filtré, canalisé et accéléré par un venturi est introduit à grande vitesse par des plénums de pulsion vers l’intérieur de la hotte. Il y a aspiration, par induction, des vapeurs dégagées sous la hotte. L’air introduit dans la hotte doit être mis à température (+/-12°C) afin d’éviter toute condensation. Ceci permet de réduire le débit d’extraction net de 40%, comme les hottes à induction nécessitent 50% d’induction, ce débit net doit alors être doublé pour connaître le débit total à extraire. Le débit total est donc supérieur de 20% au débit nécessaire avec des hottes à extraction simple. Le gain en économie, 50% de l’air ne doit être chauffé qu’à 12°C, compense largement ce débit supérieur.

Schéma principe hotte à induction ou à circuit court.

Lorsque l’on parle de hotte à induction (classique), on considère des débits d’air induits variant entre 40 et 60 % du débit d’air extrait. Aujourd’hui, les fabricants diminuent de plus en plus la proportion d’air d’induction. On parle alors de hotte à effet d’induction ou à jets de captation et les débits induits tournent autour des 5-10% mais c’est toujours la technologie d’induction qui est utilisée dans ces dernières hottes.

Des études ont montré que si le taux d’air induit dans la hotte dépasse les 20%, trop de turbulences se forment, ce qui implique une augmentation de débit d’air extrait pour que les effluents de cuisine soient correctement aspirés et non rejetés vers les appareils de cuisson. C’est pourquoi les normes actuelles recommandent de ne pas utiliser la technologie d’induction avec un taux d’air induit supérieur à 20%.

Au niveau du mélange extrait, la condensation est augmentée vu que les buées et graisses sont mélangées à l’air plus froid dans les séparateurs de graisses.

Des rigoles de récupération avec purge permettent de récupérer ces condensats.

Pour éviter la condensation sur les parois qui séparent l’air non traité induit de l’air chaud ambiant, le plénum de diffusion doit être isolé.

Une hotte à induction doit être particulièrement bien conçue : c’est l’angle d’injection de l’air non traité à la sortie du venturi, le contrôle de sa vitesse, le profil de la chambre de mélange, etc. qui assurent un flux d’air captant les buées sans tourbillons au niveau des séparateurs de graisses ni refoulement sur le pourtour de la hotte.

Une mauvaise conception en termes de fabrication ou débit lié à cette fabrication fera perdre les avantages de la hotte à induction.

Avantages de la hotte à induction

Économies d’énergie par rapport aux hottes à extraction simple, car la quantité d’air de compensation chauffé à 18°-20°C est fortement diminuée (-40%). En outre, cet air ne doit être chauffé au minimum qu’à 12°C (VDI)
Économies d’installation : diminution de la puissance de chauffage.
Amélioration du confort car moins de courant d’air.

Inconvénients de la hotte à induction

Beaucoup plus chère à l’achat : son prix est en moyenne 2 fois plus élevé que celui d’une hotte à extraction simple.
Nécessite l’installation d’un ventilateur supplémentaire et d’un gainage pour l’introduction de l’air d’induction.
Chaque grille d’induction n’atteint son induction optimale qu’avec un débit bien défini. Pouvoir adapter le flux d’air joue donc sur le débit d’air nécessaire à extraire.
Préférer des débits induits inférieur à 20% du débit d’air extrait pour éviter un refoulement des effluents.

Comparaison entre une hotte à extraction simple (gauche) et une hotte à induction (droite).

Hotte à effet d’induction

Le principe d’une hotte à effet d’induction est d’utiliser au mieux l’air induit pour mieux capter l’air vicié et diminuer ainsi la quantité d’air nécessaire à l’évacuation de l’air vicié. L’air d’induction permet, en fait, d’augmenter l’efficacité de la hotte.

La différence avec une hotte à induction classique provient :

De la quantité d’air d’induction qui ne s’élève qu’à 5 à 20 % du débit extrait. Cette faible proportion est atteinte grâce à l’implantation, par exemple parmi d’autres techniques, de 2 rangées de jets, une verticale, l’autre horizontale, ce qui a pour effet d’augmenter la vitesse de l’air d’induction. Les jets verticaux forment un léger rideau d’air continu autour du bas de la hotte ce qui améliore le cantonnement des vapeurs.
De l’origine de l’air d’induction qui peut provenir directement de l’extérieur (air pulsé qui doit alors être mis à température) ou de la cuisine elle-même. Dans cette deuxième configuration tout le réseau de gainage d’induction est éliminé ce qui diminue fortement le coût d’installation

Le principe de l’induction permet de réduire les débits totaux d’air extraits. Comme la hotte à induction, les débits d’extraction nets nécessaires ne sont plus que de 60 % par rapport à ceux nécessaires avec une hotte à extraction simple. L’air neuf à réchauffer est réduit dans les mêmes proportions, d’où son intérêt au niveau des économies d’énergie

Schéma principe de l'induction.

Hotte à extraction simple et « à effet d’induction » : meilleure efficacité.

Avantages de la hotte à effet d’induction

Diminution du débit total à installer et donc réduction de l’installation de groupes et de gaines.
Économies d’installation : diminution de la puissance de chauffage par rapport aux hottes à extraction simple et aux hottes à compensation.
Amélioration du confort car moins de courant d’air.

La hotte à effet d’induction combine donc l’avantage des hottes à induction (diminution du débit net à extraire de 40%) et l’avantage de la facilité d’installation des hottes à extraction simple puisqu’un seul groupe et réseau d’extraction est à prévoir.

Hotte triple-flux

Les hottes à triple flux combinent la technique () d’induction avec la compensation en face avant des hottes à double flux. Ainsi la ventilation complète du local se fait à travers la hotte.

Cette technique n’est efficace que si la ventilation de l’entièreté du local est assurée. L’utilisation d’une hotte triple flux comme seul moyen de ventilation dans un local de grande dimensions risque de causer des zones de ventilation morte. Ceci peut être évité en plaçant un ou plusieurs diffuseurs (de préférence à basse vitesse) pulsant une partie de l’air de compensation dans les zones ou ce risque est présent.

Hotte front-cooking

Les nouveaux restaurants intégrant de plus en plus souvent des zones de front-cooking, les fabricants ont élaboré différents modèles et technologies adaptés à ce genre de situation : hottes plafonnières, hottes posées au sol, rideau d’air, … Bien que les puissances des appareils front-cooking sont généralement assez faibles, leurs expositions au moindre courant d’air fait qu’un débit élevé est nécessaire.

Hotte plafonnière

La hotte front-cooking plafonnière classique est adaptée et reliée à une extraction locale juste au dessus de la zone de cuisson (+/- 50cm). Cette liaison est faite par différents fabricants de différentes façons, mais ceci permet de réduire le débit d’extraction du au fait que l’extraction ce fait à proximité de la source des effluents.

Hotte posée au sol

Les hottes posées au sol forment un meuble autour des appareils de cuisson. Différents modèles existent adaptés à tous types d’appareils de cuisson, des appareils table-top jusqu’aux appareils classiques utilisés en grandes cuisines. Comme pour tous types de hottes il est important que ces hottes aient un volume de cantonnement et une captation suffisante. Placer une bouche d’extraction à proximité ou à coté des appareils de cuisson n’est évidemment pas suffisant.

Ces modèles peuvent être connecté au réseau de gaines par le sol.

S’ils sont fabriqués en mode recirculation (séparateur de graisse, filtre ESP, HEPA et filtre à charbon actif) ils sont mobiles. Dans cette configuration de recirculation uniquement des appareils électriques peuvent se trouver en dessous de la hotte. Pour des appareils à faible utilisation, des séparateur de graisses et filtres à charbon actif peuvent suffir, cependant le filtre à charbon actif doit alors souvent être remplacé.

Rideau d’air entourant les appareils de cuisson

Si on veut éviter tout encombrement d’une hotte dans la zone de cuisson, ou si la proximité maximale de la clientèle est souhaitée il existe des systèmes de rideaux d’air placé en périphérie des appareils de cuisson. Ces rideaux d’air dirigent les flux émis par les appareils de cuisine vers le plafond et de ce fait diminuent également le débit d’air à extraire car ils dirigent les émanations des buées directement vers la zone d’extraction. Une hotte classique reste à placer au niveau du plafond. La hauteur d’installation de la hotte peut dans cette configuration être augmenté, tant que le dépassement nécessaire au niveau bas de la hotte reste respecté.

Hotte pour capteur de vapeurs non grasses

Ces hottes sont placées au-dessus des lave-vaisselle aux endroits où il y a dégagement de vapeur. Pour les lave-vaisselle à convoyeurs ou à paniers mobiles, il s’agit de l’entrée et de la sortie.

Elles assurent le captage de l’air.

Elles fonctionnent par dépression comme les hottes à extraction simple.

Exemple.

Cette hotte se compose d’un caisson bordé d’un larmier périphérique formant un plénum d’aspiration. Une tôle posée horizontalement dans le caisson laisse une fente périphérique.

Comme la hotte dispose d’une large surface horizontale, des gouttelettes ont tendances à se former sur cette face et retombent au sol ou sur les appareils de lavage.

Cette hotte est dotée de filtres à chicanes avec dispositif de récupération des condensats et vanne de purge. Cette hotte évite l’accumulation de l’eau sur les faces horizontales car non existantes dans ce modèle. Ce modèle dispose de 4 fentes qui peuvent donc être moins larges et augmentent dès lors la vitesse de passage dans les chicanes afin d’améliorer la filtration de l’eau dans l’air extrait.

Certains lave-vaisselles sont directement équipés d’un système d’extraction. Dans ce cas, il faut raccorder le lave-vaisselle à un conduit de ventilation. Mais cela ne dispense pas de prévoir des hottes d’extraction à l’entrée et à la sortie du lave-vaisselle.

Les lave-vaisselle nouvelle génération à condensation interne limitent fortement le débit d’extraction nécessaire du lave-vaisselle. Une ventilation du local de minimum 20 renouvellements reste cependant nécessaire pour la ventilation générale et l’évacuation de la chaleur produite par la vaisselle sortant du lave-vaisselle.

Équilibrage de l’aspiration

L’équilibrage de la hotte se fait par obturation totale ou partielle des « piquages » au-dessus des filtres pour en modifier la perte de charge et donc, le débit.

Les piquages sont raccordés à un collecteur les reliant à la conduite d’extraction générale.

L’équilibrage de l’aspiration doit se faire en fonction du type d’appareil de cuisson présent sous le filtre.
Un équilibrage par séparateur de graisse n’est pas possible. Fermer plus ou moins le clapet de réglage n’aura aucun effet sur comment l’air sera réparti à travers les filtres. Une évacuation excentrée ne peut l’être de plus de 250mm afin de garantir une bonne évacuation.

Quelques critères techniques de qualité

Les séparateurs de graisses sont facilement amovibles sans outil et d’un nettoyage aisé.
La hotte doit être réalisée en acier inoxydable (type 304).
De manière à bien emmagasiner l’air vicié avant qu’il ne soit aspiré par l’extracteur, la hotte doit avoir une forme « en bac » (l’épaisseur de la hotte est identique partout) et non en « casquette » (l’épaisseur de la hotte est inférieure à l’avant et sur les côtés). La hotte sans casquette n’est plus utilisée, sauf hotte basse, comme décrit précédemment.
Le ventilateur ne peut être placé dans le conduit d’air d’extraction.

La hotte « en casquette » et « en bac ».

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Remplacer le vitrage seul ou une intervention partielle sur le châssis

Le remplacement d’un vitrage simple par un vitrage plus isolant

On remplacera avantageusement un vitrage simple par un vitrage isolant (double, ou double basse émissivité) dans un châssis existant pour autant que :

Ce dernier soit suffisamment solide et en bon état.
L’amélioration des qualités thermiques ainsi obtenues se justifie en regard de l’investissement consenti.

Évaluer

Pour évaluer la rentabilité d’une telle opération.

Le placement d’un vitrage isolant à la place d’un simple vitrage est une opération qui concerne principalement les châssis en bois ou en métal … En effet, la technologie des châssis en PVC étant relativement plus récente, ceux-ci seront normalement équipés depuis l’origine de double vitrage. Ce n’est cependant pas toujours le cas. Alors, on évaluera avec soin le coût de l’adaptation et l’état du châssis. Certains sont faciles à modifier car ils étaient conçus dès l’origine pour être munis de simples ou de doubles vitrages, au choix. D’autres nécessitent des adaptations plus lourdes et il sera alors probablement préférable de les remplacer.

Comment procéder ?

La feuillure du châssis existante étant rarement assez large, ni assez profonde pour recevoir le vitrage isolant, des modifications du châssis seront souvent nécessaires. Il est possible, soit :

de poser un profil d’adaptation en bois ou en aluminium
de remplacer les ouvrants du châssis

La pose d’un profil d’adaptation en bois ou en aluminium : celui-ci sera fonction du type de châssis

Avant : Châssis en bois avec vitrage simple existant.

Après : Nouveau double vitrage avec profil d’adaptation.

Remarques.
Pour éviter tout risque de détérioration du châssis et/ou du double vitrage, on prévoira toujours un drainage des feuillures du châssis, s’il n’existe pas. Il faut savoir que les condensations seront inévitables sur les profilés anciens en aluminium qui sont généralement dépourvus de coupure thermique. Il est dès lors parfois préférable de remplacer tout le châssis.

Le remplacement de l’ouvrant du châssis

Cette solution est envisageable lorsque le cadre fixe (le dormant) est encore en excellent état, mais que les ouvrants existants ne peuvent recevoir un vitrage isolant.

Inconvénient : cette solution est presque aussi onéreuse que le remplacement intégral du châssis.

Avantage : ce dispositif n’endommage pas ni la baie de fenêtre ni sa garniture.

Deux possibilités sont envisageables :

Le remplacement de l’ouvrant uniquement.
Les nouveaux ouvrants doivent s’adapter correctement au cadre existant (or des irrégularités ou des déformations peuvent exister). De plus les principes de barrières d’étanchéité au vent et à la pluie sont parfois impossibles à respecter.
Le placement d’un nouveau châssis (dormant + ouvrant) à l’intérieur du dormant existant en veillant à ce que la barrière d’étanchéité à l’eau et à l’air entre le vieux dormant et le nouveau soit correcte et continue.

Dormant du châssis existant.
Nouveau dormant (profil d’adaptation) en bois.
Nouveau ouvrant en bois ou autre matériau avec double vitrage.

Cette solution réduit la surface d’éclairement de la fenêtre et donne au châssis un aspect beaucoup plus massif.

Remarque générale importante !!

Le simple vitrage contribue à l’équilibre hygrométrique d’un local en constituant une surface où le phénomène de condensation se déroule de manière préférentielle. Dans certains cas la pose d’un double vitrage perturbe cet équilibre et entraîne la formation de condensation sur d’autres surfaces du local où elle n’est pas souhaitable : sur les châssis, les jours des baies, dans les angles des murs avec le plafond, provoquant ainsi l’altération des finitions et entraînant champignons et moisissures.

Avant la rénovation, on procédera donc à une étude judicieuse de la ventilation et du chauffage du local.

Le remplacement d’un double vitrage défectueux par un vitrage plus performant

Ce remplacement se fait :

En cas de bris ou de fêlure du vitrage.
Lorsqu’il y a formation de condensation dans l’espace entre les verres du double vitrage :
Les vitrages isolants sont habituellement garantis contre la formation de condensation interne pendant une durée de 10 ans.
Des désordres peuvent cependant apparaître bien avant en cas de pose inappropriée du vitrage, c’est à dire :
- absence de drainage de la feuillure du châssis,
- cales de pose insuffisantes ou mal placées.
Lorsque les performances thermiques obtenues en remplaçant un vitrage moins performant par un vitrage plus performant, équilibrent rapidement le budget de cette transformation.

Évaluer

Pour évaluer la rentabilité d’une telle opération.

Lors du remplacement, les différents principes suivants devront être respectés :

La feuillure du châssis existant n’est parfois pas assez large ou assez profonde pour recevoir un nouveau vitrage plus isolant (plus épais), il sera nécessaire de l’adapter avec de nouvelles parcloses.
Pour éviter tout risque de détérioration du vitrage, il faudra prévoir un drainage périphérique de la feuillure ainsi qu’un conduit d’évacuation des condensats. Et bien sûr prévoir un nombre de cales de pose suffisant et adapté au type d’ouvrant.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’uniformité de l’éclairement

L’uniformité recommandée

Pour un même niveau d’éclairement du plan de travail, la première situation est nettement plus agréable que la troisième.

Un éclairement uniforme est nécessaire pour éviter d’incessantes et fatigantes adaptations des yeux et pour garantir un niveau d’éclairement suffisant quelque soit l’endroit où l’on dispose le poste de travail (ou la place de l’élève dans une classe).

Les normes recommandent une uniformité spécifique entre les éclairements des différentes zones éclairées.

Rappelons que l’uniformité est définie comme le rapport : E_min/E_moy.

Données

Pour connaitre l’uniformité recommandée selon la situation.

De plus, une certaine uniformité de couleur entre l’environnement et la tâche visuelle est préférable

entre support papier et plan de travail,
entre plan de travail et murs.

Comment évaluer sa situation ?

Idéalement les éclairements sont mesurés avec un luxmètre.

Dans ce cas, il est intéressant de repérer dans le local étudié quelques points représentatifs du niveau d’éclairement moyen et un point situé dans la zone la plus sombre. Le rapport des deux valeurs donne l’uniformité.

Un truc :

Ce truc est cependant à prendre avec précaution car il dépend de la répartition photométrique des luminaires et du facteur de réflexion des parois. Il n’est valable que pour des luminaires émettant uniquement leur lumière vers le bas.

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Exemple de calcul acoustique d’une installation de ventilation

Avertissement !

Le calcul détaillé des puissances sonores et des atténuations créées par chaque composant d’une installation dépasse la portée de cet outil. Nous nous contentons de reprendre ici les résultats d’un calcul développé dans le document très complet :
« Protection acoustique dans les installations du bâtiment » – Office fédéral des questions conjoncturelles, 3000 Berne, 1989″ où il peut être obtenu (adresse suffisante).

L’installation permet la ventilation d’une salle de réunion. On souhaite réaliser un niveau sonore global pondéré de 35 dB(A), quitte à insérer un silencieux supplémentaire.
Voici les détails techniques de l’installation :

Le ventilateur : radial, avec pales incurvées en arrière, débit = 2 000 m³/h, pression = 200 Pa, vitesse = 1 500 tr/min.

La bouche : grille murale avec lamelles réglables, section libre de 75 %, position d’étranglement ouvert 50 %, montage au milieu d’une paroi sous le plafond.

Le local : volume 450 m³, temps de réverbération de 1 sec à 1 000 Hz.

Les conduits : en tôle d’acier, parties absorbantes avec revêtement intérieur de 25 mm de laine minérale.

Le coude : avec tôles de guidage.

Résultats

Les bruits générés
(puissances acoustiques créées par l’écoulement, en dB)

	125 Hz	250 Hz	500 Hz	1 000 Hz	2 000 Hz	4 000 Hz
Bouche	36	36	35	31	24	14
Gaine 1	6	2	–	–	–	–
Gaine 2	37	34	30	26	21	15
Coude	51	47	43	37	–	–
Gaine 3	37	34	30	26	21	15
Ventilateur	72	76	69	65	59	52

Remarques.

On constate directement impact de la vitesse de l’air sur la production de bruit (la gaine 1 est parcourue à 2 m/s et la gaine 2 et 3 et parcourue à 8 m/s).

Le ventilateur est nettement le plus grand générateur de bruit, mais c’est aussi celui qui se trouve le plus éloigné par rapport aux locaux.

Heureusement que les additions de décibels sont des additions logarithmiques, sans quoi le bruit serait dramatique !

Les atténuations
(amortissements acoustiques créés par les composants, en dB)

	125 Hz	250 Hz	500 Hz	1 000 Hz	2 000 Hz	4 000 Hz
Local	10	10	10	10	10	10
Bouche	1	–	–	–	–	–
Gaine 1	2	2	8	18	11	7
Diffuseur	–	–	–	–	–	–
Gaine 2	6	5	3	2	2	2
Coude	0	0	3	5	4	6
Gaine 3	5	4	14	31	30	20

Remarques.

Les 10 dB d’atténuation du local correspondent au passage de la puissance acoustique de l’installation à la pression acoustique perçue au niveau de l’oreille de l’occupant ; on perçoit dès lors l’importance de l’absorption du local pour « étouffer » les bruits (la durée de réverbération ne doit pas être trop grande).

Ce sont les absorbants placés dans les gaines qui font le gros du travail.

Le niveau acoustique dans le local
Le calcul consiste à partir du local et à remonter vers le ventilateur en additionnant successivement les puissances acoustiques de chaque générateur de bruit et en retranchant toutes les absorptions successives du local et des équipements.

Exemple pour 125 Hz :

	Bruit généré	Atténuat.	Atténuation totale	Accroiss. du bruit	Bruit total
Local	–	10		0
Bouche	36	1	10	26	26
Gaine 1	6	2	11	0	26
Diffuseur	0	0	13	0	26
Gaine 2	37	6	13	24	28
Coude	51	0	19	32	33
Gaine 3	37	5	19	18	33
Ventilateur	72	0	24	48	48

Remarques.

L’atténuation d’un équipement n’est comptabilisée que pour amortir le bruit des équipements en amont, et non pour l’équipement lui-même ; exemple : le son de la gaine 2 (puissance de 37 dB) est atténué de 13 dB lorsqu’il est perçu par un occupant du local, il génère donc 24 dB (= 37-13) ; les 6 dB d’atténuation que la gaine 2 apporte n’entreront en compte que dans l’amortissement du bruit généré par le coude et les autres équipements en amont.

Les additions de bruit sont des additions nombres logarithmiques puisqu’exprimés en décibels ; exemple : les 24 dB de la gaine 2 viennent s’ajouter aux 26 dB créés par la bouche, ce qui donne 28 dB.

C’est finalement le ventilateur qui est responsable du bruit généré dans le local ; les 33 dB générés par les autres équipements sont sans importance par rapport au 48 dB du ventilateur à 125 Hz.

En faisant de même pour les autres fréquences, on obtient [en dB] :

	125 Hz	250 Hz	500 Hz	1 000 Hz	2 000 Hz	4 000 Hz
Niveau sonore local	48	55	32	21	14	9

Résultats pondérés et analyse
Sachant que notre oreille présente une sensibilité plus faible aux basses fréquences, il est d’usage d’appliquer une pondération aux résultats en suivant les valeurs du filtre A :

	125 Hz	250 Hz	500 Hz	1 000 Hz	2 000 Hz	4 000 Hz
Niveau sonore local	48	55	32	21	14	9
Pondération filtre A	– 16	– 9	– 3	0	+ 1	+ 1
Niveau sonore pondéré	32	46	29	21	15	10

Constat : le niveau sonore dépasse les 35 dB attendus dans le local, tout particulièrement à 250 Hz (qui correspond « au bruit de sirène » du ventilateur). Un silencieux sera requis. Il sera placé après le coude et il doit être dimensionné pour atténuer le son d’un minimum de 11 dB à 250 Hz.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le circuit de distribution

Collecteurs primaires en boucle ouverte

Circuit primaire en boucle ouverte.

Un circuit en boucle ouverte est composé d’un collecteur de départ et d’un collecteur de retour séparés. Il n’y pas de pompe primaire. Ce sont les circulateurs des circuits secondaires qui déterminent le débit qui circulera dans les collecteurs et les chaudières.

Ce circuit présente l’avantage de la simplicité de conception et donc des économies d’investissement.

Par contre, comme inconvénient, il présente des risques d’interférence entre les circuits secondaires et donc des difficultés de régulation. En effet, toute modification de l’ouverture d’une vanne mélangeuse entraînera une modification du débit dans les autres circuits. Il s’en suivra des réactions en chaîne des régulateurs et des oscillations dans le réglage des vannes.

Cas où la boucle ouverte est recommandée

Ce type de circuit n’est pas à rejeter d’office. En effet, son extrême simplicité peut être exploitée sans problème en présence de

chaudières à grand volume d’eau, pouvant fonctionner à débit nul,
et pouvant fonctionner sans limite basse de température de retour,
et raccordées à des collecteurs primaires courts.

Dans ce cas, en effet

Les chaudières ne risquent pas de se rompre au démarrage, alors que toutes les vannes mélangeuses sont fermées.
Les chaudières peuvent condenser sans risques lorsqu’en mi-saison, la température de l’eau renvoyée par les circuits secondaires s’abaisse.
Le circuit primaire présente des pertes de charge tellement négligeables qu’une modification de débit (vanne mélangeuse se fermant, ou chaudière mise à l’arrêt et isolée), ne modifiera que très peu les conditions de fonctionnement des circuits secondaires.

Remarquons que ce type de schéma convient très bien pour les chaudières à condensation pouvant fonctionner sans débit minimal.

Cas où la boucle ouverte ne convient pas

Dans le cas de chaudières à faible volume d’eau, et donc à forte perte de charge, les circuits primaires en boucle ouverte sont à exclure.

Si la chaudière choisie ne supporte pas les retours à température froide (qui risquent d’apparaître en mi-saison puisque l’eau renvoyée vers la chaudière est à la température de retour des circuits), un circulateur de recyclage doit alors être prévu sur les chaudières.

Circulateur de by-pass placé sur la chaudière.

Cas particulier du remplacement de chaudière

Comme on le voit, toutes les chaudières ne peuvent convenir avec un circuit en boucle ouverte. Il faut donc être attentif lorsque l’on procède au remplacement d’une ancienne chaudière raccordée à ce type de circuit. Il faut que la nouvelle chaudière puisse « survivre » aux mêmes conditions de fonctionnement (sans irrigation minimale, sans limite basse de température de retour). Dans le cas contraire, il faut adapter le circuit primaire, par exemple en installant une pompe de bypass.

En conclusion

En conclusion, pour sa simplicité, le circuit primaire en boucle ouverte peut être considéré comme le circuit le plus intéressant mais ne convient que pour certains types de chaudières. Dans les autres cas, il faudra choisir un circuit en boucle fermée ou avec une bouteille casse-pression qui présentent des performances énergétiques légèrement moindres.

Collecteurs primaires en boucle fermée

Lorsque la chaudière ne peut supporter les conditions de fonctionnement imputables au circuit en boucle ouverte ou que le collecteur primaire doit avoir une longueur importante (cas d’un collecteur alimentant plusieurs sous-stations), on peut avoir recours à un circuit en boucle fermée.

Circuit primaire fermé avec pompe unique.

Circuit primaire fermé avec une pompe par chaudière.

Intérêt d’un circuit en boucle fermée

Le circuit primaire en boucle fermée a pour but d’éliminer la pression différentielle au pied de chaque circuit secondaire. On dit que la boucle primaire est « sans pression » ou que la pression différentielle entre les collecteurs est faible par rapport à la perte de charge des vannes trois voies du secondaire.

En pratique, pour que la boucle fermée puisse jouer son rôle, il faut réduire ses pertes de charge. Pour cela, on double le diamètre des collecteur par rapport au diamètre de la boucle.

Il faut également être attentif à ne pas placer dans la boucle un élément à forte perte de charge comme un clapet anti-retour, ou encore une vanne d’isolement partiellement fermée.

Cette dernière est pourtant couramment rencontrée. Elle est prévue notamment pour le cas où une pompe secondaire tomberait en panne : en fermant la vanne, le circuit primaire se met en pression et de l’eau est poussée par la pompe primaire vers le circuit défaillant. Le problème est qu’il faut être attentif qu’en fonctionnement normal, la vanne soit totalement ouverte, les circulateurs doivent « aspirer » le débit dans la boucle primaire et non se sentir « poussé dans le dos » par la pompe primaire.

Si ces différentes précautions ne sont pas prises, le problème d’interférence hydraulique entre les circuits (parfois rencontré avec les circuits en boucle ouverte) risque d’apparaître.

Inconvénient d’un circuit en boucle fermée

Dans le cas d’installations composées de plusieurs chaudières régulées en cascade, le circuit en boucle fermée implique de faire fonctionner les chaudières à plus haute température pour éviter les problèmes d’incompatibilité des débits entre les circuits secondaires et le collecteur primaire et les risques d’inconfort.

Les chaudières et le collecteur présentent ainsi plus de pertes.

Ce type de circuit est donc énergétiquement moins intéressant et choisir une chaudière très basse température en association avec celui-ci n’a guère de sens.

Calculs

Pour simuler cette situation, cliquez ici !

Collecteurs primaires avec bouteille casse-pression

Circuit primaire avec bouteille casse-pression.

Les avantages et inconvénients de la bouteille casse-pression sont semblables à ceux de la boucle fermée :

S’adresse aux chaudières demandant un débit d’eau minimum permanent et ne pouvant supporter des retours à très basse température.
Permet d’éviter les problèmes d’interférence entre les circuits dans le cas de chaudières et de collecteur à fortes pertes de charge.
Demande aux chaudières de fonctionner à plus haute température pour éviter les problèmes d’incompatibilité des débits entre le circuit primaire et les circuits secondaires (ici, c’est le premier circuit secondaire après la bouteille casse-pression qui risque de puiser de l’eau froide dans le retour).

Un avantage de la bouteille casse-pression par rapport à la boucle fermée est de pouvoir profiter de la faible vitesse de circulation dans la bouteille pour y installer un dégazeur et une récupération des matières solides qui décantent vers le fond de la bouteille.

On reconnait à droite de la chaudière la bouteille casse-pression. Elle sépare hydrauliquement le circuit de la boucle primaire (venant de la chaudière) des 2 circuits alimentant des collecteurs secondaires (départ rouge et retour bleu).

Ici, le placement d’une bouteille casse-pression paraît discutable puisqu’il s’agit d’une chaudière à condensation…(voir ci-dessous).

Cas particulier des chaudières à condensation

La présence d’une chaudière à condensation impose une étude particulière du circuit hydraulique qui lui sera associée.

En effet, le circuit doit garantir une alimentation de la chaudière avec une eau à la température la plus basse possible, condition pour favoriser au maximum la condensation.

Le choix du circuit hydraulique dépend principalement de 3 facteurs :

1. le type d’utilisateurs : applications toutes à basse température, applications mixtes basse et haute température, présence d’une production d’eau chaude sanitaire, …
2. le type de chaudière : avec ou sans irrigation impérative,
3. le nombre de chaudières : une seule chaudière à condensation, chaufferie composée (une chaudière traditionnelle et une chaudière à condensation).

On comprend que la configuration du circuit hydraulique est intimement liée au type de chaudière choisi. Il est donc impératif que le cahier des charges de la nouvelle installation comprenne une description précise de ces deux éléments. Une modification ultérieure ou un choix incorrect de l’installateur risque de conduire à une association chaudière – circuit ne correspondant plus aux critères de performance d’une installation à condensation.

Principes de base et conseils

Pour assurer une condensation maximale, il faut respecter les principes suivants:

S’il y a plusieurs types d’utilisateurs, la chaudière à condensation ou la partie « échangeur-condenseur » de cette chaudière doit être alimentée par les retours les plus froids. Par exemple, avec une installation équipée de groupes de traitement d’air à température élevée et de radiateurs fonctionnant en température glissante, c’est ce dernier circuit qui sera raccordé sur la chaudière à condensation.
En aucun cas, le retour d’eau froide vers la chaudière ne peut être mélangé avec de l’eau chaude. Il faut donc éviter les boucles fermées, les circulateurs de by-pass, les soupapes différentielles, …

Exemple.

Dans une installation équipée de vannes thermostatiques, il est coutume de placer au départ de chaque circuit de distribution secondaire, une soupape différentielle qui « court-circuite » une partie du débit pour éviter que la pression n’augmente trop dans le circuit lorsque les vannes se ferment.

Lorsque les vannes thermostatiques se ferment, la pression augmente dans le réseau. La soupape différentielle s’ouvre alors pour renvoyer directement une partie de l’eau chaude vers le retour.

Cette technique a pour effet de remonter la température de retour lorsque les vannes thermostatiques se ferment. Elle est donc à déconseiller.

On peut lui préférer les circulateurs à vitesse variable qui, eux vont automatiquement diminuer le débit à la fermeture des vannes. On y gagne en consommation électrique et en diminution de la température d’eau de retour.

Départ des circuits secondaires avec circulateurs à vitesse variable.

En pratique

Chaque fabricant de chaudière à condensation propose des schémas hydrauliques se rapportant à leur matériel. Ils peuvent également étudier l’intégration de la chaudière dans une installation existante. De même, le subside accordé actuellement par les distributeurs de gaz est soumis à un examen des circuits hydrauliques qui doit garantir le fonctionnement correct de la condensation.

Techniques

Pour visualiser des exemples de circuits hydrauliques favorables à la condensation, cliquez ici !

Raccordement des chaudières au circuit primaire

On rencontre généralement deux types de raccordement des chaudières au circuit primaire : en parallèle ou avec une « boucle de Tichelmann ».

Anciennement, la « boucle de Tichelmann » était souvent préconisée du fait de l’équilibrage automatique qu’elle permettait. Elle ne se justifie plus toujours actuellement. En effet :

L’équilibrage « naturel » réalisable grâce à une boucle de « Tichelmann » est tout relatif. En effet, étant donné la normalisation des diamètres des conduits de distribution, il est impossible d’obtenir exactement les mêmes pertes de charge dans tous les tronçons. Par exemple, pour un débit de 32 m³/h, la perte de charge est de 96 Pa/m pour une conduite DN 100 et de 346 PA/m pour une conduite DN 80. Les pertes de charges singulières (coudes, tés, …) sont également différentes d’un tronçon à l’autre. Des vannes d’équilibrage peuvent donc être également nécessaires avec un raccordement « Tichelmann ».
Avec les chaudières à faible capacité en eau et forte perte de charge, la perte de charge des conduites peut devenir négligeable par rapport à celle des chaudières. La configuration du raccordement des chaudières influe donc peu sur la répartition des débits entre les chaudières.La « boucle de Tichelmann » n’apporte rien en présence d’une combinaison de chaudières différentes (puissance différentes, chaufferie composée d’une chaudière traditionnelle et d’une chaudière à condensation, …) puisque dans ce cas, il ne sert à rien de maintenir une pression identique au droit de chaque chaudière.
La « boucle de Tichelmann » ne peut s’appliquer à une installation à plus de 2 chaudières régulées en cascade avec isolation hydraulique à l’arrêt. En effet, si la circulation est stoppée dans une des chaudières, le débit va varier dans certains tronçons et pas dans d’autres. Il apparaîtra alors un « déséquilibre hydraulique » entre les chaudières encore en fonctionnement.

Pour que les circuits alimentant chaque chaudière présentent les mêmes pertes de charge, il faut que
la perte de charge du tronçon AB parcouru par le débit q soit la même que celle du tronçon DE parcouru par le débit 2q et que la perte de charge du tronçon BC parcouru par le débit 2q soit la même que celle du tronçon EF parcouru par le débit q.

Or si la première chaudière est mise à l’arrêt par la régulation, le débit des tronçons DE et EF restent inchangés, tandis que le débit des tronçons AB et BC varie. Les pertes de charge ne sont donc plus identiques entre les circuits de chaque chaudière. Il y a déséquilibre et variation des débits dans les chaudières en fonctionnement.

Configuration des circuits secondaires

Comme cela est également expliqué dans le choix de la régulation :

A chaque « zone thermique homogène », son circuit spécifique.

C’est le critère essentiel pour obtenir une régulation correcte.

Idéalement, le découpage hydraulique coïncidera avec la répartition des locaux ayant des besoins similaires,

similaires au niveau des plages horaires d’occupation essentiellement,
similaires dans les sollicitations extérieures (soleil, vent,…), ce qui entraîne bien souvent un découpage par façade,
similaires au niveau du type d’équipement de chauffage et au niveau de l’inertie du bâtiment (on ne mélange pas des radiateurs et des convecteurs sur un même circuit car ils demandent des températures de fonctionnement différentes).

Exemple.

Par exemple, dans une école, les locaux de classes et les couloirs attenants peuvent être sur un même circuit : leurs plages d’occupation sont similaires et il suffira de placer des vannes thermostatiques sur les radiateurs pour maintenir 16° dans les couloirs. Par contre, la salle de gymnastique devra disposer d’un circuit distinct si,

soit son occupation la distingue du reste de l’école (entraînements sportifs le soir, par exemple),
soit son type de corps de chauffe est différent (des aérothermes sont toujours alimentés par de l’eau à haute température).

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

Choix des matériaux

Le matériau utilisé pour réaliser le circuit de distribution n’influence pas les performances énergétiques de l’installation.

Par contre, il peut avoir un impact sur les risques de corrosion encourus.

La combinaison du cuivre et de l’acier

Il faut savoir que l’utilisation de plusieurs métaux différents dans une même installation peut être une source de problème.

Notamment, en présence d’eau, le cuivre induit une corrosion du métal auquel il est couplé.

L’utilisation du tube en cuivre et du tube en acier dans une même installation est donc à éviter.

Le risque est cependant limité dans le circuit fermé d’une installation de chauffage si les apports d’oxygène neuf sont faibles, ce qui signifie qu’il faut éviter les rajouts fréquents d’eau d’appoint (fuites, détérioration du vase d’expansion) ou les dépressions dans le circuit.

Concevoir

Les dépressions dans un circuit de chauffage sont le résultat d’un mauvais dimensionnement du vase d’expansion ou de son emplacement incorrect.

Pour en savoir plus, cliquez ici !

La combinaison de l’aluminium et de l’acier

Certains traitements de l’eau consistent à injecter des produits ayant pour but de neutraliser les agents facteurs de corrosion et éventuellement de former une couche protectrice sur la surface métallique.

Pour ces traitements, la cohabitation entre l’acier et le cuivre est acceptable car il existe des conditions de « passivation » (acidité de l’eau) communes pour ces deux métaux.

Par contre, les conditions de passivation de l’acier correspondent aux conditions de corrosion de l’aluminium. Ceci demande donc l’emploi d’inhibiteurs de corrosion appropriés.

Pour cette difficulté, la combinaison de l’acier et de l’aluminimum (certains radiateurs décoratifs) est délicate.

Matériaux synthétiques

Il existe des matériaux synthétiques aptes à être utilisés dans les installations de chauffage (polyéthylène réticulé, polypropylène).

Ceux-ci résistent aux températures et pressions imposées et sont munis de barrières étanches à la pénétration de l’oxygène dans l’installation.

Les produits autorisés font l’objet d’un agrément technique ATG qui précise leur domaine d’application.

Pour en savoir plus sur l’utilisation et la mise en œuvre de ces matériaux, nous renvoyons le lecteur à la note d’information technique NIT 207 du CSTC : Systèmes de tuyauteries en matériau synthétique pour la distribution d’eau chaude et froide sous pression dans les bâtiments (mars 1998).

Isolation

Quelle conduite isoler ?

Suivant les prescriptions de la norme NBN D30-041 et du cahier des charges type 105 de la Régie des bâtiments (1990), les conduites suivantes doivent être isolées :

Toutes les conduites de chauffage se trouvant dans le sol, à l’extérieur ou dans des espaces ne faisant pas partie du volume protégé (volume chauffé) du bâtiment (chaufferie, grenier, sous-sol, …).
Toutes les conduites de chauffage se trouvant dans des faux plafonds, des locaux techniques ou des gaines techniques, même si ceux-ci font partie du volume protégé du bâtiment.
Toutes les conduites de chauffage traversant des locaux où un système de climatisation est prévu.
Toutes les conduites de chauffage passant dans des locaux du volume protégé mais desservant d’autres locaux et non le local où elles passent.

Cette dernière exigence est valable si

le diamètre de la conduite est supérieur à DN 60,
si la longueur totale des conduites de ce type est supérieure à 6 m,
et surtout si les déperditions des conduites sont telles qu’elles entraînent une surchauffe (donc une surconsommation) du local traversé.

Évaluer

Pour en savoir plus sur la surchauffe liée à la distribution, cliquez ici !

Épaisseur d’isolation

Calculs

Pour évaluer l’épaisseur d’isolation à mettre en œuvre et comparer le gain énergétique et financier de plusieurs solutions d’isolation, cliquez ici !

Les tableaux suivants traduisent les exigences de la norme NBN D30-041 en tenant compte de la température de l’eau (fonction du mode de régulation), de la température ambiante et des épaisseurs d’isolant courantes sur le marché :

–	Conduite extérieure (température ambiante : 0°C)
–	Épaisseur d’isolant rapportée à un coefficient de conductibilité de 0,04 W/mK [en mm]
Température de l’eau	*45°C ()**	80°C
DN	*45°C ()**	80°C
10	25	40
15	25	40
20	30	40
25	30	50
32	40	50
40	40	50
50	40	50
65	40	60
80	50	60
100	50	80
125	60	80
150	60	80
200	60	80
250	60	80
300	80	100
350	80	100
400	80	100
() température équivalente à un fonctionnement en température glissante en fonction de la température extérieure.*

–	Conduite intérieure (température ambiante : 15°C)
–	Épaisseur d’isolant rapportée à un coefficient de conductibilité de 0,04 W/mK [en mm]
Température de l’eau	45°C (*)	80°C
DN	45°C (*)	80°C
10	25	30
15	25	30
20	25	40
25	25	40
32	30	40
40	30	50
50	30	50
65	40	50
80	40	60
100	40	60
125	50	60
150	50	80
200	50	80
250	60	80
300	60	80
350	60	80
400	60	80
() température équivalente à un fonctionnement en température glissante en fonction de la température extérieure.*

Dispositions particulières	Épaisseur d’isolant
Tuyaux pour les percements dans les planchers et les murs et pour les croisements.	La moitié des exigences ci-dessus
Tuyaux situés dans des éléments constructifs entre locaux chauffés et occupés par des utilisateurs différents.	La moitié des exigences ci-dessus
Tuyauteries dans la dalle entre locaux chauffés et occupés par des utilisateurs différents.	6 mm
Tuyaux entre locaux chauffés et occupés par le même utilisateur.	Aucune

Pour les vannes, filtres et autres brides, la norme NBN D30-041 demande d’isoler les vannes ayant un diamètre supérieur ou égal à DN40 au moyen d’une enveloppe démontable. L’épaisseur d’isolant doit être équivalente à 6 cm de laine minérale.

Protection de l’isolant

Une protection de l’isolant s’impose pour :

augmenter la durabilité de l’installation,
conserver la valeur de l’isolation en la protégeant des infiltrations d’eau et d’humidité.

Actuellement, on rencontre principalement des tôles d’aluminium, des revêtements plastiques ou du plâtre.

Généralement, les isolants en caoutchouc synthétique ou mousse de PE souple, à structure à cellules fermées et paroi extérieure lisse ne doivent pas être pourvus d’un revêtement complémentaire.

Les isolants placés dans les coudes doivent être protégés par un élément préformé ou découpés sur mesure.

Lorsqu’il s’agit de tuyauteries non apparentes le revêtement peut être appliqué en usine sur les coquilles isolantes. Les joints entre les coquilles devant être parachevés par une bande autocollante (par exemple en aluminium).

Protection de l’isolant en aluminium (pose en cours).

Protection de l’isolant en plâtre.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité du réseau de distribution

Qualité générale de l’installation

Pour évaluer l’efficacité générale d’un système de ventilation, plusieurs paramètres du réseau peuvent être observés :

L’adéquation des débits en fonction des besoins,
Les pertes de charges du système,
L’étanchéité à l’air des conduits,
Le rendement du ou des ventilateur(s).

Ce sont donc ces paramètres qui vont influencer la consommation finale des ventilateurs. Mais la consommation des ventilateurs par m³/h transporté peut être très différente d’un ventilateur à un autre. Voici une classification qualitative des systèmes de ventilation en fonction de leur consommation (source : Swedish Indoor Climate institute).

Puissance d’un ventilateur par m³/h transporté	Efficacité énergétique
0 < puissance < 0,4 W/(m³/h)	bonne
0,4 < puissance < 0,7 W/(m³/h)	moyenne
0,7 < puissance < 1,1 W/(m³/h)	mauvaise

Inversément, on peut situer la consommation des ventilateurs existants dans ce tableau pour évaluer la qualité énergétique générale de l’installation, c’est-à-dire la qualité du groupe et du réseau de distribution.

L’évaluation de l’efficacité générale du système de ventilation passe donc par plusieurs mesures :

Mesure de la consommation

La mesure de la consommation électrique du ventilateur peut s’effectuer grâce à un compteur électrique classique ou grâce à une pince ampèremétrique.

Compteur électrique intégré dans le tableau électrique.

La puissance moyenne délivrée s’obtient en divisant la consommation électrique mesurée sur une période représentative du fonctionnement normal par la durée de la mesure.

Attention, lorsque la mesure est effectuée via une pince ampèremétrique, cela nécessite le relevé sur la plaque signalétique, du cos φ de l’installation.

Mesure des débits

La mesure du débit pulsé par le ventilateur est effectuée grâce à un anémomètre dans le conduit de pulsion ou encore grâce au manomètre différentiel équipant les filtres.

Mesure de débit dans une gaine.

Mesure des pertes de charge

Il est également possible de répartir les pertes liées au réseau de distribution en mesurant la répartition des pressions au niveau des groupes de pulsion ou d’extraction. Il en ressort souvent que plus de 50 % de l’énergie du groupe sont créés par les pertes de l’ensemble moteur – transmission – ventilateur.

Points de mesure de pression nécessaires à la détermination des pertes du système

Objectifs de qualité

On peut aussi se fixer des objectifs de qualité pour réduire les consommations liées à la distribution, comme le font les Suisses dans les exigences SIA (Société suisse des ingénieurs et architectes) :

Exigences selon SIA V382/3	de base	accrues
Pertes de charge totales maximum (pulsion et extraction)	< 1 200 Pa	< 900 Pa
Débit d’air neuf maximum
Fumeurs	< 70 m³/h/pers	< 50 m³/h/pers
Non fumeurs	< 30 m³/h/pers	< 25 m³/h/pers
Rendement global minimum au point de fonctionnement :
15 000 m³/h	> 65 %	> 70 %
10 000 m³/h	> 60 %	> 65 %
5 000 m³/h	> 55 %	> 60 %

Adéquation des débits

La quantité d’air à transporter et donc les débits va influencer la consommation finale du système de ventilation. Plus les débits augmentent, plus la consommation sera grande. Ainsi assure une adéquation des débits en fonction des besoins en ventilation d’un bâtiment permet de garantir une consommation « minimale » et donc une efficacité accrue du réseau complet.

Comme ce fut présenté dans l’évaluation de la qualité de l’air ambiant, on peut dans un premier temps vérifier par mesure si les débits réels ne sont pas supérieurs aux recommandations. C’est souvent le cas pour les anciennes installations de ventilation.

Ensuite, dans les locaux dont l’occupation varie fortement, on peut se demander si la modulation des débits en fonction des besoins réels peut apporter des économies substantielles. Il faut donc voir si

La ventilation est permanente 24h/24 alors que seule une ventilation diurne est nécessaire.

Certains locaux sont ventilés en journée alors qu’ils sont inoccupés.

Il faut également être attentif aux périodes de relance des installations de chauffage. La relance se faisant avant l’arrivée des occupants, un apport d’air neuf n’est pas nécessaire et constitue une charge thermique complémentaire à vaincre. Or on constate souvent sur le terrain que toutes les installations (chauffage, ventilation, humidification, …) démarrent en même temps à 6h du matin, alors que la ventilation, elle, ne devrait démarrer qu’à 8h30 (démarrage des ventilateurs, ouverture des volets d’air neuf). Par exemple, dans une installation de climatisation tout air, la relance du chauffage doit se faire en total recyclage, sans apport d’air neuf.

Les exemples suivants illustrent les économies potentielles pour quatre situations différentes.

Exemple 1 :

Un immeuble de bureaux est occupé 5 jours par semaine de 8h30 à 17h30 (250 jours par an). Or, le système de ventilation fonctionne tous les jours de la semaine pendant 24 heures, avec un débit de 1 000 m³/h (= 0,28 m³/s) d’air neuf.

Sans horloge, la

consommation pour le chauffage de l’air neuf durant la saison de chauffe (soit 5 800 h/an) s’élève à :

0,34 [Wh/m³K] x 1 000 [m³/h] x (16 [°C] – 6 [°C]) x 5 800 [h/an] / 0,7 =
28 161 [kWh/an]

Avec une horloge qui coupe la ventilation en dehors des heures de bureau, elle s’élève à :

0,34 [Wh/m³K] x 1 000 [m³/h] x (18 [°C] – 8 [°C]) x 1 530 [h/an] / 0,7 =
7 433 [kWh/an]

où,

16 [°C] est la température moyenne intérieure sur 24 h tenant compte des apports gratuits de chaleur et du ralenti nocturne,
18 [°C] est la température intérieure diurne de consigne compte tenu des apports de chaleur gratuits (soleil, ordinateur, …Apportent 2 [°C]),
6 [°C] est la température extérieure moyenne de la saison de chauffe,
8 [°C] est la température extérieure moyenne diurne durant cette même période,
0,7 est le rendement de l’installation de chauffage.

Soit, une économie de 20 728 kWh/an.

L’économie réalisée sur la

consommation électrique est imputable à la mise à l’arrêt des ventilateurs de pulsion et d’extraction pendant 2 190 h en dehors de la saison de chauffe et à la mise à l’arrêt du ventilateur d’extraction pendant 4 270 h durant la saison de chauffe. Durant cette dernière période, l’économie réalisée sur la consommation du ventilateur de pulsion est déjà, en grande partie, comptabilisée dans l’économie de chauffage.

0,28 [m³/s] x 1 500 [Pa] x 2 190 [h/an] / 0,65 = 4 243 [kWh/an]

0,28 [m³/s] x 500 [Pa] x 4 270 [h/an] / 0,65 = 2 758 [kWh/an]

où :

1 500 [Pa] (pulsion + extraction) et 500 [Pa] (extraction) sont des valeurs courantes de perte de charge d’un réseau de distribution de qualité moyenne,
0,65 est le rendement global de l’installation de ventilation.

Exemple 2 :

Le bureau d’un représentant commercial est effectivement occupé durant 2 jours par semaine pendant 8 heures. Or le système de ventilation fonctionne tous les jours de la semaine pendant 10 heures (de 8 h à 18 h), avec un débit de 30 m³/h d’air neuf.

L’économie de chauffage réalisée en coupant la ventilation du bureau inoccupé est estimée à :

0,34 [Wh/m³K] x 30 [m³/h] x (18 [°C] – 8 [°C]) x (1700 [h/an] – 544 [h/an]) / 0,7 = 168 [kWh/an]

L’économie électrique sur la consommation des ventilateurs s’élève à une vingtaine de kWh/an.

Exemple 3 :

Le système de ventilation double flux d’un auditoire de 200 places délivre un débit d’air neuf de 4 000 m³/h (= 200 x 20 m³/h) pendant 40 heures par semaine. En fait, cet auditoire n’est occupé que 2 jours par semaine pendant 8 heures par 100 personnes en moyenne.

Si la ventilation est ajustée en fonction du nombre de personnes, le système fournira seulement 2 000 m³/h (= 100 x 20 m³/h) pendant 16 heures par semaine.

La consommation actuelle de chauffage est donc de :

0,34 [Wh/m³K] x 4 000 [m³/h] x (18 [°C] –
8 [°C]) x 1 360 [h/an] / 0,7 = 26 423 [kWh/an]

Grâce à la nouvelle régulation, on consommera :

0,34 [Wh/m³K] x 2 000 [m³/h] x (13 [°C] –
8 [°C]) x 544 [h/an] / 0,7 = 2 642 [kWh/an]

Où :

18 [°C] est la température moyenne intérieure durant la semaine tenant compte des apports gratuits de chaleur dus aux 100 personnes présentes 2 jours par semaine,
13 [°C] est la même température intérieure, mais sur les 2 jours par semaine d’occupation.

Soit une économie de 23 781 kWh/an pour le chauffage.

On sait en outre que la consommation d’un ventilateur varie comme le cube de sa vitesse (règles de similitude) donc de son débit. L’économie potentielle réalisable en adaptant la vitesse du ventilateur d’extraction aux besoins s’élève donc à (rappel : le gain de consommation du ventilateur de pulsion est déjà comptabilisé dans les économies de chauffage) :

0,2 [W/(m³/h)] x 4 000 [m³/h] x (1 360 [h/an] – 544 [h/an]) = 653 [kWh/an]
(arrêt du ventilateur d’extraction pendant 3 jours)

0,2 [W/(m³/h)] x 4 000 [m³/h] x 544 [h/an] x (7/8) = 381 [kWh/an]
(diminution de la vitesse en période d’occupation : division par 2 de la vitesse de rotation et donc division par 8 de la consommation, on économise donc 7/ 8 de la consommation de départ).

où 0,2 [W/(m³/h)] est la consommation d’une extraction performante (règle de bonne pratique).

Exemple 4 :

Un bureau paysager disposant de 4 places de travail est occupé en moyenne à 40 % de sa capacité pendant 5 jours par semaine. Le système de ventilation délivre un débit d’air constant de 120 m³/h durant 10 heures par jour (de 8h00 à 18h00).

Si on équipe ce bureau d’une bouche de ventilation avec détection de présence et estimation du nombre de personnes présentes, le débit moyen de ventilation sera ramené à 48 m³/h.

On pourrait donc s’attendre à une économie de chauffage de :

0,34 [Wh/m³K] x (120 [m³/h] – 48 [m³/h]) x
(18 [°C] – 8 [°C]) x 1 700 [h/an] / 0,7 = 594 [kWh/an]

et à une économie d’électricité pour le ventilateur de 28 kWh/an.

Dans un premier temps, il faut donc examiner si les horaires de ventilation respectent les horaires d’occupation. Une simple horloge peut soit couper les ventilateurs, soit les faire fonctionner en vitesse réduire, par exemple pour maintenir un minimum d’extraction dans les sanitaires.

Dans un deuxième temps, on peut aussi repérer les locaux à occupation importante et fortement variable (salle de réunion, bureau paysager, auditoire, …). en effet, ceux-ci peuvent éventuellement faire l’objet d’une gestion en fonction de la présence des occupants.

Pour qu’une telle régulation soit possible, il faut que les bouches de pulsion et d’extraction puissent être automatiquement fermées en fonction d’un détecteur de présence, d’une sonde CO₂, d’une sonde d’humidité, … Dans le même temps, pour que l’économie électrique soit effective, il faut que le débit du ventilateur soit régulé en fonction de la fermeture des bouches ou que le ventilateur soit déclenché par un contact d’horloge.

Financièrement, la gestion des débits de ventilation a un impact encore plus important si l’air pulsé est chauffé électriquement

Gérer

Comment gérer les débits d’air.

Pertes de charge

Dans un réseau de distribution, l’air est déplacé sous l’impulsion des ventilateurs de pulsion ou d’extraction. La consommation électrique de ceux-ci dépend de la résistance du réseau de distribution, c’est-à-dire des pertes de charge.

Exemple.
Soit un réseau de pulsion de 12 600 m³/h :

Schéma réseau de pulsion.

La pression fournie par le ventilateur permet de vaincre la résistance du réseau le plus défavorisé (de la prise d’air extérieure A à la bouche de pulsion a). Le dimensionnement de ce réseau montre que la perte de charge à vaincre se répartit comme suit :

Conduites rectilignes (35 m)	33 [Pa]
Coudes, tés, changements de section	39 [Pa]
Filtre	45 [Pa]
Prise d’air	40 [Pa]
Bouche de pulsion	50 [Pa]

On constate dans cet exemple que les conduites rectilignes ont peu de poids dans les pertes de charge totales du réseau. Par exemple, Si on considère que la perte de charge d’une conduite est d’environ 1 Pa/m (valeur courante), une bouche de pulsion (perte unitaire de 50 Pa) a une perte de charge équivalente à 50 m de conduite. Dans le même ordre d’idée, un coude a une perte de charge équivalente à 4 .. 8 m de conduite rectiligne.

Les pertes de charge dépendent donc :

du diamètre des conduits

Par exemple, réduire de moitié la section des conduits pour diminuer leur encombrement et l’investissement double la vitesse de l’air et multiplie par quatre la puissance électrique du ventilateur pour vaincre leur résistance.

De plus, les conduits rectangulaires ont une perte de charge plus importante que les conduits circulaires (plus grand périmètre pour une même section) : si on passe d’une gaine circulaire à une gaine rectangulaire dont la rapport des côtés est égal à 4, la perte de charge, donc la puissance est augmentée d’environ 30 %.

du tracé des conduites

Plus le tracé comporte des coudes, des tés, des variations de section, plus les pertes de charge seront importantes. Ce sera d’autant plus le cas si les changements de direction sont brusques et non équipés d’ailettes directionnelles.
Exemples de tracé de conduites.

Pavillon à la prise d’air.

Changement progressif de section.

Placement des batteries dans des sections rectilignes suffisamment longues.

Ailettes directionnelles dans les coudes.

Coudes arrondis.

Bifurcation arrondie.

Pas de brusque changement de direction aux abords du ventilateur.

Pas de bifurcation directement à la sortie du ventilateur.

du choix et de l’entretien des filtres

Les filtres constituent des pertes de charge non négligeables dans l’ensemble d’un réseau de ventilation. Utiliser un filtre trop performant par rapport aux besoins risque d’augmenter cette perte de charge singulière et donc la puissance du ventilateur nécessaire pour obtenir le débit souhaité.

En ventilation des bâtiments tertiaires, des filtres F7 sont généralement suffisant, les préfiltres grossiers (EU 3) n’apportent quant à eux pas d’augmentation de vie des filtres mais augmentent fortement les pertes de charge.

Lorsqu’on rentre dans une zone propre ou en environnement maîtrisé apparenté, le niveau de filtration doit être nettement plus fin tel que les filtres HEPA H13. Les pertes de charge deviennent importantes même en début de vie (250 Pa nouveau et 600 Pa en final).

Exemple.

Un filtre EU 7 a une perte de charge initiale d’environ 50 Pa, tandis que celle d’un filtre EU 8 est proche de 150 Pa Pour un débit de 36 000 m³/h (10 m³/s), le filtre EU 8 entraînera une puissance absorbée du ventilateur de :

Puissance = débit x perte de charge/rendement

= 10 [m³/s] x 150 [Pa] / 0,65 = 2 285 [W]

(0,65 = rendement global du ventilateur)

pour seulement 772 W pour le filtre EU 7.

Après un certain temps de fonctionnement (environ 3 000 heures), la perte de charge d’un filtre augmente rapidement du fait de son colmatage, ce qui a pour conséquence une diminution du débit pulsé et une diminution de la puissance absorbée par le ventilateur. On consomme donc moins, mais le débit de l’installation peut chuter en dessous d’un minimum admissible.
Lorsque le débit de ventilation doit être maintenu constant (cas des hôpitaux où une pression relative entre locaux doit être maintenue), l’encrassement des filtres va entraîner une augmentation de la consommation électrique des ventilateurs.

Exemple.

La perte de charge d’un filtre fin est de :

Filtre propre	100 Pa
Filtre sale (après 6 mois)	500 Pa

Après 4 mois de fonctionnement, la perte de charge du filtre est de 370 Pa. Si on décide de remplacer le filtre à ce moment et non pas lorsque sa perte de charge finale est atteinte, on peut réaliser une économie d’énergie de (pour un débit de 15 000 m³/h (soit 4,2 m³/s)) :

4,2 [m³/s] x ((500 [Pa] – 370 [Pa]) / 2) x 840 [h] /0,65 = 353 [kWh]

où :

(500 Pa – 370 Pa) / 2 = la perte de charge moyenne du filtre avec une utilisation allant de 4 à 6 mois
840 h = un fonctionnement de 14 h/jour pendant 60 jours
0,65 = rendement global de l’installation de ventilation

L’économie réalisée peut être comparée au prix d’un filtre neuf.

Une gestion efficace du remplacement des filtres doit comporter un manomètre mesurant en permanence la perte de charge des filtres. Lorsque la perte de charge maximum admissible par le fabricant du filtre est atteinte, le filtre doit être changé. En outre, pour des questions d’odeur, un filtre doit être changé au minimum tous les ans.

Pertes de charge d’un filtre à poches en fonction de sa durée d’utilisation.

du dimensionnement de la prise d’air extérieure

Un sous-dimensionnement de la prise d’air extérieure sera synonyme de pertes de charge plus importantes.

Dans une installation existante, on peut repérer une prise d’air extérieure sous-dimensionnée si une quantité importante de neige, de pluie et de feuilles sont entraînées à l’intérieur de l’installation du fait de la trop grande vitesse d’air. On peut ainsi retrouver de la neige dans les filtres.

Étanchéité des conduits

Les conduits de distribution doivent être suffisamment étanches à l’air pour éviter d’insuffler de l’air inutilement dans les espaces techniques ou dans les couloirs.

Des mesures réalisées sur plusieurs bâtiments ont montré que la qualité des conduits et de leur mise en œuvre laissait fortement à désirer et ne respectent pas les critères de la norme européenne Eurovent :

Évaluation des fuites du système de ventilation de 23 bâtiments, la classe A de la norme EUROVENT étant la plus mauvaise en terme d’étanchéité
(source : Improving ductwork. A time for tighter air distribution systems. FR Carrié, J Andersson, P Wouters, AICV, UK 1999)

Il en résulte qu’en moyenne 20 % du débit d’air pulsé par un ventilateur n’arrive pas dans les locaux de destination.

Conséquences de fuites dans les réseaux aérauliques
Si le ventilateur ne compense pas les fuites :	Si le ventilateur compense les fuites :
Débits dans les locaux non respectés.	Débits dans les locaux respectés mais avec des difficultés d’équilibrage.
Problèmes de qualité d’air et/ou de confort thermique non atteint.	Pas d’effet sur la qualité de l’air.
Risque de gaspillage énergétique par destruction de chaud et de froid.	Surconsommation du ventilateur
	Surconsommation de combustible/d’électricité du groupe frigorifique.
Aspiration possible de polluants (CO, fibre de verre, …) dans les gaines d’extraction et pulsion possible de ceux-ci dans les locaux si recyclage de l’air.
Perte de performance des échangeurs de récupération par dilution de l’air extrait.

Pourtant, il existe actuellement sur le marché des produits qui garantissent une meilleure performance.

La mesure de l’étanchéité à l’air des conduits s’effectue facilement lors du montage du système de distribution d’air. Une mesure ultérieure est toujours envisageable mais des problèmes d’accessibilité se posent souvent (démontage des faux plafonds, etc.) même si, en principe, un accès doit être préservé pour la maintenance du système.

Comment évaluer l’étanchéité des conduits ?

Qualitativement :

Rechercher les fuites dans un réseau en surpression (pulsion) est relativement facile. Il suffit de déposer un produit moussant sur les joints suspects.

Des traces de poussières aux raccords sont aussi des signes d’inétanchéité.

Lorsque le réseau est en dépression (extraction), il faut boucher les diffuseurs et mettre les conduits en surpression pour pouvoir appliquer la méthode précédente.

Quantitativement :

La mesure consiste à isoler la partie du système à tester en obturant les différentes connexions vers les autres parties du système ou vers les locaux (bouches, …). Les conduits sont alors mis en surpression ou en dépression à l’aide d’un ventilateur. La mesure simultanée du débit de fuite (= débit fourni par le ventilateur) et de la pression dans les conduits permet de déterminer le taux de fuite du système. Cette procédure est décrite en détails dans la norme EUROVENT 2/2.

Améliorer

Rénovation partielle : amélioration du réseau de distribution.

Rendement des ventilateurs

On a vu que l’on pouvait estimer par mesure la répartition des pertes d’un système de ventilation et donc le rendement de l’ensemble moteur – transmission – ventilateur. En général, plus de 50 % de l’énergie consommée sert à lutter contre les pertes de ce dernier. C’est donc un poste sur lequel il s’agit d’être attentif si l’on désire obtenir une installation énergétiquement efficace.

Cinq éléments vont déterminer la qualité énergétique du groupe de ventilation :

la qualité du moteur,
la qualité de la transmission,
la qualité du ventilateur,
la qualité du raccordement du ventilateur au réseau,
la qualité du mode de réglage des débits.

Il est difficile d’évaluer qualitativement un groupe de ventilation. Voici cependant quelques pistes :

A priori les ventilateurs à aubes recourbées vers l’arrière ont des rendements maximum supérieurs aux ventilateurs à aubes recourbées vers l’avant. Ceci ne veut cependant pas dire que tous les ventilateurs à aubes recourbées vers l’avant doivent être remplacés par leur homologue à aubes arrière. L’utilisation d’aubes profilées en aile d’avion et d’aspirations profilées permet les meilleurs rendements et un bruit minimum par rapport à de simples tôles pliées.

Roue de ventilateur à aubes arrière profilées en aile d’avion.

Une trop grande différence de section entre l’ouïe de sortie de ventilateur et le conduit dans lequel il débite entraîne des pertes de charge importante qui se traduisent par une surconsommation, ce sera le cas notamment si la sortie du ventilateur est libre dans un caisson.

Exemple.

Voici trois exemples de ventilateur débitant dans un même circuit. On voit la hauteur manométrique (image de la puissance absorbée) nettement plus importante que doit avoir un ventilateur dont l’orifice de refoulement est trop petit par rapport à la section du conduit, même lorsqu’on l’équipe d’un divergent de longueur correcte.

La surconsommation du troisième cas par rapport au premier est de 11 %.

Une transmission de ventilateur par courroies à un plus mauvais rendement qu’une transmission directe. Elle entraîne une perte de rendement de l’ordre de 10 %. Le rendement de transmission étant d’autant réduit que les courroies sont démultipliées, que les poulies sont petites et que la tension est mal réglée.
On peut procéder à deux types de vérification sur un entraînement par courroies : l’alignement des poulies et la tension des courroies.
Un défaut dans l’entraînement par courroies peut aussi se repérer par la présence d’une quantité importante de poussière de courroie dans l’installation.

Vérification de l’alignement des poulies

Vérification de la tension des courroies.

Perte de transmission avec un système de courroies.

Les ventilateurs avec un moteur à rotor extérieur ont également un plus mauvais rendement.

On a vu que la gestion des débits d’air en fonction des besoins permet une économie de chauffage/refroidissement importante. Par contre, tous les modes de réglage n’apportent pas la même diminution de la consommation électrique. Le réglage par by-pass entraîne quant à lui une augmentation de la puissance absorbée par le ventilateur. Voici l’incidence des différentes mesures visant à diminuer le débit des ventilateurs sur la puissance absorbée par le ventilateur.

Ces courbes ont été établies pour un type particulier de ventilateur. Elles ne sont donc qu’indicatives pour les autres ventilateurs. Remarquons en outre que l’utilisation d’un transformateur n’est possible que pour les moteurs bobinés.

Améliorer

Rénovation partielle : amélioration du ventilateur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Fonctionnement d’une cheminée

Notion de tirage

Lorsqu’un gaz est chauffé, il se dilate. Une même masse de gaz aura donc un volume plus grand si elle est plus chaude ou un même volume de gaz sera plus léger s’il est plus chaud.

Par exemple, la masse volumique de l’air (à la pression atmosphérique) est de 1,293 kg/m³ à 20°C, celle des gaz de combustion à 200°C est de 0,760 kg/m³.

Les gaz légers auront donc tendance à monter s’ils sont immergés dans un gaz plus lourd.

Ceci signifie que plus la différence de température entre les gaz chauds dans la cheminée et l’air extérieur est grande, plus les gaz ont tendance à monter.

Une cheminée fonctionne donc mieux en hiver qu’en mi-saison ou qu’en été (si la chaudière est utilisée pour la production d’eau chaude sanitaire).

Plus la colonne de gaz chaud est haute, plus le tirage est important.

Si on ferme avec une plaque les extrémités hautes et basses de la cheminée remplie de gaz chaud et que l’on mesure la pression dans le conduit, on constatera que le couvercle supérieur est soumis à une certaine pression et que cette pression décroit quand on descend dans la cheminée pour devenir nulle au niveau de la plaque inférieure.

Si on enlève la plaque supérieure, la pression au sommet de la cheminée devient subitement égale à la pression atmosphérique et comme la pression décroit le long du conduit une dépression s’exerce sur la plaque inférieure.

Si on ouvre la bas de la cheminée, tout en maintenant la température dans le conduit, la colonne de gaz chaud montera de plus en plus vite pour atteindre un maximum et sa vitesse ne changera plus.

La dépression créée ou tirage de la cheminée est calculée par :

ΔP_ch= g x h x (ρ_air– ρ_gaz)

où,

ΔP_ch= tirage de la cheminée [Pa]
g ≈ 9,81 m/s² = accélération de la pesanteur [m/s²]
h = fauteur de la cheminée [m]
ρ_air et ρ_gaz= masses volumiques de l’air à la température extérieure et des fumées [kg/m³]

Donc plus la cheminée est haute et plus les fumées sont chaudes, plus le tirage est important.

Régulateur de tirage

Le tirage dans la cheminée est fonction de sa hauteur et de la différence de température entre l’air extérieur et les fumées. Cette dernière est variable en fonction de la saison.

La pression différentielle au niveau du raccordement de la chaudière et donc au niveau du brûleur varie donc. Comme presqu’aucun brûleur pulsé (gaz ou fuel) n’adapte la vitesse de son ventilateur en conséquence, l’amenée d’air comburant est donc influencée par les conditions atmosphériques. Il en va de même pour l’échange de chaleur dans la chaudière (les fumées sortent plus vite et plus chaudes de la chaudière) et donc pour le rendement de combustion.

Le rôle du régulateur de tirage est de compenser cette fluctuation. Il peut être motorisé ou non motorisé. Dans ce deuxième cas, il est composé d’un clapet circulaire ou carré placé sur un axe excentrique. Un contre-poids réglable permet d’ajuster l’ouverture en fonction de la dépression.

Régulateur de tirage.

Si le tirage augmente (entraînant une perte de rendement de combustion), le régulateur de tirage s’ouvre et mélange les fumées avec de l’air de la chaufferie. Le volume de gaz aspiré par la cheminée augmente et la température diminue. Il y a donc moins de tirage.

Le tirage reste ainsi quasiment constant au niveau du raccordement de la chaudière.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer la machine frigorifique [Climatisation]

Les principes à suivre

Les projets d’amélioration peuvent poursuivre plusieurs objectifs :

réduire la consommation d’énergie,
limiter la pointe de puissance quart-horaire,
améliorer la maintenance de l’installation.

Objectif 1 : réduire la consommation d’énergie de l’installation frigorifique

Prenons l’exemple d’une installation où l’évaporateur refroidit la boucle d’eau glacée alimentant les ventilo-convecteurs. Il est possible d’envisager 3 niveaux d’intervention : le local, la boucle d’eau glacée et la machine frigorifique (chiller).

La mesure la plus évidente consiste à réduire le besoin de rafraîchissement des locaux, entraînant de facto la mise au repos du compresseur !

Améliorer	Rehausser la température intérieure.
Concevoir	Installer des stores extérieurs
Évaluer	Limiter les puissances d’éclairage.
Gérer	Limiter les débits de ventilation.

La diminution des pertes en ligne du fluide réfrigérant ou de l’eau glacée constitue un deuxième axe de réflexion : isolation des conduites, augmentation de la température du réseau d’eau,…

Pour diminuer le travail du compresseur, il faut diminuer le taux de compression, entre la pression d’évaporation et la pression de condensation. Or la thermodynamique nous montre que ces pressions de fluide frigorigène correspondent toujours à des niveaux de température du fluide. Diminuer le travail du compresseur, c’est donc diminuer l’écart de température entre évaporateur et condenseur. En pratique, on cherchera donc à augmenter la température à l’évaporateur (utiliser de l’eau glacée moins froide) et à diminuer la température au condenseur (profiter d’un air refroidisseur à plus basse température).

3°C en plus à l’évaporateur, c’est 10 % de consommation en moins.

3°C en moins au condenseur, c’est 10 % de consommation en moins.

Ces valeurs sont des valeurs moyennes; la diminution de consommation suite à la hausse de la température à l’évaporateur est de 2 % par degré pour les compresseurs à piston, de 3 % par degré pour les compresseurs centrifuges et de 4 % par degré pour les compresseurs à vis (source : « Energy Audit of building systems », M. Krarti, CRC Press).

Ces modifications seront faites en concertation avec le constructeur du matériel, car chaque machine est conçue pour fonctionner dans des plages données. De plus, la responsabilité du constructeur sera dégagée si les paramètres de fonctionnement sont modifiés sans son accord.

Limiter le fonctionnement du compresseur à charge réduite car en dessous de 20 % de sa puissance nominale, le rendement de production de froid d’une machine frigorifique s’écroule ! Par un fractionnement de la puissance installée, par un entraînement à vitesse variable, … il faut adapter la puissance à la demande.

On peut également chercher les solutions qui permettraient de se passer de l’installation frigorifique ! On pense tout particulièrement aux périodes d’hiver ou de mi-saison pour lesquelles un by-pass de l’installation peut être envisagée : ce sont les techniques de « free chilling ».

Il est également possible de préchauffer l’eau chaude sanitaire ou l’air de ventilation : ce sont les techniques pour récupérer la chaleur évacuée au condenseur.

Objectif 2 : réduire la pointe de courant électrique appelée par l’installation

On sait que les bâtiments climatisés ont avantage à bénéficier de la tarification électrique dite « horo-saisonnier ». Mais celle-ci pénalise certaines heures de la journée (tout particulièrement les « heures de pointe » en hiver). Et tous les tarifs privilégient la consommation d’électricité nocturne.

Évaluer

Pour en savoir plus sur le tarif de la facture électrique.

Aussi, une gestion de la charge par délestage ou par déplacement des périodes de fonctionnement doit être étudiée. C’est dans ce but de produire du froid la nuit que sont installés des bâches d’eau glacée ou des bacs à glace. Un étalement de la charge frigorifique est ainsi réalisé et permet dès lors un sous-dimensionnement de la puissance installée et un fonctionnement plus régulier des compresseurs. Elle sous-entend malheureusement des pertes énergétiques supplémentaires suite au stockage du froid. Cette technique est intéressante par le lissage du profil de la consommation électrique.

Gérer	Pour en savoir plus sur le délestage.
Gérer	Pour en savoir plus le déplacement des périodes d’utilisation.

Remarque : les pompes de circulation des groupes froids sont souvent surdimensionnées. Le réseau d’eau glacée doit fonctionner avec un écart de température de l’ordre de 5K (ex : départ 7° – retour 12°). Si, par temps très chaud, le régime 7° -12° tourne en réalité à 7° – 9°, le surdimensionnement de la pompe dépasse 2. Or, les puissances étant proportionnelles au cube des débits, un surdimensionnement par 2 entraînera une consommation multipliée par 8 !
Pour réaliser ces économies potentielles d’électricité, on pensera à adapter les vitesses aux besoins.

Objectif 3 : améliorer la maintenance de l’installation

L’amélioration de la régulation peut également avoir pour objectif de privilégier le bon fonctionnement du matériel, en diminuant ainsi le risque de panne et en améliorant la longévité du matériel.
Contrôler la surchauffe, vérifier le sous-refroidissement, mesurer l’intensité électrique appelée, …

Améliorer

Pour plus d’infos sur les mesures de maintenance à mettre en œuvre.

Un secret dans ce domaine : si l’installation a été bien mise au point initialement, la meilleure solution consiste à mesurer tous les paramètres de l’installation et à les comparer d’année en année. C’est « par rapport à elle-même » que l’on peut au mieux juger la qualité d’une installation frigorifique.

Gérer la durée de fonctionnement de l’installation frigorifique

À l’image d’un moteur diesel, une installation frigorifique sera d’autant plus efficace qu’elle travaille sur des longues périodes, sans arrêts successifs.

Programmation horaire

A l’aide d’une horloge, il est utile de minimiser le temps de marche du système de réfrigération en fonction des périodes d’occupation du bâtiment et de la charge de refroidissement. Si l’on dispose d’un système de régulation numérique, il peut être encore plus utile de rendre ces temps de fonctionnement dépendants de la température extérieure. Par période de forte chaleur, on pourra alors laisser fonctionner les équipements 24h/24.

Attention : l’horloge ne doit pas redémarrer l’installation en période de tarif électrique défavorable, pour limiter le coût de la pointe quart-horaire. Si nécessaire, il faudra anticiper la période de démarrage afin d’éviter un appel de puissance anormal.

Seuil de fonctionnement en fonction de la température extérieure

Il est possible de n’enclencher le groupe de froid que pour un seuil de température extérieure minimal suffisant. Par exemple, la machine frigorifique ne peut s’enclencher que si la T°ext dépasse 13°C. Ce verrouillage par un thermostat peut bloquer l’enclenchement en période de mi-saison, s’il est remarqué que la surchauffe intérieure est passagère et sera traduite en économie de chauffage une fois le soleil reparti.

On vérifiera préalablement que des besoins non liés à la température extérieure ne sont pas présents.

Une telle action peut également se concevoir pour le deuxième compresseur mis en cascade. Il est utile de l’empêcher de démarrer le lundi matin pour 1/4 d’heure !

Coupure de l’alimentation des carters des compresseurs à pistons

Il est intéressant de couper l’alimentation du chauffage des carters pendant la période d’arrêt de la réfrigération. Il s’agit d’une puissance de l’ordre de 100 Watts généralement, qui est mise en service à l’arrêt du compresseur. Tout l’hiver, ces 100 Watts seront donc consommés inutilement.

Attention : une période de chauffage du carter de 24 h est nécessaire avant le démarrage du compresseur, pour préchauffer l’huile. À défaut, des dégâts sérieux peuvent être occasionnés au compresseur.

Pour être complet, signalons que certains considèrent que ce chauffage permanent évite que de l’humidité ne corrode les parties électriques du compresseur. On consultera donc le fournisseur du matériel avant de prendre une décision.

Limiter les pertes des réseaux

Stopper la circulation d’eau glacée dans les circuits non demandeurs en hiver, dans les bâtiments où une partie du réseau doit fonctionner toute l’année.

Si les besoins de froid d’hiver sont limités à un local ou un ensemble déterminé de locaux, refroidir ces locaux par un système indépendant (ex: utilisation des splits de secours présents dans le local informatique pour arrêter le système de refroidissement principal pendant l’hiver : c’est lui qui sera le secours en cas de défaillance des splits).

Stopper les installations la nuit et les W-E, si pas de besoin

Cette proposition doit être étudiée avant d’être appliquée.

Si le bâtiment est très peu inerte, l’installation doit être stoppée la nuit. Le refroidissement naturel nocturne sera favorable (il peut même être favorisé par une ventilation nocturne accélérée, si des taux horaires de renouvellement d’air supérieurs à 4 sont possibles). Tout arrêt nocturne entraîne systématiquement des économies énergétiques puisque les pertes de maintien sont annulées. Et ceci, même si ultérieurement il faudra remettre la boucle d’eau glacée en régime.

Concevoir

Pour en savoir plus sur l’ exploitation du pouvoir rafraîchissant de l’air extérieur.

Par contre, un bâtiment très inerte accumulera dans ses parois une quantité importante de chaleur. Un fonctionnement nocturne de la climatisation (à bas prix du kWh électrique) permettrait de le décharger de la chaleur excédentaire avant le début de la journée suivante. A défaut, la chaleur devra être évacuée au matin, entraînant une puissance appelée supplémentaire.

Remarque : couper l’installation par périodes de fortes chaleurs pourrait poser problème (sauf réserve de puissance importante pour la relance, condenseur surdimensionné,… ). Autrement, au moment de réenclencher, le pressostat de la haute pression risque de déclencher car la demande est trop importante…

Augmenter la température de départ de la boucle d’eau glacée

D’abord une maintenance de l’installation

L’évaporateur doit être régulièrement détartré. La meilleure indication consiste à suivre l’écart entre la T°évaporation et la T°eau glacée.

Valeur test

En général, si l’écart entre T°évaporation et la T°eau sortie évaporateur > 6 à 7 K, il y a encrassement et donc chute de rendement. Si l’écart subsiste après le nettoyage, il faut envisager l’extension de la surface de l’évaporateur.

Améliorer

Pour plus d’infos sur les mesures de maintenance à mettre en œuvre.

Un régime de fonctionnement adapté à une période canicule !

Le bureau d’études a dimensionné l’installation afin de répondre aux conditions extrêmes de température extérieure (+/- 32°C) et d’ensoleillement (ciel serein). Par exemple, il a prévu pour la boucle d’eau glacée le régime : départ 6° – retour 12°.

La boucle d’eau glacée circule dans un bâtiment à 22°…24°C. Elle présente donc des pertes tout au long de son parcours. En rehaussant la température de départ de l’eau, on diminue le Delta T° et donc les pertes.

De plus, l’air ambiant condense en dessous de 12°C environ. Beaucoup d’énergie du compresseur est donc consacrée à déshumidifier l’air dans les échangeurs, déshumidification qui n’est pas toujours nécessaire (on parle d’une consommation de chaleur latente). Faire travailler l’eau froide au régime 12° – 18° est beaucoup plus efficace. Mais la puissance frigorifique de l’échangeur diminue puisque le delta T° diminue … Il faudra donc surdimensionner l’échangeur du ventilo-convecteur, par exemple. Donc un investissement plus élevé au départ, mais un coût d’exploitation nettement plus faible ensuite durant toute la durée de vie de l’appareil.

Un ventilo-convecteur fonctionnant au régime 6°-12° consomme environ 30 % de son énergie pour déshumidifier l’air ambiant…

Comment augmenter la température du régime d’eau glacée ? Diverses adaptations de l’installation sont possibles afin de mieux « coller » aux besoins variables.

Partons d’une installation correctement dimensionnée pour vaincre la demande extrême.

1ère possibilité : réaliser une température glissante sur le départ de l’évaporateur

Imaginons que la charge thermique du local n’atteigne que la moitié de la charge nominale. La vanne va progressivement se fermer jusquà ne laisser passer (en première approximation) que 20% du débit d’eau à 6°C.

On pourrait dès lors remonter le départ d’eau de la machine frigorifique à 9°C. La vanne s’ouvrirait à 33%.

On voit qu’il reste de la marge de fonctionnement à l’équipement puisque seul un départ à 12°C donnerait une vanne totalement ouverte.

En réalité, la vanne ne serait pas encore totalement ouverte car l’échangeur augmente d’efficacité suite au fait qu’il ne perd moins d’énergie à déshumidifier l’air. Si de plus on prend en compte que l’échangeur est probablement surdimensionné, on est tout à fait du côté de la sécurité !

Conclusions : on peut sans crainte adopter le régime suivant pour le départ de l’eau froide : 6° en été, 9° en mi-saison, 12° en hiver. Le plus simple est de tester le fonctionnement avec ces valeurs… et de les augmenter l’année suivante encore, s’il n’y a pas de plaintes !

Remarque : Pour que cette solution convienne, il faut :

Que le profil de consommation du bâtiment soit lié à l’évolution de la température extérieure. En climatisation, c’est le cas lorsque les besoins de réfrigération sont ceux liés au traitement de l’air neuf. Par contre, les apports dus aux machines, à l’éclairage, aux personnes sont constants. Quant aux apports solaires, ils sont en moyenne liés à l’évolution de la température extérieure pour les façades Est et Ouest (c’est en été que température et soleil sont au maximum), de même que pour les apports des surfaces vitrées horizontales. Par contre, sur une façade Sud, le soleil est plus important en mars qu’en juillet !

Que tous les échangeurs (ventilos, par exemple) du circuit puissent fonctionner dans ces conditions.

Avoir des compresseurs qui autorisent une température d’évaporation suffisamment élevée et disposer d’une régulation de commande disponible (certaines machines « standards » ne donnent pas accès à la modification de la température d’eau de départ –> consulter le fabricant).

En fait, agir sur la température de départ de l’eau glacée suppose une bonne connaissance de son installation et de l’origine des apports à vaincre. Par exemple, il sera très utile de suivre l’évolution de l’écart de température (départ – retour) de l’eau glacée durant l’année : un départ 6° – retour 8° en hiver suivi d’un régime 6° – 11° en été est signe qu’il est possible de remonter la température de départ en hiver, puisque les besoins sont faibles.

En mi-saison, l’installation pourra toujours répondre à un apport solaire momentané, mais proportionnellement avec une puissance maximale plus faible puisque la température de départ de l’eau glacée sera plus élevée. Cette régulation peut se faire, soit manuellement (2 ou 3 adaptations par an), soit automatiquement. Dans ce cas, il faudra trouver l’emplacement du capteur qui sera fidèle des besoins de l’installation (sonde extérieure, par exemple).

Parallèle avec le chauffage des bâtiments : on ne régule pas l’installation avec les seules vannes thermostatiques. Un régulateur avec courbe de chauffe adapte d’abord la température de départ en fonction de la sonde extérieure.

Exemple d’application : les centres informatiques

L’évolution actuelle de la performance de l’équipement informatique entraîne généralement une baisse des consommations d’énergie et donc des puissances thermiques à évacuer. Si jadis on dimensionnait à plus de 400 W/m², on table actuellement sur 150 W/m². Les anciennes installations, à présent surdimensionnées, verront donc favorablement leur température de départ d’eau glacée augmenter. À noter : attention à la puissance des ventilateurs, prévus pour transporter la puissance d’origine, car ils risquent de constituer à présent une partie importante de la charge frigorifique !

2ème possibilité : réaliser des réseaux distincts avec une modulation par vanne 3 voies sur chaque départ

Si l’installation comporte plusieurs types de locaux dont les besoins sont différents, cela se complique !

Par exemple, imaginons qu’il existe un local informatique (avec des besoins constants toute l’année) et dont la puissance de l’émetteur est juste suffisante : il devra toujours être alimenté à 6°. Si par ailleurs, plusieurs locaux de bureaux plein sud avec larges baies vitrées présentent des besoins liés à la température extérieure et à l’ensoleillement, une modulation de la température de départ de ce circuit sera intéressante.

On peut alors réaliser des circuits différents commandés à des températures différentes, via des vannes trois voies motorisées. Ici, on ne modulera que la température du circuit « bureaux ».

Parallèle avec le chauffage des bâtiments : il apparaît normal de séparer les circuits en zones thermiquement homogènes (façade Sud, façade Nord,…), puis de moduler la température de départ de chaque circuit en fonction des besoins de la zone qu’il alimente. Ne disposer que d’une seule boucle d’eau glacée à 6°, c’est un peu comme si le chauffage n’était alimenté que par une seule boucle à 90°…!

Remarque : si les émetteurs sont équipés de vannes 2 voies pour régler leur débit, une régulation d’ensemble par la GTC (Gestion Technique Centralisée) permettrait de créer un « découpage virtuel » de l’installation et de piloter les émetteurs par groupes de locaux, en fonction de l’orientation, de l’usage, des horaires, des températures de consigne, etc…

3ème possibilité : maintenir les températures de retour les plus hautes possibles

Cette technique nécessite des éléments terminaux (comme les ventilo-convecteurs, les centrales d’air, les sous-stations, …) régulés avec des vannes deux voies (régulation par le débit). Lorsque les besoins diminuent, le débit total de la boucle diminue également. Pour maintenir la pression constante aux bornes des équipements, on utilise des pompes à débit variable pilotées soit par la température de retour qui doit toujours dépasser une certaine valeur, soit par la pression.

Par opposition à la 1ère possibilité de régulation sur sonde extérieure, on réalise ici une régulation sur boucle fermée plus fidèle aux besoins du bâtiment. Pour l’évaporateur, ce n’est plus la température de départ qui est augmentée, mais la température de retour (régime 6/14 ou 6/16 par exemple). La température moyenne de fonctionnement à l’évaporateur est augmentée, ce qui est favorable.

Remarque.

En thermique, il existe deux manières de réguler : agir sur le débit ou agir sur la température.
Moduler le débit sous-entend conserver une température constante.

En chauffage, le régime de température adopté lors du dimensionnement du matériel est élevé : généralement 90°-70°. Ceci entraîne un écart de température élevé par rapport à l’ambiance et donc des pertes de maintien élevée. On aura donc tout intérêt à réguler sur la température.

En réfrigération, par contre, le régime classique 6°-12° présente peu d’écart par rapport à l’ambiance. De plus, le débit est important (à puissance égale, il faut 4 fois plus de débit pour transporter du froid que du chaud puisque le Delta T° est 4 fois plus petit) et sa modulation est plus aisée. Si les besoins sont fort variables, on sera dès lors plus facilement tenté par une régulation sur le débit, avec une température de départ constante, une température de retour la plus élevée possible… et des économies d’énergie sur le transport de l’eau par l’utilisation d’une pompe à vitesse variable.

Cependant, un débit minimum dans l’évaporateur est requis par le constructeur, sous peine de le geler à certains endroits. L’installation devra comprendre un by-pass de recyclage.

Améliorer la régulation de puissance du compresseur

Vérifier la surpuissance éventuelle

Pour vérifier l’ordre de grandeur de la puissance installée, un ratio (très approximatif !) de 100 W/m² peut situer les besoins d’un immeuble de bureaux. La puissance totale du bâtiment ainsi trouvée sera multipliée par 2/3 pour tenir compte de la non-simultanéité des besoins. On peut en déduire un éventuel surdimensionnement qui renforce le besoin de découpage de la puissance.

Attention : il est possible que le gestionnaire souhaite un dédoublement de la puissance pour des raisons de sécurité (on place alors 2 machines au lieu d’une, ou deux compresseurs de 100% de la puissance raccordés sur des condenseurs indépendants). L’essentiel est alors de vérifier qu’ils ne s’enclenchent pas tous les 2 à la relance du matin pour 15 minutes…

La machine frigorifique s’adapte mal aux bas régimes…

Une diminution de 25 % de la puissance frigorifique du groupe ne réduit la puissance électrique absorbée que de 10 % en moyenne !

Il est donc préférable que le compresseur soit découpé en plusieurs niveaux de puissances (par exemple, via un découpage en plusieurs compresseurs).

De plus, l’enclenchement d’un grand groupe peut générer une pointe de puissance électrique importante. Ce sera particulièrement coûteux si l’enclenchement se fait en hiver, alors que le bâtiment est sous le tarif horosaisonnier !

Si l’idéal est la régulation par variation de vitesse du compresseur, la mise hors-service de cylindres est une méthode assez répandue parmi les techniques de modulation de la puissance sur une installation existante.

En pratique une vanne magnétique est posée sur la tête de culasse, ce qui rend inopérant un des cylindres qui travaille dans le vide.

Avantage : pour éviter les pointes de courant de démarrage, il est possible de démarrer à vide le compresseur.

Inconvénients

Ce réglage est énergétiquement moins favorable; les cylindres tournant à vide ont pour conséquence que, pour une puissance de réfrigération de 50 %, par exemple, la machine absorbe encore environ 65 % de la puissance d’entraînement.

La variation de la puissance n’est pas continue (sauts de puissance).

L’usure de la machine est pratiquement identique à vide ou en charge.

Mais toute intervention sur une installation existante doit avoir l’aval du constructeur (par exemple, un abaissement de vitesse peut modifier dangereusement le régime de lubrification).

Concevoir

Pour plus de détails, consultez le choix de la régulation de la machine frigorifique.

Créer un ballon tampon

En effet, le ballon tampon amplifie l’inertie thermique de l’installation, ce qui prolonge la durée de fonctionnement des compresseurs. Il permet de résoudre le problème de l’anti-court cycle (c’est à dire la temporisation du démarrage si l’installation vient de s’arrêter) et de prolonger la durée de vie du matériel en diminuant le nombre de démarrages par heure ou par jour.

On sera attentif à la position de la sonde de régulation par rapport au ballon. Par exemple, réguler le compresseur en fonction de la température du ballon-tampon lui-même est une bonne solution. En tous cas, la sonde ne doit pas se trouver en amont du ballon. Lorsque l’utilisateur démarre, le train de chaleur qu’il génère dans l’évaporateur doit être absorbé par le ballon avant que la sonde ne le détecte.

Ainsi l’inertie du ballon aura bien été valorisée.

On dimensionne un ballon tampon de telle sorte que son stockage corresponde à 5 à 10 minutes de la consommation en eau glacée.

Supprimer la régulation par injection des gaz chauds

Le réglage par « injection des gaz chauds« , doit être qualifié de « pur anéantissement d’énergie ». Dans ce cas, la puissance absorbée reste la même lorsque la puissance de réfrigération diminue. De plus, il provoque un échauffement du moteur. Dans la mesure du possible, il faut mettre ce système hors service dans les installations existantes.

La régulation par « injection des gaz chauds » est une aberration, puisque pour maintenir le débit constant dans l’évaporateur, on « fait fonctionner le compresseur sur lui-même ». Mais cette technique évite tout risque de gel dans l’évaporateur.

Comparaison : imaginons une pompe qui vide un réservoir « bas » vers un réservoir « haut ». De peur du risque qu’elle se désamorce si elle n’a plus assez d’eau à pomper, on lui réinjecte de l’eau venant du réservoir « haut ». Ainsi elle peut continuer à fonctionner sans problème !

L’injection de gaz chauds est rencontrée en climatisation sur des groupes avec un compresseur n’ayant pas de système interne de régulation de puissance, sur des petits chillers et des systèmes à détente directe (roof-top, par exemple) : c’est absolument à proscrire.

Cette technique est présente sur le terrain puisque voici ce que nous a écrit un installateur frigoriste à ce sujet :

« Il est vrai qu’en terme de régulation le principe est évidemment à proscrire, mais il est très fréquent que nous utilisions l’injection de gaz chauds lorsque nous intervenons chez des clients qui ont très peu soin de leur installation : batteries ou filtres d’évaporateurs pas nettoyés.

Ceci afin d’éviter la formation de givre important sur les batteries,… et les problèmes d’écoulement qui s’en suivent (les bacs d’écoulement de certaines marques de climatiseurs ne peuvent contenir ce flux massif d’eau, ainsi que les pompes de relevages de condensats qui ne sont pas prévues pour évacuer autant d’eau, d’où les débordements).

Nous utilisons également l’injection de gaz chauds lorsque nous installons une unité extérieure sur deux unités intérieures et que nous n’avons pas affaire à des compresseurs inverter ou à deux compresseurs dans l’unité extérieure. Ces réalités sont très fréquentes car le coût d’installation est un critère de choix pour le client final. Nous le mettons toutefois en garde du très mauvais rendement énergétique lorsque seule une unité intérieure sur les deux est utilisée. En prévoyant l’injection de gaz chaud sur ce type d’installation, nous savons que, heureusement, dans la majeure partie du temps d’utilisation de la climatisation, les deux unités intérieures sont utilisées en même temps (chaque circuit d’unité intérieure est muni d’une vanne magnétique). »

Quels sont les indices de l’existence d’une telle régulation ? On aura des soupçons si l’on constate que le compresseur ne s’arrête pratiquement jamais. Et on vérifiera alors s’il y a présence d’équipements raccordant la haute pression (sortie compresseur) et la ligne d’aspiration (entrée évaporateur). Ensuite, on appelle le frigoriste !

Alternatives

Il faut absolument la remplacer, idéalement par la vraie solution actuelle, la variation de vitesse du compresseur (INVERTER). L’investissement est plus élevé bien sûr, mais l’économie d’énergie résultante permet d’amortir facilement l’investissement.

Une modulation de puissance par l’usage de solénoïdes pour délester certains cylindres permet des économies substantielles (consulter un frigoriste).

À défaut, prévoir 2 à 3 plus petites machines en centrale.

Augmenter le seuil de pression de déclenchement du compresseur

Si le compresseur déclenche régulièrement par période de forte chaleur, c’est suite au pressostat HP (Haute Pression) : la condensation se fait à trop haut niveau de pression.

Si le fabricant l’autorise, il vaut mieux augmenter le seuil de pression de déclenchement du compresseur. La machine frigorifique pourra alors continuer à fonctionner, tout en donnant temporairement une puissance frigorifique plus faible que sa valeur nominale. L’inconfort résultant sera limité.

On étudiera également si ce n’est pas le condenseur qui est sous-dimensionné par rapport au compresseur : une augmentation de surface de condensation améliorera le rendement toute l’année.

Une supervision par régulation numérique

La régulation numérique (ou digitale) est en plein essor ces dernières années.

Cette fois, ce n’est plus le câblage qui va déterminer les séquences mais bien le programme inclus dans l’automate programmable ou le régulateur du groupe.

Il s’agit en fait une gestion globale du système qui vient se superposer à celle des équipements frigorifiques.

La régulation d’ensemble en sera fortement améliorée :

possibilité de modifier les points de consignes, les horaires de fonctionnement, …. à distance,
création d’alarme avant que les conséquences ne soient perçues de l’occupant,
possibilité de réaliser un délestage du groupe au moment de la pointe ¼ horaire du bâtiment,
visualisation meilleure du fonctionnement par mesure des pressions et des températures tout au long du cycle (via l’historique enregistré),
estimation des performances, de l’énergie consommée, …

Exemples.

Chez Delhaize, on met en place un délesteur de charge sur les groupe frigorifiques de telle sorte que ceux-ci ne s’enclenchent pas simultanément au démarrage des fours à pain, lorsque le bâtiment est en période de pointe électrique. L’inertie des équipements frigorifiques est telle que l’arrêt de quelques minutes ne pose pas de difficulté majeure. Et l’économie tarifaire est appréciable !
Certains régulateurs peuvent abaisser la température de consigne durant les 2 dernières heures de nuit. Les produits stockés « emmagasinent » du froid, ce qui permet de retarder l’enclenchement au tarif de jour. À noter que ce système augmente légèrement la consommation d’énergie mais permet des économies financières.

Améliorer le fonctionnement du condenseur et de la tour de refroidissement

Principe de base : abaisser la température de condensation

Abaisser la température de condensation, c’est abaisser le niveau de pression à la sortie du compresseur, c’est donc diminuer le travail de celui-ci et l’énergie qu’il consomme. On considère qu’abaisser la température de condensation de 1°C génère environ 3 % d’économie.

Abaisser la température de l’air extérieur

L’emplacement du condenseur doit éviter un réchauffement local de l’air. Par exemple, un condenseur placé sur une toiture couverte de roofing noir entraînera une surchauffe locale de l’air de plusieurs degrés en période d’ensoleillement … Le fait de répandre du gravier blanc sur la toiture et sous le condenseur sera favorable.

L’emplacement du condenseur devra éviter un ensoleillement direct de l’échangeur. Si le placement à l’ombre est impossible, le placement d’un système d’ombrage permettra d’abaisser le niveau de température.

Eviter la recirculation de l’air aspiré

Si le condenseur est situé trop prêt d’une paroi, l’air expulsé par le ventilateur centrifuge risque d’être rebouclé vers l’aspiration : de l’air chaud se mélange à l’air froid, la température de l’air d’aspiration augmente, … de même que la température de condensation.

Comment s’en rendre compte ? En se plaçant entre la paroi et le condenseur lorsque celui-ci est à l’arrêt. Au démarrage du condenseur, on ne peut sentir l’arrivée de chaleur. À défaut, on utilisera la poire à fumée.

Favoriser l’échange de chaleur

Valeur test

Par un nettoyage régulier des ailettes (condenseurs à air), tout particulièrement à l’automne, avec la chute des feuilles. Nettoyage à l’air comprimé (si l’épaisseur des ailettes est inférieure à 0,15mm), ou à l’eau à faible pression si présence de boues (attention à la fragilité des ailettes, diriger le jet bien perpendiculairement au condenseur).

Par un détartrage régulier des conduites (condenseurs à eau). Si une tour ouverte est installée, un adoucisseur d’eau s’impose.

Améliorer

Pour plus d’infos sur les mesures de maintenance à mettre en œuvre.

Modifier la régulation du condenseur

Nous devrions avoir des excellents rendements dans nos régions où les canicules sont rares ! La température extérieure avoisine les 12 à 20°C lorsque la clim est en route. La température de condensation devrait être de l’ordre 24 à 32°C. Mieux, certains locaux à charges internes importantes (par exemple, les salles informatiques) doivent être aussi climatisés en mi-saison ou encore en hiver. Dans ce cas, lorsque la température de l’air extérieur diminue, la capacité de refroidissement du condenseur augmente.

En théorie, c’est tout bénéfice pour le compresseur qui a moins de mal à travailler !

Et pourtant …

Problème avec les détendeurs thermostatiques

Le constructeur souhaite qu’une différence de pression minimale existe au niveau du détendeur, pour assurer une quantité de débit de fluide frigorifique suffisante dans l’évaporateur. C’est la Haute Pression qui pousse le réfrigérant à travers l’orifice de la vanne du détendeur. Il en résulte, avec une haute pression trop faible, que l’alimentation en réfrigérant est insuffisante, particulièrement au démarrage. Le compresseur aspire mais il est sous-alimenté.

La basse pression devient aussi insuffisante et le groupe se met en sécurité Basse Pression. Mais comme cette sécurité est à réenclenchement automatique, le groupe « pompe », se fatigue et finalement déclenche par son thermique.

Avec un détendeur thermostatique, il est donc nécessaire de maintenir une Haute Pression suffisamment élevée. Dès lors, le constructeur impose une pression minimale, côté HP, à la sortie du condenseur (par exemple 12 bars pour le R22).

Ce problème est renforcé en hiver… Si l’air est à 0°C, la surface d’échange devient excessive. De plus, on n’aura plus besoin de la pleine puissance frigorifique. De sorte que le condenseur sera largement surdimensionné pendant les périodes froides.

S’il fait plus froid dehors, le constructeur va diminuer le débit d’air de refroidissement (en arrêtant l’un ou l’autre ventilateur, par exemple), mais il va maintenir le niveau de pression ! en fait, la régulation des ventilateurs sera réalisée sur base du pressostat HP.

Il y a économie sur le ventilateur… mais pas sur le compresseur !

Première amélioration : travailler avec un ventilateur à vitesse variable ou une cascade de ventilateurs

Supposons que le ventilateur du condenseur fonctionne en tout ou rien, avec l’exigence constructeur de maintenir les 12 bars minimum.

Par exemple, il s’enclenche lorsque la pression monte à 16 bars et déclenche lorsque la pression descend à 12 bars. Ceci entraîne des cycles on-off « rapides » (+/- 2 min.) et une « fatigue » du moteur. En plus la mise en route brutale du ventilateur provoquera une chute soudaine de la pression et de la température de condensation. Ceci provoque à son tour une ré-évaporation du liquide resté à la même température. Les bulles de vapeur provoqués par ce phénomène peuvent perturber le bon fonctionnement du détendeur et donc de l’installation (« flash gaz »).

Si par contre, on utilise un ventilateur à vitesse variable (moteur spécial ou régulateur de vitesse de rotation externe), en plus de la réduction de consommation du ventilateur, on optimisera le fonctionnement du compresseur qui restera régulé à 12 bars (dès que la pression augmente, le ventilateur accélère; et si la charge augmente encore, c’est la pression qui augmente naturellement).

Si le condenseur dispose de plusieurs ventilateurs, on obtient un résultat similaire à partir d’une mise en cascade des ventilateurs, via un pressostat à plusieurs étages. Cette fois, la pression de condensation est stable, ce qui évite la formation de bulles de gaz à l’entrée de l’évaporateur.

Remarque : installer la vitesse variable sur les ventilateurs existants peut demander le remplacement du moteur du ventilateur.

Cas particulier

Comme le condenseur est entièrement à l’extérieur, par très basse température, c’est toute la masse métallique qui est à 0°C et, même clapets complètement fermés, le réfrigérant se condense à trop faible pression. Il faut dans ce cas rendre inopérants un certain nombre de tubes.

Pour les rendre inopérants, il suffit de remplir d’office certains tubes avec du réfrigérant liquide. Ce réfrigérant liquide sera sous-refroidi mais la surface d’échange utile du condenseur ayant fortement diminué, il ne pourra en condenser trop. Ce remplissage est obtenu par une vanne à 3 voies fonctionnant automatiquement et branchée sur un réservoir auxiliaire de réfrigérant.

Comme il faut une certaine quantité de liquide pour remplir ces tubes, il y a lieu de prévoir un réservoir et une quantité de réfrigérant suffisamment grande.

Exemple.

Un climatiseur devant fonctionner pour des températures extérieures inférieures à 17°C doit être équipé d’un ventilateur de condenseur à vitesse variable. La diminution de vitesse du ventilateur est alors commandée par un pressostat ou un thermostat placé sur le condenseur. La puissance d’échange de celui-ci est ainsi maintenue constante quelle que soit la saison.

Au minimum, le fonctionnement du ventilateur sera commandé en tout ou rien. Idéalement la vitesse sera modulée, soit en continu, soit par paliers.

Deuxième amélioration : travailler avec un détendeur électronique

Si le détendeur thermostatique travaille généralement avec une température minimale de condensation de 35°C, le détendeur électronique peut travailler avec une température minimale de condensation de 20°C !

Détendeur électronique.

Il est plus cher à l’investissement, mais ce prix est largement récupéré par l’usage de l’installation.

De plus, la présence d’un détendeur numérique permet d’optimiser la température de condensation en fonction de la charge du compresseur.

Exemple.

Voici la séquence prévue par un constructeur de régulation :

A 100 % de puissance, l’écart « température de condensation – fluide de refroidissement » est choisi à 12 K.

A 0 % de puissance, l’écart est de 4 K : la consommation du compresseur est diminuée par la baisse de pression de condensation et le ventilateur adaptera sa vitesse de rotation pour maintenir cette consigne. L’écart n’est pas de 0 K, car les ventilateurs tourneraient tout le temps.

Exemple

si la T°ext = 30°C et Travail compresseur = 25 %, la T°condensation = 36°C
si la T°ext = 30°C et Travail compresseur = 50 %, la T°condensation = 38°C
si la T°ext = 20°C et Travail compresseur = 25 %, la T°condensation = 26°C

si la T°ext = 10°C et Travail compresseur = 25 %, la T°condensation = … 20°C car c’est la valeur minimale de condensation.

Remarque.

Adopter une température minimale de condensation de 20°C suppose que le sous-refroidissement soit suffisamment élevé.

A défaut, la moindre perte de charge sur le tracé va provoquer une vaporisation dans le condenseur (« flash-gaz »). C’est parfois un problème rencontré lorsqu’il faut remonter plusieurs mètres avec la tuyauterie.

Pour s’en prémunir, il est possible de sous-refroidir volontairement le liquide par la création d’une zone de sous-refroidissement dans le condenseur (voir figure), ou en plaçant un échangeur à plaques sur le liquide (à la sortie).

Régulation de la tour de refroidissement d’un condenseur à eau

La tour de refroidissement est commandée suivant la même logique : maintenir constante la température de l’eau de refroidissement du condenseur.

Classiquement, on retrouvera une régulation par vanne 3 voies diviseuse : l’eau de sortie du condenseur est partagée entre l’échangeur de la tour et le retour vers le condenseur. Si ce système permet de conserver le débit constant dans le condenseur (ce qui limite le dépôt de sédiments), il est peu efficace au niveau des ventilateurs : ceux-ci tournent en permanence, quels que soient les besoins de refroidissement. Or le coût de fonctionnement des ventilateurs est loin d’être négligeable…

Aussi est-il préférable de concevoir une installation qui régule d’abord sur le nombre et la vitesse des ventilateurs (ventilateur à 2 vitesses, ou idéalement, ventilateur à vitesse variable), pour ensuite affiner en modulant sur la position de la vanne diviseuse.

N’oublions pas que toute l’installation de climatisation est dimensionnée pour les jours de canicule. Hélas, ces jours sont rares dans nos contrées…! Il est donc facile d’imaginer que les besoins réels moyens seront largement en dessous des puissances de dimensionnement.

Réduire la vitesse du ventilateur de moitié, c’est diviser sa consommation par 8 !

Enfin, tout utilisateur d’une tour de refroidissement qui utilise celle-ci en hiver doit se poser la question de la pertinence de refroidir l’eau glacée sans intervention de la machine frigorifique : c’est la technique du free-chilling.

Placer des compteurs sur l’installation existante

Placer un compteur horaire sur l’installation en prévision de son remplacement futur !

Toutes les installations sont surdimensionnées. Or un camion consomme toujours plus qu’une camionnette… Si l’on sait en plus que le fonctionnement d’un compresseur à faible charge est toujours difficile, il est vraiment utile de mesurer le fonctionnement moyen actuel.

La mise en place d’une installation de puissance adéquate et d’une régulation performante demande de connaître la puissance effective nécessaire en fonction des saisons. Aussi, on placera un simple compteur horaire sur l’alimentation électrique du compresseur pour connaître le temps de fonctionnement et donc la puissance moyenne demandée. Avec quelques relevés lors des opérations de maintenance, le concepteur pourra mieux choisir la nouvelle machine frigorifique, lors du remplacement de la machine actuelle.

Si l’installation doit vaincre les apports d’une machine spécifique à enclenchement discontinu, la puissance moyenne peut être trompeuse : à certains moments, c’est la puissance totale qui est demandée, et zéro le reste du temps… Mais ce problème est surtout rencontré en secteur industriel. Idéalement, on enregistrera la puissance demandée, en relevant en parallèle la source des apports thermiques.

Prévoir dès le départ la mesure du COP de l’installation :

Pour la bonne gestion future d’une grosse installation, on peut imaginer de placer un compteur d’énergie sur l’eau glacée et un compteur électrique sur le compresseur (coût de l’ordre de 5 000 Euros). Il sera alors possible d’imposer un COP moyen annuel minimum à la société de maintenance… en laissant celle-ci se débrouiller pour y arriver. Un remboursement de la différence peut être prévu comme pénalité en cas de non-respect.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Augmenter l’isolation thermique de la toiture plate

Comment isoler une toiture existante non isolée ?

Le plus souvent possible on réalisera une toiture chaude en plaçant l’isolant en sandwich entre 2 étanchéités (le pare-vapeur en dessous et la membrane au-dessus).

Lorsque la membrane d’étanchéité existante est encore suffisamment bonne pour servir de pare-vapeur, et lorsqu’elle est encore suffisamment accrochée au support pour assurer la stabilité au vent du complexe de couverture si celui-ci n’est pas lesté, on peut la conserver.

On fait ainsi l’économie du pare-vapeur et du démontage de l’ancienne membrane d’étanchéité.

On peut également poser l’isolant au-dessus d’une membrane d’étanchéité existante, on réalise ainsi une toiture inversée.

On préférera la toiture chaude à la toiture inversée pour sa facilité d’entretien, particulièrement lorsque l’environnement est fortement boisé (chute des feuilles, germination et développement de plantes).

On devra également réaliser une toiture chaude lorsque le lestage du complexe isolation-étanchéité n’est pas possible à cause du manque de portance du support.

La toiture inversée peut être envisagée :

lorsque la membrane d’étanchéité existante est récente et peut être récupérée (économie d’une nouvelle membrane d’étanchéité),
lorsque le support tolère la charge du lestage,
lorsque les rives du toit sont suffisamment hautes pour déborder d’au moins 5 cm le bord supérieur des panneaux isolants,

et lorsque la forme de la toiture n’est pas trop compliquée (impossibilité de réaliser des remontées de l’isolant d’une toiture inversée).

Dans le cas d’une toiture inversée, on veillera à ce que le support ait une masse d’au moins 300 kg/m² (+/- 13 cm de béton armé) afin de parer au risque de condensation du fait de l’eau de pluie froide.
L’eau qui s’infiltre sous l’isolant entraîne des déperditions calorifiques. Le déphasage entre le début des précipitations et la chute maximale de la température en sous-face du plafond augmente en fonction de l’inertie thermique qu’offre le support. Si celle-ci est importante, la suspension de la fonction isolante ne se fait sentir que très progressivement et retarde l’apparition de la condensation de surface. Dans le cas contraire, le risque augmente.
Les toitures inversées de type léger (tôles profilées par exemple) sont sujettes après quelques minutes à des phénomènes de condensation en sous-face lorsque des précipitations coïncident avec des humidités relatives élevées à l’intérieur du local.

La somme des résistances thermiques des couches situées sous l’étanchéité ne peut excéder 30 % de la résistance thermique globale, sinon le point de rosée risque de se trouver sous la membrane d’étanchéité avec comme conséquence, de la condensation interne.

Que faire d’une toiture isolée par l’intérieur ?

C’est le cas lorsque la toiture est une toiture froide, lorsque l’isolant se trouve accroché sous le support ou lorsqu’il existe un faux plafond isolant sous la toiture.

Toiture froide.

Isolation sous le support.

Faux plafond isolant.

Étant donné la difficulté de réaliser un pare-vapeur continu, la vapeur d’eau de l’ambiance risque de former de la condensation dans la toiture. De plus, le support est soumis aux chocs thermiques.

Si la toiture est suffisamment isolée, que l’usage des locaux n’est pas modifié et qu’aucun désordre (fissures, humidité, …), y compris interne, ne se manifeste, on peut éventuellement conserver le système existant.

Lorsque dans le cadre d’une rénovation, l’isolation d’une toiture froide existante doit être renforcée, il faut transformer cette toiture en toiture chaude et enlever l’isolant ancien.

Dans les deux autres cas (isolation sous le support ou faux plafond isolant) c’est à dire lorsqu’il n’y a pas de ventilation d’air extérieur entre l’isolant et le support, si l’usage des locaux n’est pas modifié et qu’aucun désordre interne ou externe ne se manifeste, l’isolation peut être renforcée en conservant l’isolant et en ajoutant une nouvelle toiture chaude (pare-vapeur + isolant + étanchéité) sur la toiture existante.
Lorsque la membrane d’étanchéité existante est encore suffisamment bonne pour servir de pare-vapeur, et lorsqu’elle est encore suffisamment accrochée au support pour assurer la stabilité au vent du complexe de couverture si celui-ci n’est pas lesté, on peut la conserver. On fait ainsi l’économie du pare-vapeur et du démontage de l’ancienne membrane d’étanchéité.

Il sera, en général, plus difficile de transformer la toiture froide en toiture inversée, car les supports des toitures froides sont souvent légers et ne supportent pas l’augmentation du poids du lestage nécessaire.

Que faire si un faux plafond est nécessaire ?

Si le faux plafond est ajouré et n’est pas isolé, il ne contribue en rien à l’isolation thermique du complexe de toiture. Il ne provoquera aucun problème de condensation.

Si le faux plafond est muni d’un matelas isolant, il risque d’y avoir de la condensation sur la face inférieure du support de la toiture dans certaines conditions d’utilisation des locaux sous-jacents. L’isolant du faux plafond doit idéalement être retiré.

Toutefois, si pour des raisons d’efficacité acoustique le matelas ne peut être enlevé, on s’arrangera pour que son épaisseur soit la plus faible possible, et on rapportera sur la toiture une épaisseur d’isolation supplémentaire pour déplacer le point de rosée au-dessus du pare-vapeur.

La somme des résistances thermiques des couches situées sous le pare-vapeur ne peut excéder 30 % de la résistance thermique globale, sinon le point de rosée risque de se trouver sous le pare-vapeur avec comme conséquence, de la condensation interne.

Comment renforcer l’isolation thermique d’une toiture chaude ?

Lorsque l’isolant de la toiture existante est pris en sandwich entre 2 étanchéités (le pare-vapeur en dessous et la membrane au-dessus), on appelle cela une toiture chaude.

Il se peut que l’isolation de cette toiture soit insuffisante parce que :

soit l’épaisseur de l’isolant est insuffisante en fonction de nouvelles exigences URE,
Soit, l’isolant est dégradé (humidité, écrasement, rupture, délaminage, retrait excessif…) et n’assure plus sa fonction.

Il convient alors de l’améliorer.

1. Si l’isolant est dégradé :

L’étanchéité et l’isolant doivent être complètement enlevés.

Le pare-vapeur peut être conservé sauf s’il est mal accroché ou si le support lui-même est dégradé, il peut servir de protection relative et provisoire du bâtiment en attendant la pose d’un nouveau système de couverture, dans le cas contraire, il doit être enlevé.

Les rives sont éventuellement adaptées à la nouvelle épaisseur d’isolant.

On réalise un nouveau système de couverture isolée, de préférence une toiture chaude, sinon une toiture inversée.

2. Si l’isolant est en bon état et bien accroché :

L’isolant est conservé ainsi que la membrane d’étanchéité, lorsque celle-ci est encore suffisamment accrochée au support pour résister au vent.

Une nouvelle toiture chaude est posée sur la couverture existante.

Lorsque la membrane d’étanchéité existante est récente et peut-être récupérée, et lorsque le support tolère la charge d’un lestage, on peut réaliser une toiture combinée en plaçant une toiture inversée sur la toiture chaude existante on réalise ainsi l’économie d’une nouvelle membrane d’étanchéité.

On préférera la toiture chaude à la toiture combinée pour sa facilité d’entretien, particulièrement lorsque l’environnement est fortement boisé (chute des feuilles, germination et développement de plantes).

On préférera également la toiture chaude lorsque le lestage du complexe isolation-étanchéité n’est pas possible à cause du manque de portance du support.

Comment renforcer l’isolation thermique d’une toiture inversée ?

Lorsque l’isolant est situé au-dessus de la membrane d’étanchéité, il s’agit d’une toiture inversée.

Il se peut que l’épaisseur de l’isolant soit insuffisante en fonction de nouvelles exigences URE.

Il faut s’abstenir d’ajouter une nouvelle couche d’isolant sur l’isolant existant, pour éviter des problèmes de condensation interne dans l’isolant (en général de la mousse de polystyrène extrudé – XPS). L’isolant existant doit donc être enlevé et remplacé par un isolant plus épais. On réalise ainsi une nouvelle toiture inversée, identique à la première mais thermiquement plus performante.

La mousse de polystyrène extrudé existe en épaisseur courante jusque 14 cm. Au-delà, une fabrication spéciale s’impose. On ne dépasse généralement pas 18 cm d’épaisseur. Pour atteindre des performances thermiques élevées, il sera nécessaire de réaliser une toiture chaude comme ci-dessous, ou une toiture combinée.

Étant donné que l’isolant existant doit de toute façon être retiré, on peut également réaliser une nouvelle toiture chaude, à plus forte raison si la membrane d’étanchéité est en mauvais état et doit être remplacée. La membrane existante peut servir de pare-vapeur, si elle est encore suffisamment bonne pour cette fonction. On fait ainsi l’économie du pare-vapeur et du démontage de l’ancienne membrane d’étanchéité.

Quelques choix en fonction de situations existantes

Cas 1

Le toit plat lesté (gravier, dalles sur plots, dalles drainantes, …), de forme pas trop compliquée et encore intact, peut être isolé économiquement en conservant l’étanchéité et en y superposant une couche de panneaux en mousse de polystyrène extrudé de façon à créer une toiture inversée, ou une toiture combinée (toiture existante déjà partiellement isolée).

Le lestage doit être retiré et remis en place.
Les fermetures et raccords doivent éventuellement être adaptés.

Il faut vérifier si le support a une masse d’au moins 300 kg/m² et si la somme des résistances thermiques des couches situées sous l’étanchéité n’excède pas 30 % de la résistance thermique globale.

Cette méthode ne découvre pas le bâtiment pendant la période des travaux.
Le toit plat non lesté dont l’étanchéité est intacte ne peut être transformé en toiture inversée que si le support de la toiture est capable de porter le lestage.

Cas 2

Lorsque l’étanchéité est intacte ou vétuste, mais qu’aucun désordre ne s’est produit. Le support (ou l’isolant dans le cas où la toiture est déjà isolée mais insuffisamment) n’ont pas été mouillés. L’étanchéité existante peut être récupérée comme pare-vapeur et l’isolant est posé sur l’ancienne étanchéité elle-même recouverte d’une nouvelle étanchéité, sur le principe de la toiture chaude.
Les couches de protection lourde seront remises en place ou, si nécessaire, remplacées pour des raisons de détérioration ou de changement d’utilisation. En cas de protection légère, l’accrochage des différentes couches devra être assuré.

Cette méthode ne découvre pas le bâtiment pendant la période des travaux.

Cas 3

Lorsque la toiture plate est dans un état de détérioration tel qu’il soit impossible de réutiliser l’une ou l’autre des couches, il faut réaliser une nouvelle toiture isolée. On préférera la pose d’une toiture chaude qui est adaptée à toutes les contraintes.

Le remplacement de la toiture met le bâtiment à découvert pendant les travaux. C’est pourquoi cet ouvrage ne doit être envisagé que s’il n’est pas possible de faire autrement (cas 1 et 2).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’emplacement des luminaires dans les salles de sports

Règles particulières à 1 sport

Dans certains sports, certaines directions de vision se présentent plus fréquemment. On peut parler de directions principales et secondaires.

Il faudra veiller à limiter l’éblouissement en évitant un flux lumineux orienté dans la direction du regard principal.

Il faudra éviter de placer des luminaires inclinés en bout de terrain. Ceux-ci seront à proscrire s’il s’agit de lampes à décharge haute pression dont la luminance moyenne est 20 à 30 fois supérieure à celle des lampes fluorescentes.

Dans le cas d’une installation avec tubes fluorescents, on placera les luminaires parallèlement à la direction principale.

Dans le même but, la norme EN 12193 recommande :

Types de sport	Recommandations pour l’emplacement des luminaires
Badminton	Aucun luminaire ne devrait se situer dans la partie du plafond située au-dessus de l’aire de jeu principale.
Nettball	Aucun luminaire ne devrait se situer dans la partie du plafond comprise à l’intérieur d’un cercle de 4 m de diamètre centré au droit du panier.
Tennis	Aucun luminaire ne devrait se trouver dans la partie du plafond située au-dessus du rectangle de marquage prolongé de 3 m derrière les lignes de fond.
Volley-ball	Aucun luminaire ne devrait se situer au plafond, au moins dans la partie directement au-dessus de l’aire du filet.

L’Afe recommande de ne pas disposer une ligne de luminaires dans l’axe longitudinal d’une surface d’évolution. Il est conseillé de préserver une bande d’environ 6 m de large, centrée sur cet axe longitudinal.

La salle omnisports

Dans la salle omnisports, les appareils d’éclairage sont disposés en même temps pour différents terrains de sport dont les tracés au sol s’entremêlent.

Les luminaires seront donc répartis uniformément de manière à éclairer tous les terrains.
Pour éviter l’éblouissement direct, on évitera de placer des luminaires inclinés. Avec des lampes à décharge haute pression, l’inclinaison est tout à fait à proscrire.

Les directions principales des différents terrains peuvent être perpendiculaires entre elles. Il n’est donc pas possible d’éviter certains emplacements comme expliqué dans « les règles particulières à un seul sport ». On peut néanmoins privilégier certains terrains et respecter au mieux les règles pour ceux-ci.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer le fonctionnement d’un climatiseur

L’emplacement du thermostat d’ambiance

La température ambiante du local conditionné est régulée au moyen d’un thermostat d’ambiance agissant sur le fonctionnement du compresseur. Le ventilateur de soufflage est soit commandé en même temps que le compresseur, soit fonctionne en continu. Ce deuxième mode de fonctionnement est plus favorable au confort car il entretient un brassage continu de l’air et prévient toute stagnation inconfortable d’air chaud ou froid. Mais il suppose que l’appareil soit de bonne qualité au niveau acoustique.

L’emplacement du thermostat joue un rôle important sur la consommation et sur le confort. Il doit être placé à un endroit représentatif de la température moyenne du local, c’est-à-dire éloigné des sources chaudes ou froides (lampe, fenêtre en été, zone ensoleillée, dans la zone de soufflage de l’appareil, …). Le placer dans le local sera donc préférable que de le placer dans la bouche de reprise.

Dans le cas contraire, il devra être étalonné.

Exemple.

Le thermostat est placé à l’extrémité d’un bureau, dans la zone d’influence du climatiseur, mais éloigné de la zone d’occupation habituelle. Lorsque celui-ci mesure 28°C, une température de 24°C règne à l’endroit où les personnes se trouvent.

Les occupants, croyant agir alors correctement, risquent d’abaisser le thermostat jusqu’à 24°C, entraînant une chute de la température ambiante inconfortable et des surconsommations inutiles.

La commande du thermostat doit donc être étalonnée pour être représentative de l’ambiance réelle.

Zones à proscrire pour l’implantation de la sonde de régulation.

1. Influence d’une source chaude.
2. Influence de l’air extérieur.
3. Influence de l’ensoleillement.
4. h < 1 m.
5. h > 2 m.
6. Influence de l’air soufflé.

L’emplacement de la commande du thermostat et sa facilité de manipulation jouera un rôle sur la gestion efficace de l’ambiance par l’occupant. Par exemple, si la commande se trouve sur l’évaporateur disposé au plafond, l’occupant ne prendra pas la peine d’ajuster la consigne de température…

La programmation des heures de fonctionnement

Au simple contrôle de la température ambiante doivent s’ajouter, pour assurer un fonctionnement économique, des fonctions de programmation de l’occupation, avec arrêt et reprise éventuellement anticipées de manière intelligente.

À défaut de programmation incorporée à l’appareil, on peut imaginer l’insertion d’une horloge hebdomadaire sur le raccordement électrique de l’équipement afin d’éviter tout usage inutile la nuit et le week-end.

Le réglage de la température de consigne

Consigne compensée en fonction de la température extérieure

En été, si l’air est calme, la zone de confort correspond à une température de l’air comprise entre 23°C et 26°C, pour des occupants en tenue légère de travail.

Idéalement, le climatiseur devrait pouvoir profiter d’une régulation de température de consigne compensée en fonction de la température extérieure. Ce lien, qui est automatisé dans les installations complètes de conditionnement d’air, doit être réalisé manuellement pour les climatiseurs.

Ainsi, un écart de 6°C maximum sera créé, afin de ne pas provoquer de « choc thermique » inconfortable lors de l’entrée dans le local.

Il revient donc à l’occupant consciencieux de modifier manuellement la consigne de température en fonction de la température extérieure. Pour des raisons d’économies d’énergie et de confort, on ne peut maintenir une consigne de température à 22°C, par exemple, si la température extérieure est de 32°C. Dans ce cas la consigne doit être ajustée à 26°C au minimum.

Création ou augmentation de la zone neutre

Si l’appareil est réversible (chaud et froid), il sera très important de réaliser une « zone neutre » de 2 à 3 degrés entre les consignes de chauffage et de refroidissement, afin d’éviter tout pompage de l’installation et de profiter du volant thermique du local.

Ci-contre, un exemple de risque de destruction d’énergie puisque les deux régulations sont indépendantes : le chauffage peut fonctionner et entraîner l’enclenchement du climatiseur situé juste au-dessus de lui.

Régulation par palier plutôt que par « ON-OFF »

La présence d’une cascade sur l’enclenchement des résistances chauffantes, la régulation progressive via par un variateur de puissance (résistance électrique) ou par une vanne (batterie à eau chaude) entraînera un meilleur confort, une stratification de températures plus faible et donc une consommation moindre. De même, une régulation à vitesse variable sur le motocompresseur sera bénéfique.

La diminution de la consommation par chaleur latente

Si +/- 80 % de la puissance frigorifique du climatiseur sert à éliminer la chaleur sensible de l’air (refroidir), de l’ordre de 20 à 25 % de sa consommation sert à l’élimination d’une partie de la chaleur latente (déshumidifier).

En fait, c’est la vapeur d’eau contenue dans l’air qui condense au contact de la batterie froide (température du fluide frigorifique < température de rosée de l’ambiance). La présence d’une conduite d’évacuation des condensats en est la conséquence…

Est-ce nécessaire ?

Le confort thermique de l’homme est peu sensible à l’humidité de l’air, du moins si le taux d’humidité relative reste compris entre 40 et 70 %.

En été, le fonctionnement du climatiseur abaissera le degré d’humidité sous 70 %, ce qui sera donc favorable au confort.

Mais l’abaissement en dessous de 65 % sera coûteux et sans impact supplémentaire sur le confort…

De plus, en hiver, si le climatiseur fonctionne en vue de combattre des apports thermiques d’équipements (ordinateurs, éclairage, … ), il risque d’abaisser le taux d’humidité sous les 40 %, entraînant l’irritation de la gorge ou des yeux. De plus, des niveaux d’humidité relative trop bas peuvent poser des problèmes pour le bon fonctionnement des imprimantes et photocopieuses (électricité statique). Un humidificateur d’appoint sera alors parfois placé !

Est-ce évitable ?

Un appareil dont la taille de l’évaporateur a été réduite au maximum fonctionne avec des températures de fluide frigorifique très basses. Ceci entraîne non seulement une surconsommation électrique, mais aussi une déshumidification encore plus importante de l’air.

Lorsque les apports de chaleur à vaincre proviennent d’équipements, il ne faut donc pas hésiter à surdimensionner l’évaporateur par rapport au condenseur. Par exemple, si les besoins frigorifiques sont de 3,5 kW, on peut choisir un évaporateur de 5 kW.

Cela dit, sur un petit climatiseur existant, il n’est pas possible de modifier le régime de fonctionnement qui est réglé d’usine. On peut seulement y être attentif si on envisage son remplacement (sur base d’une analyse des apports en eau dans le local, d’une analyse de l’importance des condensats sur l’appareil existant et de la mesure de l’humidité de l’ambiance).

Par contre, si l’armoire de climatisation est raccordée à une boucle d’eau glacée, il est possible d’agir en augmentant la température de consigne de l’eau glacée !

La maintenance régulière de l’appareil

La durée de vie du climatiseur est liée à la durée de vie du compresseur.
Il est évident que moins celui-ci travaille en dehors de ses conditions de rendement nominal, plus sa durée de vie sera longue.

Le rendement du compresseur chutera si :

La consigne de température du local est trop basse par rapport à la température de dimensionnement (24°… 26°).
Le débit d’air dans l’évaporateur est trop faible, soit parce qu’on a diminué la vitesse du ventilateur pour des questions de bruit, soit parce que les filtres sont encrassés.

Remarquons que la présence de givre sur l’évaporateur (due à une chute de la température du fluide réfrigérant sous 0°C) est un indice d’encrassement des filtres de l’évaporateur.

Le débit d’air au condenseur est trop faible, principalement à cause de l’encrassement des filtres. Dans ce cas le condenseur ne sait plus évacuer sa chaleur vers l’extérieur, la température du fluide frigorigène augmente et le travail du compresseur aussi.

Remarquons que la performance du condenseur est liée à la température de l’air extérieur. Plus celle-ci sera élevée, moins le condenseur sera efficace. Ainsi lorsque le condenseur est situé sur une toiture sombre, la température de l’air extérieur peut atteindre 40°, tandis qu’à l’ombre elle n’est peut-être que de 30°. Mais ceci doit être pensé lors de la conception.

En résumé, on peut dire que l’encrassement des filtres peut faire chuter l’efficacité frigorifique du climatiseur de 30 … 40 %. Malheureusement, cette perte de puissance ne sera constatée que lors des très grosses chaleurs (moins de 8 jours par an). Le reste de l’année (moins chaude), le climatiseur fournira le confort requis, mais au prix d’une surconsommation et en mettant en péril la vie de l’appareil. On peut estimer que la durée de vie d’un climatiseur chute de plus de 50 % s’il n’a jamais été entretenu.

Ainsi chaque mois, le filtre de l’évaporateur doit être nettoyé. Cette périodicité d’entretien est de une à deux fois par an pour le condenseur, surtout si des arbres (feuilles mortes) sont situés près de l’équipement.

Pour plus d’infos …

Concevoir	Qualitéle choix d’un climatiseur.
Améliorer	Sur les la maintenance des équipements de climatisation : « maintenance de la climatisation en général« .

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation d’un système de climatisation à eau glacée et à eau perdue

Préalable

On prend ici un comme exemple le milieu hospitalier pour effectuer cette comparaison. Plus spécifiquement, on considère un local technique de commande, de calcul et de régulation d’un scanner se trouvant dans le local adjacent. Il pourrait tout aussi bien s’agir d’un local central de laboratoire regroupant des congélateurs, d’une banque de sang au bloc opératoire, d’une banque de lait en Maternité, …Le but est de comparer les consommations et les coûts d’un système de climatisation à eau perdue par rapport à un système de puissance équivalente à eau glacée.

On prend en compte un certain nombre de données et d’hypothèses.

Données

l’apport thermique des armoires électroniques est de 3.5 kW;
les conditions de température interne sont de 23°C et externe de 35°C;
le prix du kWh électrique est de 16 c€;
le prix du m³ d’eau de ville est de 1.5 €;
le scanner fonctionne 10 heures par jour, 5 jours par semaine tout au long de l’année (soit 2600 heures par an). En considérant que l’installation frigorifique

Hypothèses

Le local technique :

est sans apport d’air neuf;
est sans occupant;
a des déperditions dans les parois constante;
a des apports internes constants (les congélateurs, les banques de sang, … fonctionnent en permanence).

Climatisation à eau perdue

La figure ci-dessous représente la configuration que l’on rencontre lorsqu’on climatise un local en eau perdue.

> Les données suivantes sont tirées d’un catalogue de fabricant.

Pour une unité dont on tire 3.5 kW froid :

le débit d’air normal est de 550 m³/h à température ambiante de 23°C et 50 % d’humidité ;
le débit d’eau perdue à 15°C en entrée et 25°C en sortie du condenseur à eau perdue est de 0.136 m³/h;
la puissance électrique absorbée du ventilateur est de 55 W;
la puissance électrique absorbée du compresseur est de 850 W;
un COP (pour une température d’ambiance de 23°C et de 15°C d’eau de ville) de l’ordre de 4.4;
un COPA évalué à 2

> Calcul de la consommation annuelle pour une puissance de 3.5 kW froid

L’énergie consommée par l’équipement [kWh]

= consommation du ventilateur + consommation du compresseur

= (Puissance du ventilateur + Puissance du compresseur) [kW] x durée de fonctionnement [heure/an] x (COPA / COP)

= (0.055 + 0.85) x 2 600 x (2 / 4.4)

= 1 069 kWh/an

> Calcul de la consommation annuelle d’eau de ville

= débit [m³/h] x nombre d’heure x (COPA/COP)

= 0.136 [m³/h] x 2 600 x (2 / 4.4)

= 160 m³/an

> Calcul du coût de consommation annuel du climatiseur à eau perdue (consommation électrique + eau perdue)

Coût annuel = 1 069 [kWh/an] x 0.16 [€/kWh] + 160 [m³/an] x 1.5 [€/m³]

= 411 €/an

Climatisation à eau glacée

La figure ci-dessous représente la configuration que l’on rencontre lorsqu’on climatise un local en eau glacée.

> Les données suivantes sont tirées d’un catalogue de fabricant

Pour une cassette plafonnière dont on tire 3.3 kW froid couplée à une unité de production de 5.7 kW (l’unité la plus petite de la gamme):

le débit d’air normal de la cassette plafonnière est de 760 m³/h;
la puissance électrique absorbée du ventilateur de la cassette est de 110 W;
la puissance électrique absorbée par le ventilateur du condenseur extérieur est de 150 W;
la puissance électrique absorbée par la pompe de circulation d’eau glacée est estimée à 20 W;
la puissance électrique absorbée du compresseur du groupe de production à charge réduite est de 1 150 W (la puissance de l’évaporateur de la machine frigorifique s’adapte à la demande de la cassette plafonnière);
un COP (pour une température extérieure de 35 °C en régime 7/12°C de l’ordre de 3;
un COPA évalué à 1.5.

> Calcul de la consommation annuelle pour une puissance de 3.5 kW froid

L’énergie consommée par l’équipement [kWh]

= consommation (ventilateur extérieure + compresseur + ventilateur de la cassette + pompe)

= (Puissance du ventilateur extérieur + Puissance du compresseur + Puissance du ventilateur de la cassette + Puissance de la pompe) [kW] x durée de fonctionnement [heure/an] x (COPA/COP)

= (0.150 + 1.15 + 0.11 + 0.02 ) [kWh] x 2 600 [heures] x (1.5 / 3)

= 1 859 kWh/an

> Calcul du coût de consommation annuel de l’installation (consommation électrique)

Coût annuel = 1 859 [kWh/an] x 0.16 [€/kWh]

= 297 €/an

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Récupérer la chaleur au condenseur de la machine frigorifique [Concevoir – Froid alimentaire]

Principe de fonctionnement

Une machine frigorifique transfère de la chaleur extraite d’une chambre froide, d’un meuble frigorifique ouvert, … vers l’extérieur. Il semble dès lors logique de tenter de récupérer la chaleur sur le condenseur de la machine frigorifique.

Fonctionnement du condenseur

En principe, trois opérations successives se passent dans le condenseur de la machine frigorifique :

Evolution des températures du fluide frigorigène et du fluide de refroidissement.

Dans une machine frigorifique, les gaz qui sont expulsés par le compresseur en fin de compression sont à très haute température (de 70 à 80°C). On dit qu’ils sont surchauffés. Comme la condensation se fait à une température largement inférieure (aux alentours de 40°C, par exemple), une quantité de chaleur va devoir être évacuée des gaz surchauffés pour les amener à leur température de condensation qui correspond à la pression de refoulement (dite pression de condensation). C’est la désurchauffe.
Puis lors de la condensation elle-même, une importante quantité de chaleur va aussi devoir être évacuée pour liquéfier (si possible complètement) le fluide frigorigène gazeux.
Enfin, si les conditions des échanges thermiques dans le condenseur le permettent (température du fluide refroidisseur suffisamment basse, débit du médium de refroidissement suffisamment important), le liquide condensé va subir le sous-refroidissement, ce qui améliore le rendement de l’évaporateur.

Récupération de l’énergie

Dans certains cas, on pourrait envisager de récupérer cette énergie pour chauffer de l’eau ou de l’air, au lieu de la gaspiller en pure perte :

si on a des besoins en eau chaude sanitaire de température pas trop élevée (45° à 50°C);
si on a des besoins de chauffage pour des allées froides, des locaux contigus, …
si on veut éviter ou diminuer la puissance de climatisation du local des machines, ou faire des économies d’énergie sur ce poste;
si on veut participer à la lutte contre le réchauffement global de l’atmosphère.

La récupération de l’énergie du côté des condenseurs suppose évidemment des investissements supplémentaires par rapport à des machines classiques plus simples :

des échangeurs de condenseurs adaptés;
des réservoirs-tampons pour l’eau chaude sanitaire ou de chauffage;
une disposition plus compliquée des tuyauteries;
une bonne évaluation des pertes de charge dans les tuyauteries;
une régulation complète permettant le contrôle correct de toute l’installation, y compris des récupérateurs.

Étant donné les spécificités inhérentes à chaque projet, le rapport entre l’investissement et les économies d’énergie doit faire l’objet de calculs adaptés, à demander aux auteurs de projet. Il faut en effet considérer ensemble la machine frigorifique et les appareils de production d’eau chaude sanitaire ou de chauffage.

Le bilan doit prendre en compte :

l’apport d’énergie « gratuite » par la machine frigorifique,
le fait que l’on doit quand même disposer, en plus des récupérateurs, d’une puissance installée suffisante pour pallier les périodes où la machine frigorifique ne fonctionne pas,
la pénalisation énergétique apportée toute l’année par l’échangeur supplémentaire,
le cas où le condenseur de la machine frigorifique doit assurer à lui seul, l’évacuation de toute la chaleur (lorsqu’il n’y a pas de besoin d’énergie dans les récupérateurs, ou quand ces derniers sont arrivés à leur consigne maximale de température).

Exemple d’application très intéressante

Le plus logique est de récupérer la chaleur sur le condenseur à air pour chauffer directement l’air d’un local. Ainsi, un supermarché Delhaize à Bruxelles évacue la chaleur du condenseur du groupe frigorifique (armoires de congélation) en créant un rideau d’air chaud à l’entrée du magasin. En été, la chaleur est déviée en toiture par un clapet.

Application au chauffage du magasin ou des annexes par l’air

Le moins qu’on puisse dire, c’est que les idées de manquent pas quant à la récupération de la chaleur des condenseurs afin de chauffer l’ambiance des magasins directement ou des annexes indirectement.

La question traditionnelle qui revient dans les discussions est la suivant : « j’ai déjà payé mon électricité pour garder à basse température mes aliments, que puis-je faire de la chaleur des condenseurs ? C’est quand même idiot de la rejeter à l’extérieur en période froide alors que je dois en plus chauffer mon magasin ! ».

On se propose d’analyser, de manière théorique, différents cas souvent rencontrés dans les magasins d’alimentation, à savoir :

Des meubles frigorifiques fermés avec le rejet de la chaleur de condensation dans l’ambiance du magasin et un appoint venant d’une chaudière traditionnelle.
Des meubles frigorifiques fermés avec le rejet de la chaleur de condensation à l’extérieur du magasin et le chauffage du magasin venant d’une chaudière traditionnelle.
Des meubles frigorifiques ouverts avec le rejet de la chaleur de condensation dans l’ambiance du magasin et un appoint venant d’une chaudière traditionnelle.
Des meubles frigorifiques ouverts avec le rejet de la chaleur de condensation à l’extérieur du magasin et le chauffage du magasin venant d’une chaudière traditionnelle.

Ici, on analyse les consommations énergétiques finales et primaires ainsi que le bilan CO₂des différentes configurations en tenant compte des valeurs de rendement et d’efficacité énergétiques des équipements :

La chaudière présente un rendement saisonnier sur PCI (Pouvoir Calorifique Inférieur) de 0.90 (valeur de la CWaPE ou Commission Wallonne Pour l’Énergie).
Le rendement global des centrales belges est de 55 % (selon la CWaPe). Dans cet exercices, on se place dans une situation défavorable, à savoir que le rendement moyen belge des centrales (en tenant compte du rendement des centrales nucléaires) est plutôt de 38 %.
1 kWh de gaz consommé représente 251 g de CO_{_2.}
Le prix actuel du gaz est estimé à 0.05 €/kWh PCI.
Le prix de l’électricité est évalué à 0.11 €/kWh.

Sur base du principe :

« La véritable économie d’énergie est celle que l’on ne consomme pas ! »

On ne recommandera jamais assez de fermer les meubles frigorifiques tout en rappelant qu’un meuble de 1 mètre de largeur (1 mètre linénaire) peut être comparé à un radiateur qui échangerait par convection et rayonnement de l’ordre de 800 W et représente les 2/3 de la demande de froid au niveau de l’évaporateur.

Il est sûrement l’heure de rappeler aussi que l’on a atteint le paradoxe de la chaîne alimentaire froide. En effet, on en arrive, depuis un certain temps, à réchauffer les « allées froides » des magasins et ce afin d’assurer le confort des clients.

« C’est une aberration énergétique criante ! »

Pour bien illustrer ce petit « coup de gueule », l’étude simplifiée qui suit montre les effets conjugués du succès des meubles frigorifiques d’ouverture de plus en plus imposante avec les effets négatifs qui vont de paire, à savoir :

le risque accru pour la conservation de la chaîne du froid;
l’inconfort évident des « allées froides ».

Incorfort dans les allées froides.

Les principales valeurs de déperdition thermique du magasin en régime établi sont les suivantes :

Les déperditions au travers des parois et des entrées du magasin sont de 12 kW.
La puissance frigorifique nécessaire pour maintenir à température les denrées en froid positif est de 2 x 8 mètres linéaires (superette par exemple) de meubles linéaires ouverts représentant de l’ordre de 2 x 10 kW de froid à 4°C (température d’évaporation fixée à – 10°C).

Configuration 1 : meubles fermés, condenseurs dans une enceinte isolée

La configuration étudiée est la suivante :

Si les meubles frigorifiques de 2 x 10 kW sont équipés de portes vitrées au niveau des ouvertures, ils ne nécessitent plus que 2 x 3 kW de froid à l’évaporateur. En effet, sur base de l’étude du bilan thermique des meubles ouverts, les pertes par l’ouverture représentent de l’ordre de 66 % de la puissance disponible à l’évaporateur. En fermant ces ouvertures, la puissance nécessaire à l’évaporateur est de l’ordre de 2 x 3 kW. Pour le besoin du calcul énergétique, les compresseurs de 2 x 10 kW sont remplacés par des compresseurs 2 x 3 kW.
Les groupes de froid sont incorporés dans les meubles et la chaleur évacuée par les condenseurs est réintroduite dans le magasin pour assurer le confort des clients (dans les allées froides par exemple). Il est clair que ce type de configuration, comme on le verra par la suite, est la moins mauvaise des solutions par rapport aux consommations énergétiques primaires (consommations à la centrale pour l’électricité et consommations de gaz pour la chaudière).
La température de condensation des groupes condenseurs en interne est de l’ordre de 50°C afin de pouvoir chauffer l’air aux environs des 40°C pour une température d’air d’entrée au condenseur de 32°C. Le coefficient de performance du groupe condenseur est de 1.66 d’après un constructeur de machine frigorifique (COP’s équivalents donnés par « Bitzer software » de BITZER et « select 6 » de COPELAND).
La chaudière ne donne pas d’appoint de chaleur car, pour les besoins de l’exercice, on s’arrange pour avoir de faibles déperditions au travers des parois de l’enveloppe par une bonne isolation, un contrôle de la ventilation hygiénique, …

Schéma

Performance des équipements

Le bilan thermique montre que le rejet de 9,6 kW dans l’ambiance du magasin permet à la chaudière de ne pas être allumée et compenser, non seulement les 6 kW pris par les meubles frigorifiques, mais aussi les 3.6 kW de déperdition au travers des parois. On pourrait dire que c’est du chauffage électrique et, par conséquent, à énergie primaire importante (rendement moyen des centrales électrique de 38 %), la seule différence étant que si on compare ce mode de chauffage par rapport à une pompe à chaleur :

la source froide (la source d’où provient l’énergie) est chaude puisque dans l’ambiance;
à la consommation près du compresseur, l’énergie, « tournant » sur elle même, est utilisée pour refroidir les meubles frigorifiques et, après utilisation, est restituée à l’ambiance;
la chaleur de compression excédentaire sert en fait à compenser les déperditions au travers des parois de l’enveloppe.

Bilan énergétique et CO₂

Poste		Calcul	Unités
Energie finale (au niveau du magasin)
	Energie chaudière	0	kWh/h
	Energie compresseurs	1.8 x 2 = 5.6	kWh/h
	Energie condenseur	4.8 x 2 = 9.6	kWh/h
	Coût	5.6 x 0.11= 1	€/h
Energie primaire (à la centrale électrique)
	Energie primaire	5.6 / 0.38= 14.7	kWh/h
	CO₂	23.1 x 0.251 = 3.7	kg/h de CO₂

Configuration 2 : meubles fermés, condenseurs dans l’enceinte

La configuration étudiée est la suivante :

Si les meubles frigorifiques de 2 x 10 kW sont équipés de portes vitrées au niveau des ouvertures, ils ne nécessitent plus que 2 x 3 kW de froid à l’évaporateur. En effet, sur base de l’étude du bilan thermique des meubles ouverts, les pertes par l’ouverture représentent de l’ordre de 66 % de la puissance disponible à l’évaporateur. En fermant ces ouvertures, la puissance nécessaire à l’évaporateur est de l’ordre de 2 x 3 kW. Pour le besoin du calcul énergétique, les compresseurs de 2 x 10 kW sont remplacés par des compresseurs 2 x 3 kW.
Les groupes de froid sont incorporés dans les meubles et la chaleur évacuée par les condenseurs est réintroduite dans le magasin pour assurer le confort des clients (dans les allées froides par exemple). Il est clair que ce type de configuration, comme on le verra par la suite, est la moins mauvaise des solutions par rapport aux consommations énergétiques primaires (consommations à la centrale pour l’électricité et consommations de gaz pour la chaudière).
La température de condensation des groupes condenseurs en interne est de l’ordre de 50°C afin de pouvoir chauffer l’air aux environs des 40°C pour une température d’air d’entrée au condenseur de 32°C. Le coefficient de performance du groupe condenseur est de 1.66 d’après un constructeur de machine frigorifique (COP’s équivalents donnés par « Bitzer software » de BITZER et « select 6 » de COPELAND);
Un appoint de chaleur est nécessaire vu que l’enveloppe est moins performante que lors du cas précédent; c’est la chaudière qui le donne.

Schéma

Performance des équipements

Le bilan thermique montre que malgré le rejet de 9,2 kW dans l’ambiance du magasin, la chaudière doit apporter 8,8 kW pour maintenir un certain confort dans le magasin et compenser les déperditions de 12 kW au travers des parois et la perte de chaleur vers les meubles frigorifiques fermés (soit 6 kW).

Bilan énergétique et CO₂

Poste		Calcul	Unités
Energie finale (au niveau du magasin)
	Energie chaudière	8.4/0.9 = 9.3	kWh/h
	Energie compresseurs	1.8 x 2 = 5.6	kWh/h
	Energie condenseur	4.8 x 2 = 9.6	kWh/h
	Coût	8.4 x 0.05 + 5.6 x 0.11= 1	€/h
Energie primaire (à la centrale électrique)
	Energie primaire	8.4 + 5.6 / 0.38= 23.1	kWh/h
	CO₂	23.1 x 0.251 = 5.8	kg/h de CO₂

Configuration 3 : meubles fermés, condenseurs à l’extérieur

La configuration étudiée est la suivante :

On garde les mêmes meubles frigorifiques avec des portes fermées.
Les groupes de froid (groupes condenseurs) sont placés à l’extérieur.
La température de condensation des groupes condenseurs en externe est de l’ordre de 22 °C pour un air externe moyenne sur l’année de 6 °C. Le coefficient de performance du groupe condenseur en externe est de 4.2 d’après le même constructeur de compresseur.
Un appoint de chaleur est nécessaire. C’est toujours la chaudière qui le donne.

Schéma

Performance des équipements

Le bilan thermique montre que, vu la bonne performance des compresseurs pour une température de condensation basse (COP de l’ordre de 4.2), les rejets de chaleur à l’extérieur sont limités. La chaudière doit apporter 16 kW pour maintenir un certain confort dans le magasin et compenser les déperditions de 12 kW au travers des parois et la perte de chaleur vers les meubles frigorifiques fermés (soit 6 kW).

Bilan énergétique et CO₂

Poste		Calcul	Unités
Energie finale (au niveau du magasin)
	Energie chaudière	18/0.9 = 20	kWh/h
	Energie compresseurs	0.7 x 2 = 1.4	kWh/h
	Energie condenseur	3.7 x 2 = 7.4	kWh/h
	Coût	20 x 0.05 + 1.4 x 0.11= 1.2	€/h
Energie primaire (à la centrale électrique)
	Energie primaire	20 + 1.4 / 0.38= 23.7	kWh/h
	CO₂	23.7 x 0.251 = 5.9	kg/h de CO₂

Configuration 4 : meubles ouverts, condenseurs dans l’enceinte

La configuration étudiée est la suivante :

Le commerçant décide d’investir dans des meubles frigorifiques ouverts pour les mêmes produits et la même capacité en volume. Il est nécessaire de remplacer aussi les compresseurs dans le sens où les apports externes par induction de l’air au travers de l’ouverture des meubles peuvent atteindre 60 % des apports totaux. Ce qui signifie que la puissance nécessaire à l’évaporateur sera de l’ordre de 2 x 10 kW au lieu de 2 x 3 kW.
Les groupes de froid (groupes condenseurs) sont dans l’enceinte du magasin afin que l’on puisse récupérer la chaleur au niveau des condenseurs.
La température de condensation des groupes condenseurs en interne est de l’ordre de 50°C afin de pouvoir chauffer l’air aux environs des 40°C pour une température d’air d’entrée au condenseur de 32°C. Le coefficient de performance du groupe condenseur est de 1.66 d’après un constructeur de machine frigorifique.

Schéma

Performance des équipements

Le bilan thermique montre que les compresseurs, vu leur performance médiocre (COP de 1.7), doivent évacuer plus de chaleur au niveau des condenseurs. Il en résulte que la chaudière, dans ce cas, n’a pas besoin de venir en appoint. La question clef est de savoir s’il faut récupérer la chaleur au prix de la dégradation de la performance énergétique des compresseurs ou l’inverse.

Bilan énergétique et CO2

Poste		Calcul	Unités
Energie finale (au niveau du magasin)
	Energie chaudière	0	kWh/h
	Energie compresseurs	6 x 2 = 12	kWh/h
	Energie condenseur	16 x 2 = 32	kWh/h
	Coût	0 x 0.05 + 12 x 0.11= 1.32	€/h
Energie primaire (à la centrale électrique)
	Energie primaire	0 + 12 / 0.38= 31.6	kWh/h
	CO₂	31.6 x 0.251 = 7.9	kg/h de CO₂

Configuration 5 : meubles ouverts, condenseurs à l’extérieur

La configuration étudiée est la suivante :

On garde les mêmes meubles frigorifiques ouverts (2 x 10 kW).
Les groupes de froid (groupes condenseurs) sont placés à l’extérieur.
La température de condensation des groupes condenseurs en externe est de l’ordre de 22°C pour un air externe moyenne sur l’année de 6°C. Le coefficient de performance du groupe condenseur en externe est de 4.2 d’après le même constructeur de compresseur.
Un appoint de chaleur est nécessaire. C’est toujours la chaudière qui le donne.

Schéma

Performance des équipements

Le bilan thermique montre que, vu la bonne performance des compresseurs pour une température de condensation basse (COP de l’ordre de 4.2), les rejets de chaleur à l’extérieur sont limités. La chaudière doit apporter 32 kW pour maintenir un certain confort dans le magasin et compenser les déperditions de 12 kW au travers des parois et la perte de chaleur vers les meubles frigorifiques ouverts (soit 20 kW).

Bilan énergétique et CO₂

Poste		Calcul	Unités
Energie finale (au niveau du magasin)
	Energie chaudière	32/0.9 = 35.6	kWh/h
	Energie compresseurs	2.4 x 2 = 4.8	kWh/h
	Energie condenseur	12.4 x 2 = 24.8	kWh/h
	Coût	35.6 x 0.05 + 4.8 x 0.11= 2.3	€/h
Energie primaire (à la centrale électrique)
	Energie primaire	35.6+ 4.8 / 0.38= 48.2	kWh/h
	CO₂	48.2 x 0.251 = 12.1	kg/h de CO₂

Conclusions

Tableau comparatif

Configuration	Energie finale consommée chaudière [kWh/h]	Energie finale électrique consommée [kWh/h]	Energie primaire consommée [kWh/h]	Coût de l’énergie [€/h]	kg/h de CO₂	Rejet de CO₂
Configuration 1	0	5.6	14.7	0.6	3.7	0
Configuration 2	9.3	5.6	23.1	1	5.8	+57%
Configuration 3	20	1.4	23.7	1.2	5.9	+59%
Configuration 4	0	12	31.6	1.32	7.9	+ 113 %
Configuration 5	35.6	4.8	48.2	2.3	12.1	+ 227 %

Choix des meubles frigorifiques fermés

La toute première conclusion à tirer est qu’il faut choisir des meubles frigorifiques fermés quel que soit le type de denrée exposé. À ce sujet, au risque de passer pour des doux rêveurs, c’est possible de choisir des meubles tant en « froid positif » qu’en « froid négatif »avec des portes sans trop de risque pour que le chiffre d’affaire tombe en chute libre.

Récupération faible par rapport aux besoins de chaleur

C’est le cas des configurations 1 et 2.
Le tableau comparatif précédent permet de tirer des conclusions :

En période froide, l’impact de la récupération de chaleur au niveau des condenseurs sur le bilan énergétique est mitigé par rapport à la solution où les groupes de condensation (compresseur et condenseur) sont placés à l’extérieur permettant, par l’air de refroidissement externe, d’optimiser le cycle frigorifique (COP de 4.2).
Le principe d’abaisser la température de condensation reste de toute façon immuable.

Récupération importante par rapport aux besoins de chaleur

C’est la cas des configurations 3 et 4.
Le tableau comparatif précédent permet de tirer des conclusions :

En période froide, même si la performance énergétique des compresseurs est dégradée (COP de 1.66), par le fait que la température de condensation (le condenseur se trouve à l’intérieur) est élevée, il est intéressant de récupérer l’énergie de condensation. L’optimum se situe naturellement lorsque la chaleur rejetée par les condenseurs équivaut aux déperditions des parois de l’enveloppe du commerce.
En plus de récupérer la chaleur, on aura donc intérêt à limiter au maximum les déperditions de l’enveloppe qu’elles soient sous forme :
- d’une meilleure isolation;
- d’un meilleur contrôle des infiltrations au niveau des portes d’entrée et des réserves;
- d’une gestion efficace de la ventilation de l’air hygiénique.

Exemple

Delhaize, par exemple, a mis au point un système similaire à celui représenté sur les figures ci-dessous permettant de récupérer la chaleur en période froide mais dégradant la performance de la machine frigorifique.

Là où le bas blesse, lorsque les condenseurs sont incorporés aux meubles frigorifiques ou dans l’enceinte même du magasin, c’est que lorsque les déperditions au travers des parois s’inversent (période chaude, apport solaire important, …), il est nécessaire d’évacuer la chaleur des condenseurs à l’extérieur. Dans le cadre d’une installation de récupération de chaleur sur un condenseur à air, il n’est pas aisé de le réaliser.

Schéma de principe en période froide (récupération); source : Delhaize.

Schéma de principe en période chaude (pas de récupération); source : Delhaize.

Remarques

La plupart des cas présentés ci-dessus, sont issus de cas réellement observés. Malheureusement, aucun monitoring des consommations n’est disponible à l’heure actuelle. A va de soi que le placement d’une batterie de chauffe au dessus de la tête des clients dans l’allée froide n’est pas un bon principe mais est juste utilisé comme moyen de provocation, d’interprétation ou de réaction des lecteurs. Ce principe donne les avantages et inconvénients suivants :

(+)

simple;
modulable;
…

(-)

nécessite des vitesses d’air plus importantes afin d’amener l’air chaud à environ 1.5 m du sol pour assurer un certain confort thermique des clients;
augmente l’induction de l’air chaud au niveau du rideau d’air car le mouvement de l’air dans cette zone est amplifié;
…

Application au chauffage du magasin ou des annexes par l’eau

Beaucoup de techniciens dans l’âme se retrouveront dans les configurations qui suivent sachant que tout un chacun recherche à récupérer un maximum d’énergie sur les consommations des groupes frigorifiques. De manière générale, il n’y a pas de solution miracle mais des solutions innovantes efficaces dans certaines conditions.

Récupération de la chaleur de refroidissement des gaz chauds du fluide frigorigène (CO₂ pour chauffage au sol).

Configuration 1 : chauffage par air pulsé au pied des meubles

Cette configuration existe dans certains magasins Delhaize et est en cours de monitoring.
Elle se compose essentiellement :

D’un ballon de 1 000 litres constituant un condenseur à eau dont le secondaire est branché sur le collecteur principal de la chaufferie. Le primaire est en série avec le condenseur à air classique situé sur le toit du magasin.
Le condenseur à eau, via le collecteur de chauffage, alimente une batterie chaude de la centrale de traitement d’air.
La pulsion de l’air chaud s’effectue au niveau du pied du meuble frigorifique, assurant un certain confort au niveau de l’allée froide.
La reprise d’air de la centrale de traitement d’air se situe en hauteur.
La température d’air de pulsion au pied du meuble frigorifique peut être modulée en fonction de la température de reprise et de la température de l’air neuf nécessaire à la ventilation hygiénique.

En période froide :

Le condenseur à eau réchauffe l’eau du ballon.
Le condenseur à air assure la condensation résiduelle et même un certain sous-refroidissement (ce qui permet d’améliorer la performance de la machine frigorifique).
La batterie chaude de la CTA (Centrale de Traitement d’Air) réchauffe l’air neuf mélangé à l’air de reprise pour la pulser au pied des meubles frigorifiques. Attention que le fait de pulser cet air à proximité des rideaux d’air des meubles pourrait augmenter les apports par induction du meuble.

En période chaude :

En principe, on ne devrait plus réchauffer l’air de pulsion au pied des meubles. En pratique, il se fait que l’ouverture des meubles étant de plus en plus importante, le refroidissement de l’air ambiant est véritablement présent et inconfortable pour les clients; d’où la tendance actuelle à réchauffer l’air même en été.

« Voilà un bon exemple de destruction d’énergie à grande échelle! »

Le condenseur à air assure l’évacuation de la chaleur de condensation.

Schéma

Régime en période froide.

Régime en période chaude.

Configuration 2 : Chauffage par le sol dans les allées froides

Cette configuration est à creuser. Toutes les réalisations ou idées à ce sujet sont les bienvenues.

Elle se composerait essentiellement :

D’un ballon constituant un condenseur à eau dont le secondaire est branché sur le collecteur principal de la chaufferie. Le primaire est en série avec le condenseur à air classique situé sur le toit du magasin.
Le condenseur à eau, via le collecteur de chauffage, alimente un réseau de chauffage au sol au niveau de l’allée froide.
D’une chaudière d’appoint raccordée sur le collecteur principal.

En période froide :

Le condenseur à eau réchauffe l’eau du ballon.
Le condenseur à air assure la condensation résiduelle et même un certain sous-refroidissement (ce qui permet d’améliorer la performance de la machine frigorifique).
Le réseau de chauffage au sol assure un chauffage rayonnant dans l’allée froide. Cette configuration peut être intéressante dans le sens où la chaleur rayonnant devrait influencer moins les meubles frigorifiques qui sont principalement sensibles aux apports par induction d’air (mélange convectif entre l’air de l’ambiance et celui du rideau d’air du meuble).

En période chaude :

Le condenseur à air assurerait l’évacuation de la chaleur de condensation.

Schéma

Régime en période froide.

Intérêt ou pas du chauffage au sol

Parmi les avantages et les inconvénients du chauffage par le sol en association avec les meubles frigorifiques positifs ouverts en position verticale, on pointera principalement :

(+)

Le chauffage au sol apporte principalement de la chaleur par rayonnement. Or en froid positif, les principaux apports qui influencent prioritairement le bilan thermique et énergétique du meuble sont les apports par induction(mélange de l’air ambiant avec celui du rideau d’air froid). De plus, l’échange entre deux parois étant maximal lorsque celles-ci sont parallèles, les apports de chaleur dus au chauffage au sol seraient plus faibles.
Le confort devrait être optimal.
Les températures de condensation, pour ce type de chauffage, pourraient être basses.
…

(-)

La mise en œuvre d’un chauffage au sol est coûteuse.
Comme les magasins demandent une certaine flexibilité dans l’agencement des meubles frigorifiques, le chauffage au sol est un frein par rapport à cette flexibilité. Cependant, à la conception, il est possible par une bonne programmation de déterminer les emplacements dans les zones de vente où les meubles n’ont pratiquement aucune chance de bouger. De plus, il faut aussi tenir compte que les évacuations des condensats de dégivrage des meubles ainsi que les conduites liquides et gaz du circuit frigorifique sont souvent, eux aussi, figés voire encastrés dans le sol.

Application au préchauffage de l’eau chaude sanitaire

L’idée est ici de profiter d’un besoin de chauffage d’un fluide à basse température (la température de l’eau de ville varie entre 5° en hiver et 15°C en été. Mais le système ne fonctionnera bien que lorsque la puissance de récupération nécessaire est supérieure à la puissance fournie par le condenseur. Autrement dit, il faut que les besoins d’eau sanitaire soient très importants par rapport à la puissance de la machine frigorifique.

Ainsi, dans les commerces où le froid alimentaire est nécessaire, les besoins d’eau chaude sanitaire peuvent être importants et une récupération de chaleur au condenseur se justifie tout à fait. Mais un ballon de préchauffage est propice au développement de la légionelle.

Il faut donc s’assurer que l’eau séjournera durant un temps suffisamment long dans le dernier ballon : 60°C durant 30 minutes ou 70°C durant 4 minutes, par exemple (en cas de débit de pointe, de l’eau « contaminée » risque de traverser seulement le 2ème ballon).

Configuration 1 : Un échangeur thermique parcouru par le fluide frigorigène est inséré au bas d’un ballon d’eau chaude

Dans le système ci-contre, un simple échangeur thermique (placé en série et en amont du condenseur normal) est inséré au bas d’un ballon d’eau chaude. Par effet de cheminée, la chaleur sera donnée à la zone la plus froide du ballon puis communiquée à l’ensemble du réservoir.

On parle de condenseur-désurchauffeur parce que la désurchauffe des gaz provenant du compresseur auront lieu dans cet échangeur.

La réglementation impose le principe selon lequel il ne doit pas y avoir de contact possible entre le fluide frigorigène et l’eau potable. En cas de perforation de l’enveloppe du fluide, la détérioration éventuelle doit se manifester à l’extérieur du dispositif.

Dans l’échangeur ci-dessus, une double paroi de sécurité est prévue selon DIN 1988.

Configuration 2 : Un ballon intermédiaire à double échange est intégré comme interface

On peut également prévoir un système à double échange :

Deux échangeurs sont intégrés dans un même ballon (1). Le premier échangeur est celui du condenseur de la machine frigorifique, le deuxième est le serpentin de préchauffage de l’eau chaude sanitaire.

Dans ce ballon intermédiaire, il n’y a aucun risque de dépôt calcaire puisque l’eau n’est jamais renouvelée.

En cas de fuite de fluide frigorigène, la pression dans le ballon augmente et une alarme est déclenchée.

Un deuxième condenseur en série est nécessaire pour le cas où le besoin de chauffage de l’eau sanitaire serait insuffisant.

Configuration 3 : en présence d’une boucle de distribution

Le régulateur de température de départ de la boucle utilise l’appoint lorsque le niveau de température du ballon est insuffisant.

Un tel schéma (contrairement au précédent) risque cependant d’être propice au développement de légionelles, puisque le ballon de récupération peut être à une température inférieure à 60°C durant un temps assez long. Il n’est pas à recommander si des douches sont présentes dans l’installation.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique des chaudières

Chaudière en coupe, lorsque le brûleur est en fonctionnement et lorsqu’il est à l’arrêt : une partie de l’énergie contenue dans le combustible consommé est directement perdue par la chaudière.

Rendement de combustion

Le rendement de combustion d’une chaudière est l’image de la transformation complète du combustible en chaleur et de la transmission de celle-ci à l’eau de la chaudière.

Ordre de grandeur

Théoriquement, une chaudière moderne performante (sans condensation) et parfaitement réglée pourrait atteindre un rendement de combustion de 93-94 %, ce qui signifie que 5 % de l’énergie contenue dans le combustible est perdue sous forme de chaleur et d’imbrûlés dans les fumées.

Dans la pratique, un rendement de combustion de 93 % peut être considéré comme très bon.

À l’inverse, on peut considérer qu’une valeur de 88 % mérite une amélioration, sachant qu’une diminution de 1 unité (1 %) du rendement de combustion équivaut, en première approximation, à une surconsommation de 1 %.

Exemple.

Une chaudière de 400 kW consomme annuellement 60 000 m³ de gaz. Une amélioration du rendement de combustion de 1 %, par un meilleur réglage du brûleur permet d’économiser 600 m³ de gaz, soit environ 420 €/an (à 0,7 €/m³ de gaz).

Pour les chaudières à condensation récentes, le rendement de combustion pourrait atteindre des valeurs théoriques de l’ordre de 108 %.% sur PCI.

Origine possible d’un mauvais rendement de combustion

Un mauvais rendement de combustion d’une chaudière peut avoir pour origine :

un brûleur inadapté à la chaudière,
un mauvais réglage du brûleur,
un encrassement de la chaudière,
un tirage trop important de la cheminée,
des entrées d’air parasites,
ou tout simplement une chaudière de conception trop ancienne.

Évaluer le rendement de combustion d’une chaudière existante

Pour les chaudières au fuel : selon la fiche d’entretien

Actuellement, suivant la PEB chauffage, l’entretien annuel des chaudières fonctionnant au fuel est obligatoire. Il doit être accompagné d’une mesure du rendement de combustion. Le résultat de cette mesure est consigné sur une fiche d’entretien dont la conservation par l’utilisateur est obligatoire.

On peut cependant émettre certaines réserves quant à l’interprétation que l’on peut faire de ce chiffre.

Premièrement parce qu’il s’agit de la mesure effectuée juste après l’entretien. Le rendement obtenu est donc souvent meilleur que le rendement moyen durant la saison de chauffe (déréglage, encrassement progressif, …).

Ensuite, la pratique montre que l’exactitude des chiffres repris sur la fiche peut parfois être discutée. Pour l’illustrer, voici deux exemples :

La température ambiante reprise sur la fiche est presque toujours de 20°C. Il n’est pas rare de rencontrer une température de 35°C dans les anciennes chaufferies mal ventilées abritant des chaudières et des conduites mal isolées.

La température des fumées est indiquée sur la fiche, alors que la buse d’évacuation ne comporte pas de trou pour permettre la prise de mesure.

Trou dans la buse de raccordement, permettant la mesure des caractéristiques des fumées.

Notons en outre qu’actuellement, selon la PEB chauffage, les chaudières fonctionnant à combustible solide et liquide sont soumises à une obligation de mesure du rendement : 1 fois par an et les chaudières à combustible gazeux 1 fois tous les 2 à 3 ans en fonction de la puissance utile du générateur.

Évaluer

Pour comprendre les termes d’une attestation d’entretien d’une chaudière fuel et interpréter les données qui y sont reprises.

Pour les chaudières gaz : selon la plaque signalétique

Dans le cas d’une chaudière gaz à brûleur atmosphérique, le débit de gaz ne peut être réglé. On peut donc rapidement estimer le rendement de combustion au départ de la plaque signalétique de la chaudière. En effet, cette dernière mentionne la puissance fournie à l’eau et la puissance fournie par le brûleur :

soit directement sous forme d’une puissance (« charge thermique » ou « puissance brute ») en [kW],

soit sous forme d’un débit de gaz en [m³/h] qu’il faut multiplier par 9,45 [kWh/Nm³] (si le gaz de référence est du G20) ou 8,13 [kWh/Nm³] (si le gaz de référence est du G25) pour obtenir la puissance en [kW].

En divisant l’un par l’autre, on obtient le rendement utile qui équivaut au rendement de combustion, aux pertes vers la chaufferie près.

Exemple.

Plaque signalétique d’une chaudière gaz atmosphérique : le rendement utile nominal de la chaudière vaut
116 [kW] / 128,2 [kW] x 100 = 90 %.

C’est en effectuant ce calcul que l’on se rend compte que des chaudières gaz atmosphériques relativement récentes (.. 1996 ..) présentent des valeurs de rendement utile relativement bas (juste égaux au minimum requis par la réglementation de 1988), de l’ordre de 86 .. 87 %. Cela s’explique par l’important excès d’air nécessaire à ce type de brûleur.

Attention, certains techniciens chargés de l’entretien des chaudières remplissent, pour les chaudières gaz atmosphériques, une attestation semblable aux attestations d’entretien des chaudières fuel. Le calcul de rendement de combustion qui y figure n’a aucune signification. En effet, il est impossible de mesurer les caractéristiques des fumées dans le coupe-tirage de la chaudière (et pourtant c’est ce que ces sociétés font), du fait du mélange des fumées avec de l’air et des turbulences présentes à cet endroit.

Pour les brûleurs gaz à air pulsé, il faut comme pour les brûleurs fuel, se fier à la fiche d’entretien.

Mesurer le rendement de combustion d’une chaudière existante

Le rendement de combustion repris sur la fiche d’entretien est une valeur instantanée prise juste après l’entretien. Cette valeur peut se dégrader dans le temps, notamment par l’encrassement de la chaudière et du brûleur, mais également par modification des caractéristiques (pression, température) de l’air comburant.

Il est donc bon, pour les grosses installations, de procéder à une ou plusieurs mesures de rendement entre 2 entretiens, par exemple, à chaque changement de saison.

Mesures	Pour visualiser les différentes techniques de mesure du rendement de combustion.
Évaluer	Pour interpréter le résultat d’une mesure de rendement de combustion.

Par exemple, la présence de suie dans la chaudière va diminuer l’échange entre les fumées et l’eau. Cela va augmenter la température des fumées, donc aussi les pertes vers la cheminée : 1 mm de suie sur la surface de l’échangeur équivaut à une perte de rendement de combustion de 4 à 8 %. On peut également prendre comme référence qu’une température de fumée supérieure de 15°C à la valeur mesurée lors du dernier entretien indique souvent un encrassement excessif de la chaudière (cela équivaut à une surconsommation de 1 .. 1,5 %).

Améliorer

Améliorer le réglage du brûleur.

Gérer

Améliorer la maintenance de la chaudière.

Améliorer

Changer le brûleur.

Pertes vers la chaufferie

Lorsque le brûleur est en fonctionnement, la chaleur de la flamme et des fumées est en grande partie transmise à l’eau de chauffage. La flamme rayonne également vers des zones qui dans les anciennes chaudières ne sont par irriguées par l’eau et qui plus est, ne sont pas toujours isolées.

Il s’agit principalement de la porte-foyer, du fond et du socle de la chaudière.

Chaudière de 1972 : la porte-foyer peu isolée dont la température de surface durant le fonctionnement du brûleur est proche de 100°C.

Malheureusement, il est difficile et souvent onéreux d’isoler une ancienne porte-foyer.

Il faut cependant retenir que la mauvaise isolation de certaines parties de la chaudière est un symbole de la vétusté et du peu de performance de celle-ci.

Ordre de grandeur

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.
1 : chaudière au charbon converties au fuel
2 : chaudière gaz atmosphérique
3 : chaudière fuel ou gaz à brûleur pulsé.
Source : le Recknagel.

Pertes à l’arrêt

Pertes vers la chaufferie

Entre les périodes de fonctionnement du brûleur, la chaudière perd sa chaleur vers la chaufferie.

Degré d’isolation de la chaudière

L’importance de cette perte dépend d’abord du degré d’isolation de la jaquette de la chaudière.

Les chaudières actuelles sont isolées avec une épaisseur de laine minérale d’environ 10 cm. Il en résulte des pertes vers la chaufferie négligeables (de l’ordre de 0,1 .. 0,7 % de la puissance nominale).

Il n’en va pas de même pour les anciennes chaudières où l’isolant ne dépasse parfois pas une épaisseur de 3 cm sans compter des zones qui parfois ne sont pas isolées ou équipées d’un isolant en piteux état.

Chaudière de 1979 isolée par 3 cm de laine minérale et comportant certaines zones non isolées.

Indice

On peut se faire une première idée des pertes vers la chaufferie en plaçant la main sur la jaquette de la chaudière. Si celle-ci est chaude, il est fort à parier que le degré d’isolation est faible (si le brûleur fonctionne, attention aux risques de brûlure sur les zones non isolées comme la face avant !).

Un contact avec la main permet de se faire une première idée de la qualité de l’isolation.
Références : sur les chaudières modernes non isolées, on ne sent rien et on se brûle à partir de 65°C.

Attention, il existe encore de vieilles chaudières dont l’isolant est fixé à la carrosserie et non sur le « corps » de la chaudière. Dans ce cas, il est possible que l’espace compris entre l’isolant et la chaudière soit en permanence parcouru par un courant d’air. Cela augmente fortement les pertes à l’arrêt, bien que la jaquette semble froide.

Ordre de grandeur

Mesures

Si on veut être plus précis, il est possible de mesurer sur site les pertes à l’arrêt des chaudières, en disposant d’un thermomètre de contact.

Lors d’audits énérgétiques nous avons pu effectuer différentes mesures de température sur d’anciennes chaudières (datant de 1975 à 1985). En moyenne, le pourcentage moyen des pertes mesurées tournait autour des

0,4 .. 0,6 % de la puissance nominale de la chaudière

0,5 % de pertes peut donc être considéré comme un ordre de grandeur représentatif pour les pertes vers l’ambiance d’une ancienne chaudière.

Exemple.

Une chaudière de 400 kW a des pertes vers la chaufferie de 0,5 %. Le brûleur de cette chaudière est à l’arrêt environ 4 500 heures par an. Heures pendant lesquelles la chaudière est maintenue en température.

La perte annuelle engendrée est de :

0,005 x 400 [kW] x 4 500 [h/an] = 9 000 [kWh/an] ou 900 [litres fuel ou m³ gaz /an]

Le remplacement de cette chaudière par une nouvelle chaudière ayant une perte de 0,2 % permettrait donc une première économie de 540 [litres fuel ou m³ gaz /an].

Améliorer

Réisoler la chaudière.

Influence de la température de l’eau dans la chaudière

La température de l’eau dans les chaudières influence également les pertes à l’arrêt. Ces dernières seront plus importantes si les chaudières sont maintenues à haute température toute l’année.

Ainsi, si la température de l’eau dans une chaudière varie complètement en fonction des conditions climatiques (attention, ce qui n’est pas possible pour toutes les chaudières), on obtiendrait, dans la chaudière, une température moyenne sur la saison de chauffe d’environ 43°C. Par rapport à une chaudière maintenue en permanence à 70°C, les pertes à l’arrêt sont réduites de :

1 – [(43 [°C] – 20 [°C]) / (70 [°C] – 20 [°C])]^1,25= 62 [%]

Améliorer

Améliorer la régulation en température de la production.

Balayage du foyer

Lorsque le brûleur est à l’arrêt, tout courant d’air dans la chaudière va entraîner son refroidissement. Or l’alimentation en air des anciens brûleurs pulsés(environ, avant 1985) ainsi que les brûleurs gaz atmosphériques reste en permanence ouverte, même lorsque le brûleur est à l’arrêt. Il en résulte, par effet de tirage naturel, une perte importante vers la cheminée.

Clapet d’air fermé à l’arrêt sur un brûleur.

Indice

Il suffit de mettre la main devant l’entrée d’air du brûleur pour se rendre compte du courant d’air engendré par le tirage de la cheminée. Il est même parfois possible de voir le ventilateur d’un brûleur pulsé entraîné naturellement par celui-ci.

Ordre de grandeur

Mesures

Si on veut être plus précis, il est possible de mesurer sur site les pertes par balayage des chaudières, en disposant d’un anémomètre ou en mesurant la dépression dans la cheminée.

Ici aussi, nous avons pu effectuer différentes mesures de température sur d’anciennes chaudières (datant de 1975 à 1985). En moyenne, le pourcentage moyen des pertes par balayage mesurées tournait autour des

1 .. 1,5 % de la puissance nominale de la chaudière

Exemple.

Reprenons la chaudière de 400 kW de l’exemple précédent. Cette chaudière est équipée d’un brûleur dont le clapet d’air ne se referme pas à l’arrêt. Aux 0,5 % de pertes vers la chaufferie, viennent s’ajouter 1,5 % de pertes vers la cheminée lorsque le brûleur est à l’arrêt. La chaudière présente donc des pertes à l’arrêt totales de 2 %.

La perte annuelle engendrée est donc de :

0,02 x 400 [kW] x 4 500 [h/an] = 36 000 [kWh/an] ou 3 600 [litres fuel ou m³ gaz /an]

Le remplacement de cette chaudière par une nouvelle chaudière avec un brûleur relativement étanche à l’arrêt réduirait la perte à l’arrêt totale à 0,2 % et permettrait donc une première économie de 3 240 [litres fuel ou m³ gaz /an].

Attention, on se rend compte que le coefficient de perte à l’arrêt de la chaudière aura d’autant plus d’impact sur la consommation annuelle que la chaudière est maintenue longtemps en température, brûleur à l’arrêt, c’est-à-dire :

- que la chaudière est

surdimensionnée,
que la chaudière est également maintenue en température en été pour produire de l’eau chaude sanitaire.

Cas particulier des chaudières gaz atmosphériques

Les chaudières gaz à brûleur atmosphérique couramment rencontrées dans les installations de petite et moyenne puissance sont des chaudières dont le foyer reste en permanence ouvert.

En théorie, cela ne devrait pas engendrer de perte par balayage importante. En effet, selon l’ARGB, les chaudières atmosphériques sont conçues pour « retomber en température » entre les demandes de chauffage. Étant froide durant les périodes d’arrêt, les pertes s’annulent. De plus, la présence d’un coupe-tirage supprime le tirage dans la chaudière si celle-ci est froide.

Ce fonctionnement idéal n’est pas cependant guère rencontré en pratique :

Les chaudières sont le plus souvent maintenues en température sur leur aquastat.

Même lorsque le fonctionnement du brûleur est directement commandé par un thermostat d’ambiance, l’inertie thermique des chaudières (qui diminue avec le volume d’eau de la chaudière) les maintient, sauf exception (installations domestiques), à une certaine température moyenne.

La perte par balayage qui en résulte est de l’ordre de 1 .. 2 % de la puissance de la chaudière.

Notons que le balayage d’air dans les chaudières atmosphériques tend à diminuer avec la technologie des brûleurs à prémélange et les nouvelles configurations de chaudière (présence d’un ventilateur d’extraction s’arrêtant à l’arrêt, évacuation des fumées par le bas de la chaudière, …). Le passage d’air à l’arrêt est fortement freiné, ce qui limite les pertes par balayage à des valeurs de 0,2 .. 0,6 %.

Attention aux brûleurs récents (après 1985)

Témoin de position du clapet d’air d’un brûleur :
clapet en position fermée et clapet en position ouverte.

Attention, posséder un brûleur récent n’est pas une garantie de suppression des pertes par balayage. En effet, le clapet d’air qui, théoriquement, devrait se refermer à l’arrêt du brûleur, ne fonctionne pas toujours correctement :

Si le rappel se fait mécaniquement (contre poids ou ressort), le système peut se coincer avec le temps en position ouverte.

Si le rappel est assuré par un servomoteur, l’alimentation électrique ne peut être coupée à l’arrêt du brûleur. Il n’est ainsi pas rare de rencontrer des brûleurs dont le raccordement électrique est mal réalisé : la commande d’enclenchement du brûleur ouvre électriquement le clapet d’air; lorsque la régulation commande l’arrêt du brûleur, l’alimentation électrique de ce dernier est coupée; le clapet d’air ne peut plus se refermer puisque le servomoteur n’est plus alimenté. Il faut donc revoir le câblage du brûleur.

Même avec un brûleur récent, il faut donc vérifier, en plaçant la main devant l’entrée d’air du brûleur, que celle-ci ne laisse pas en permanence un libre passage à l’air.

Comparaison : les chaudières actuelles

Les chaudières actuelles présentent des pertes à l’arrêt nettement moindre que les anciens modèles :

suppression des pertes par balayage, notamment par fermeture du foyer à l’arrêt,
isolation renforcée de la jaquette de la chaudière,
régulation de la température de la chaudière en fonction des besoins.

À titre de comparaison, voici les coefficients de pertes à l’arrêt courants (% de la puissance nominale) que l’on rencontre couramment pour les chaudières actuelles (pour une température d’eau de l’ordre de 65°C) :

à brûleur pulsé : 0,1 (grosses puissances) .. 0,4 % (petites puissances),
à brûleur gaz atmosphérique : 0,6 .. 1,3 %

On peut aussi comparer les anciennes installations aux exigences de label OPTIMAZ, pour les chaudières fuel. Pour obtenir celui-ci, le coefficient de perte à l’arrêt des chaudières fuel ne peut dépasser (pour une différence de température entre l’eau et la chaufferie de 35°C) :

chaudières de moins de 20 kW : 1 %
chaudières entre 20 et 60 kW : 0,8 %
chaudières entre 60 et 400 kW : 0,6 %
chaudières de plus de 400 kW : 0,4 %

Surdimensionnement

Le surdimensionnement de la chaudière joue un rôle important sur l’ampleur des pertes à l’arrêt

Plus la puissance de l’ensemble brûleur/chaudière est importante par rapport aux besoins, plus son temps de fonctionnement annuel est faible par rapport au temps d’attente de la chaudière et plus les pertes à l’arrêt prennent de l’importance sur le rendement global de la production,

Les pertes à l’arrêt sont fonction des caractéristiques constructives de la chaudière. Elles sont proportionnelles à sa puissance nominale,

et sur les émissions polluantes et l’encrassement de la chaudière (production d’imbrûlés au démarrage et à l’arrêt des brûleurs).

Ordre de grandeur

Le temps de fonctionnement continu d’un brûleur (mesurable à l’aide d’un chronomètre ou d’une simple montre) est un premier indice du degré de surdimensionnement de la chaudière. Dans une installation correctement dimensionnée, ce temps doit être de plusieurs minutes. On cite souvent le chiffre de :

4 minutes par cycle de fonctionnement,

comme étant un temps de fonctionnement de brûleur correct.

Attention, ce chiffre n’est évidemment qu’une référence car le temps de fonctionnement du brûleur dépend de la saison et du mode de régulation.

Évaluer

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

Présence de plusieurs chaudières

Le découpage de la puissance en plusieurs chaudières peut avoir un impact favorable sur la diminution des pertes à l’arrêt. En effet, si la régulation de l’installation est correctement réalisée, cela permet en principe de réduire le nombre de chaudières en activité, durant une bonne partie de la saison de chauffe et d’éliminer ainsi une partie des pertes.

Profil des besoins annuels d’un bâtiment dont la puissance maximale demandée est de 800 kW (climat de Uccle). Par exemple, le bâtiment demande une puissance de chauffe de plus de 200 kW pendant 4 000 h/an.
Si la puissance installée est découpée en 2 chaudières de 400 kW, la deuxième chaudière ne sera nécessaire que durant 1 140 heures sur la saison de chauffe (qui dure 5 800 heures/an)

Tout dépend cependant de la régulation de l’installation.

Exemple.

Deux chaudières de 558 kW de 1967 et 1959.

Cette installation est composée de deux chaudières de 558 kW chacune. Une seule chaudière est nécessaire pour satisfaire les besoins durant l’année entière. Bien que mise à l’arrêt durant toute la saison de chauffe, la deuxième chaudière est en permanence irriguée par l’eau de chauffage à 70°C.

Elle présente donc des pertes à l’arrêt, d’autant plus inutiles que la puissance de la chaudière n’est pas nécessaire.

Le coefficient de perte à l’arrêt des chaudières est estimé à 2,5 %. La perte à l’arrêt de la deuxième chaudière est donc de :

558 [kW] x 0,025 x 5 800 [h/an] = 80 910 [kWh/an] ou 8 091 [litres fuel ou m³ gaz par an]

Cette perte pourrait être nulle si l’irrigation de la deuxième chaudière était supprimée (par une vanne motorisée ou plus simple ici, par une vanne manuelle).

On voit donc qu’une installation comprenant plusieurs chaudières n’est efficace que si les chaudières inutiles par rapport aux besoins instantanés ne sont pas irriguées par l’eau chaude de l’installation et que l’on réalise une véritable régulation en cascade. Dans le cas contraire, on « subit » pleinement leurs pertes à l’arrêt.

Exemple.

La situation « énergétiquement » aberrante et pourtant sûrement pas exceptionnelle est un ensemble de plusieurs chaudières dont une est en panne depuis plusieurs années. Comme la puissance restante est suffisante pour chauffer le bâtiment, la réparation n’est pas effectuée. Mais la circulation est maintenue dans la chaudière à l’arrêt, entraînant une perte importante.

Mais attention, on constate cependant qu’en pratique des chaudières régulées en cascade avec fermeture d’une vanne d’isolement associée à l’arrêt de la chaudière peuvent cependant rester toute la saison de chauffe en température. D’où peut provenir ce dysfonctionnement ?
On peut citer 3 causes possibles :

Les vannes d’isolement ne sont pas étanches. Pour le savoir, il suffit d’empêcher manuellement le brûleur d’une chaudière à l’arrêt de démarrer et d’observer si sa température chute.
La régulation de la cascade ne tient pas compte de la température extérieure pour commander le démarrage des chaudières. Ainsi, en mi-saison, lors de la relance, le régulateur demande la pleine puissance et commande la mise en route de toutes les chaudières alors qu’une seule chaudière est nécessaire. Les chaudières qui ne serviront plus durant la journée mettront alors un temps certain pour retomber en température (fonction de leur degré d’isolation et de leur inertie thermique). Toute l’énergie contenue dans ces chaudières est perdue.
La temporisation à l’enclenchement des différentes chaudières est trop faible. Ainsi quelle que soit la saison, toutes les chaudières sont susceptibles de démarrer plusieurs fois par jour, restant chaudes quasi en permanence.

Présence de brûleurs 2 allures

L’impact du surdimensionnement est également tempéré par le découpage de la puissance installée au moyen de brûleurs 2 allures ou modulants (gaz ou fuel) :

Le temps moyen d’un cycle de fonctionnement du brûleur augmente et son nombre de démarrage diminue puisque le rapport (puissance fournie/puissance nécessaire) est réduit, notamment en mi-saison.

Le temps de fonctionnement annuel total du brûleur augmente et le temps d’attente de la chaudière et les pertes à l’arrêt annuelles diminuent.

Le rendement de combustion du brûleur augmente puisque la puissance du brûleur diminuant par rapport à la surface d’échange, la température des fumées à la sortie de la chaudière est plus basse. Un gain de l’ordre de 2 .. 2,5 % sur le rendement de combustion peut être obtenu en première allure.

On comprendra aisément que l’utilisation d’un brûleur modulant adaptant, en continu, dans une certaine plage, sa puissance aux besoins permet d’obtenir une installation qui fonctionne presqu’en permanence, avec un minimum de démarrages et d’arrêts.

Cependant, tout dépend si une réelle régulation en cascade est appliquée. En effet, on rencontre dans la pratique :

Des chaudières multiples démarrent toujours en même temps quelle que soit la saison.

Des brûleurs 2 allures ne sont pas toujours des brûleurs à deux allures vraies, mais des brûleurs avec une plus petite allure de démarrage (le brûleur démarre en petite allure et après un certain temps passe d’office à pleine puissance).

Des brûleurs à deux allures vraies mais commandés par un unique aquastat, sans relais temporisé. La commande de la première allure ayant été « pontée », le brûleur passe alors d’office en deuxième allure, sans régulation de la puissance.

Fonctionnement d’un brûleur avec allure réduite au démarrage (brûleur à deux « fausses » allures).

Fonctionnement d’un brûleur 2 allures en fonction des besoins instantanés.

Dans ces trois cas, on perd l’avantage, sur la production d’imbrûlés et sur les pertes à l’arrêt, d’avoir dissocié la puissance en plusieurs allures de brûleur et/ou plusieurs chaudières, puisque c’est la pleine puissance qui est appelée systématiquement quels que soit les besoins.

Améliorer	Améliorer la régulation en cascade de la production.
Améliorer	Diminuer la puissance du brûleur.

Différentiel de régulateur trop faible

Un temps de fonctionnement trop court des brûleurs peut également être la conséquence d’un différentiel de régulateur trop petit. Cela peut être le cas sur les régulateurs électroniques dont le différentiel est réglable par l’utilisateur (voir mode d’emploi du régulateur). Celui-ci devrait être de l’ordre de 9°C, c’est-à-dire un écart de température d’eau de 9°C entre la consigne d’allumage et d’extinction du brûleur. Parfois, le différentiel réglé n’est que de 1 ou 2°C. Dans ce cas, on comprend aisément que le brûleur s’allume et s’éteint constamment.

Évaluer le rendement saisonnier de la production

L’efficacité énergétique d’une chaudière se traduit par son rendement saisonnier. Le rendement saisonnier d’une chaudière est le rapport entre l’énergie fournie annuellement à l’eau de chauffage (à la sortie de la chaudière) et la quantité de combustible consommé.

La différence entre ces deux grandeurs constitue les pertes de production.

Expression mathématique du rendement saisonnier de production

Le rendement saisonnier d’une installation de production de chaleur peut entre autres s’exprimer par la formule :

h_sais= [h_comb– %qr] / [1 + q_Ex (n_T/n_B– 1)]

où on retrouve les différents éléments évalués ci-dessus :

le rendement de combustion h_comb [%],
le pourcentage de perte vers la chaufferie, brûleur en marche %q_r [%],
le coefficient de perte à l’arrêt q_E [.,..],
le rapport entre la durée de la saison de chauffe et le temps de fonctionnement annuel du brûleur NT/NB [-], image du surdimensionnement.

Ces paramètres sont parfois complexes à évaluer sur une installation existante.

Pour effectuer le calcul dans votre propre situation et évaluer le potentiel d’amélioration,

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

Objectif

On peut raisonnablement imaginer qu’il est possible d’atteindre, avec une (ou des) chaudière(s) moderne(s) performante(s), régulée(s) de façon adéquate, un rendement saisonnier de production de (pour une installation ne produisant pas d’eau chaude sanitaire) :

h_sais= .. 92 .. %

Exemple.

Soit une ancienne chaudière de 600 kW sur dimensionnée de 100 % (le brûleur fonctionne durant 750 heures/an). Son coefficient de perte à l’arrêt est estimé à 2 %. La fiche d’entretien de la chaudière indique un rendement de combustion de 87 %. Les pertes vers la chaufferie, lorsque le brûleur fonctionne sont estimées à 1 %.

La consommation de cette chaudière est de 45 000 m³ de gaz par an.

Son rendement saisonnier peut être estimé à :

h_sais= [87 – 1] / [1 + 0,02 x (5 800 / 750 – 1)] = 76 [%]

Le remplacement de cette chaudière par une chaudière et un brûleur moderne et redimensionnée permettrait une économie de :

45 000 [m³gaz/an] x (1 – 76 [%] / 92 [%]) = 7 826 [m³gaz/an], soit 17,4 [%]

Si l’installation le permet, il peut être intéressant de remplacer la chaudière par une chaudière à condensation. On peut alors espérer un rendement saisonnier de :

h_sais= 101 % ou plus

Exemple.

Si on remplace l’ancienne chaudière du cas précédent par une nouvelle chaudière à condensation, le gain réalisé sera de :

45 000 [m³gaz/an] x (1 – 76 [%] / 101 [%]) = 11 138 [m³gaz/an], soit 24 [%]

Signalons en outre que le remplacement des anciennes chaudières par des nouvelles permet souvent de diviser par 2 à 3 les émissions annuelles de NO_x (responsables entre autres des pluies acides).

Évaluer l’efficacité d’une chaudière à condensation

Posséder une chaudière à condensation n’est pas, en soi, une garantie d’efficacité énergétique optimale. Encore faut-il que cette chaudière condense réellement. Il n’est pas rare, en effet, de rencontrer des chaudières de ce type desquelles ne s’échappe qu’un fin filet de condensat. Parfois, l’évacuation vers l’égout reste désespérément sèche durant toute la saison de chauffe …

L’investissement consenti pour profiter d’un matériel performant est alors inutile.

Dans ce cas, outre la qualité intrinsèque de la chaudière, on peut mettre en cause :

Le réglage du brûleur

Un excès d’air de combustion trop important augmente la température de rosée des fumées, c’est-à-dire la température à partir de laquelle les fumées commencent à se condenser. L’énergie récupérée grâce à la condensation diminue en conséquence. Pour évaluer la qualité du réglage, il faut procéder ou faire procéder par le chauffagiste à un contrôle de combustion.

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

La conception du circuit hydraulique

La température des fumées sera la plus basse (et la quantité de condensat et l’énergie récupérée la plus grande), si le circuit hydraulique raccordé à la chaudière permet un retour d’eau le plus froid possible. Le circuit doit donc éviter tout retour direct d’eau chaude vers la chaudière : pas de soupape différentielle, pas de circuit primaire bouclé, de bouteille casse pression ou de circulateur de by-pass, …

Soupape de pression différentielle placée entre le départ et le retour d’un circuit secondaire : lorsque des vannes thermostatiques se ferment sur le circuit, la soupape s’ouvre renvoyant directement une partie de l’eau chaude vers la chaudière pour éviter que la pression n’augmente trop dans le circuit.

Certaines chaudières à condensation imposent cependant l’utilisation d’une bouteille casse-pression (chaudières nécessitant en permanence un débit minimal). Dans ce cas, il faut veiller à ce que la température de l’ensemble des circuits secondaires varie en fonction des conditions atmosphériques et que la température de la chaudière suive au plus près la température du circuit le plus demandeur. Cela peut devenir problématique si la chaudière remonte souvent en température pour produire en même temps de l’eau chaude sanitaire ou pour servir des utilisateurs demandant une température nettement plus élevée que les autres (circuit avec aérothermes, …). Alors, la chaudière ne condensera quasi pas.

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

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

La régulation

Plusieurs dysfonctionnements de la régulation peuvent empêcher la condensation dans la chaudière :

Réglage des courbes de chauffe

La température de retour de l’eau vers la chaudière est conditionnée par la température demandée par les circuits secondaires. Celle-ci est le plus souvent réglée en fonction de la température extérieure au moyen d’une vannes mélangeuse et d’une courbe de chauffe. Un mauvais réglage de cette dernière peut conduire à demander une température d’eau trop élevée. Si une chaudière condense mal, il faut repérer le réglage des courbes existantes et les abaisser si nécessaire.

Exemple de courbe maximale que l’on devrait atteindre :

La courbe de chauffe réelle devrait même se trouver sous cette courbe. En effet si on prend en compte le surdimensionnement des radiateurs, une température d’eau de 70°C en plein hiver au lieu de 80° devrait être suffisante. Surtout si les radiateurs ont été dimensionnés pour un régime de température inférieur au traditionnel 90°/70°.

Attention, si les radiateurs sont équipés de vanne thermostatique, une courbe de chauffe trop élevée peut passer totalement inaperçue aux yeux des utilisateurs puisqu’aucune surchauffe ne se fera sentir. Le réglage de la courbe doit donc se faire toutes les vannes ouvertes.

En outre, lorsque l’on est en présence d’un circuit primaire avec bouteille casse-pression (comme mentionné ci-dessus), il faut vérifier que la température demandée à la chaudière est quasi semblable à la température demandée par le circuit secondaire le plus demandeur.

Régulation des brûleurs

Plus la puissance en fonctionnement du brûleur est faible par rapport à la puissance de la chaudière, plus celle-ci condensera facilement. Il faut donc vérifier que les brûleurs modulants ou les brûleurs 2 allures fonctionnent réellement en allure réduite quand les besoins sont faibles.

Si ce n’est pas le cas, il faut vérifier le paramétrage de la régulation et le raccordement correct du brûleur.

Concevoir

Les critères de performance d’une nouvelle chaudière à condensation.

Calculer le rendement saisonnier sur base de mesures

Chaudière classique

Le rendement saisonnier peut très bien être calculé au moyen de mesures effectuées à l’aide d’un compteur de chaleur sur le départ de la chaudière et d’un compteur sur l’alimentation en combustible du brûleur. Le rapport entre la production de chaleur mesurée au niveau du compteur de chaleur (kWh) et la consommation de combustible (gaz, fuel, …) exprimé en kWh donne la valeur du rendement saisonnier. Plus la période d’intégration est longue, meilleure est l’approche de la valeur réelle du rendement saisonnier, l’idéal étant une intégration sur l’ensemble de la période chauffe.

Trop souvent le rendement saisonnier est évalué suite à un audit, et ce de manière théorique. La seule façon de le déterminer précisément est de collecter les consommations mensuelles (ou en temps réel) de combustible et les consommations de chaleur.

La mesure de la quantité de chaleur produite passe donc par le placement d’un ou de compteur d’énergie :

En exploitation, la pose de compteurs permanents est primordiale, car elle permet, en temps réel de déterminer le rendement de chaufferie et, par conséquent, de pouvoir se rendre compte rapidement, d’une dérive des consommations. L’investissement dans ce type de compteur est très vite rentabilisé et ce d’autant plus que la puissance de la chaufferie est importante.

Lors d’un audit, la pose de compteurs non invasifs est intéressante, car elle permet d’approcher la valeur réelle du rendement saisonnier. On estime qu’une période de 2 semaines pendant la saison de chauffe permet d’obtenir un profil de consommation de chaleur suffisamment représentatif que l’on peut extrapoler pour une saison de chauffe.

Quelle que soit l’option prise, le placement d’un compteur d’énergie doit être réalisé par un professionnel sachant que la précision de la mesure peut être faussée juste par le choix d’un emplacement inadéquat au niveau de l’hydraulique de la production ou de la distribution. Sans y prendre garde, l’erreur de mesure peut atteindre d’ordre de 20 % pour les compteurs « non invasifs ». Pour les compteurs « invasifs », l’erreur est en moyenne de l’ordre de 1 à 2 % s’ils sont bien placés et calibrés (jusqu’à 20 % d’erreur).

η_saisonnier =
kWh chaleur / kWh gaz_PCI

η_saisonnier < 100 %

Mesures

Pour en savoir plus sur la mesure de l’énergie par compteur de chaleur.

Chaudière à condensation

La détermination du rendement saisonnier s’effectue de la même manière qu’une chaudière classique en considérant les consommations de combustible et la mesure des consommations de chaleur. L’énergie de condensation est intrinsèque aux mesures effectuées. En d’autres termes, on peut s’attendre à obtenir des excellents rendements (voire > 100 %) si la chaudière à condensation travaille correctement.

η_saisonnier = kWh chaleur / kWh gaz PCI

η_saisonnier< 100 % si pas de condensation
η_saisonnier > 100 % si condensation

Condenseur externe

Lorsque la puissance de la chaudière dépasse les 1 000-1 500 kW, pour exploiter l’énergie de condensation, on fait appel à un condenseur externe; ce qui complique le circuit hydraulique. Pour l’évaluation du rendement saisonnier en tenant compte de l’énergie de condensation, tout comme pour la chaudière à condensation, un seul compteur de chaleur bien placé est nécessaire sachant que l’énergie de condensation est intrinsèque à la mesure réalisée par le compteur de chaleur.

η_saisonnier =
kWh chaleur < 100 % si pas de condensation /
kWh gaz _PCI < 100 % > 100 % si condensation

Mesures

Pour en savoir plus sur le placement d’un compteur de chaleur.

Évaluer l’énergie de condensation sur base de mesures

Il n’est pas toujours possible de placer un compteur de chaleur sur un circuit hydraulique existant. En effet, la mesure effectuée par le compteur de chaleur non invasif (système à ultrason) n’est généralement précise que si elle est réalisée sur portion droite de conduite ; ce qui n’est pas toujours le cas dans une chaufferie.

Une manière d’évaluer le rendement de la production de chaleur est de mesurer la quantité de condensats sortant de la chaudière à condensation ou du récupérateur externe à condensation. Deux types de mesure sont assez simples à mettre en œuvre :

Pour les petites puissances, on peut très bien placer « un bidon » au niveau de l’évacuation des condensats et évaluer le nombre de litres d’eau condensée dans un laps de temps donné.

Pour les puissances plus importantes, on pourrait, avec un peu d’imagination, placer un compteur d’eau pouvant résister à une eau agressive (pH de l’ordre de 4).

Facteurs d’influence de la condensation

En théorie, la quantité de condensats formée lors du fonctionnement d’une chaudière à condensation est loin d’être négligeable. Le tableau suivant montre ce que l’on pourrait récolter comme quantité d’eau de condensation :

	Pouvoir calorifique supérieur Hs (kWh/m³)	Pouvoir calorifique inférieur Hi (kWh/m³)	Hs/Hi	Hs – Hi (kWh/m³)	Quantité théorique spécifique de condensat (kg/m³)⁽¹⁾
Gaz naturel LL	9.78	8.83	1.11	0.95	1.53
Gaz naturel E	11.46	10.35	1.11	1.11	1.63
Propane	28.02	25.8	1.09	2.22	3.37
Fuel domestique⁽²⁾	10.68	10.08	1.06	0.6	0.88
⁽¹⁾ Rapportée à la quantité de combustible.⁽²⁾ Pour le mazout EL, les indications se rapportent au litre.

En pratique, la quantité de condensats peut varier en fonction principalement :

de la température des fumées ;
de la température du retour de l’eau de chauffage ;
du taux de charge de la chaudière.

Mais elle peut aussi varier en fonction du dimensionnement des échangeurs, de son efficacité, …

Quantités annuelles de condensats

Quantité théorique

Tout au long de la saison de chauffe, pour autant qu’elle soit modulante, la chaudière travaille à différents taux de charge. La monotone de chaleur exprime bien la répartition des taux de charge pendant une saison de chauffe :

Monotone de chaleur (source : Viessmann).

Travail de chauffage (source : Viessmann).

En analysant et en combinant les deux graphiques ci-dessus, en moyenne, une chaudière modulante bien régulée et alimentant un réseau secondaire maximisant un retour d’eau le plus froid possible, travaille avec un taux de charge compris entre 30 et 45 % sur la saison de chauffe.

Sur base de ce taux de charge moyen annuelle, on peut déterminer, par l’utilisation des abaques ci-dessous, le taux de condensation moyen auquel il faut s’attendre sur l’année de chauffe.

Eau de condensation générée.

La formule suivante permet de calculer la quantité théorique annuelle de condensats en fonction de la consommation de combustible :

Quantité théorique annuelle de condensats (kg) = taux de condensation théorique x Quantité théorique spécifique de condensat (kg/m³ ou kg/litre) x Quantité de combustible annuelle (m³ de gaz ou litre de fuel)

En croisant la quantité théorique annuelle de condensats et celle mesurée sur le terrain, on peut déjà se rendre compte de la situation dans laquelle on se trouve.

Exemple

Sur base de ce qui précède et en considérant les hypothèses suivantes, il est possible de calculer la quantité théorique de condensats que l’on peut espérer récolter sur une saison de chauffe. On peut en déduire le rendement saisonnier.

Hypothèse :

La chaudière gaz est à brûleur modulant.
Le nombre d’heures de chauffe est de 6 500 heures.
Le taux de charge moyenne est de 37 %.
Le régime de température est 75/60°C ;
La quantité de gaz consommée sur l’année est de 20 000 m³.

Pour un taux de charge de 0.37 (37 % de la puissance nominale) :

La température de départ de l’eau de chauffage est de 47 °C.
La température de retour de l’eau de chauffage est de 42 °C.
La température des fumées 42 °C.
Le taux de condensation est de 62 %.

La quantité de condensats récoltée est de 0.62 x 1.53 (kg/m3) x 20 000 (m³ de gaz) = 12 972 (kg d’eau).

Dans ce cas-ci, lorsqu’on s’approche de cette valeur de 12 972 litres d’eau, on peut considérer que la chaudière condense de manière optimale.

Le taux de condensation étant de 62 %, on peut considérer que 62 % des 11 % maximum disponible dans l’énergie de condensation, soit 6.8 %, représente l’augmentation du rendement saisonnier calculé sans condensation.

Le rendement saisonnier se déduit comme suit : en supposant que le rendement saisonnier sans condensation calculé soit de 97 %, le rendement saisonnier avec condensation est de 97 % + 6.8 % = 103.8 %.

Pour effectuer le calcul du rendement saisonnier (sans condensation) de l’installation :

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

Quantité réelle

Une autre manière de procéder est de recalculer le taux moyen réel de condensation par la formule suivante :

Taux de condensation annuel (%) =
Quantité de condensats mesurée (kg) x 100 / Quantité de combustible annuelle (m³ de gaz ou litre de fuel) x Quantité théorique spécifique de condensat (kg/m³ ou kg/litre)

Cette valeur du taux de condensation annuel est une image de l’amélioration du rendement saisonnier de l’installation due à la condensation.

Exemple

Hypothèse :

La quantité théorique spécifique de condensat pour le gaz est de 1.63 kg/m³.

Mesures

La quantité de gaz consommée sur l’année est de 20 000 m³.
La quantité de condensats récoltée sur l’année est de 10 000 kg.

Le taux réel de condensation annuelle est de 10 000 kg de condensats x 100 / (20 000 (m3 de gaz) x 1.53 kg/m3) est de 32 %.

La valeur théorique maximum du taux de condensation étant pour le gaz par exemple de 11 % (correspondant à 1.53 kg/m³), 0.32 x 11 % = 3.53 % représente l’amélioration du rendement saisonnier de l’installation.

Pour effectuer le calcul du rendement saisonnier (sans condensation) de l’installation :

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

Une valeur de 97 % sur PCI de rendement saisonnier sans la condensation issue du calcul donne une valeur du rendement saisonnier avec condensation de 97 % + 3.53 % = 100.53 % sur PCI.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un système de refroidissement tout air

Quand opter pour un système tout air ?

Bien que l’air ne soit pas le mode de transfert de chaleur le plus efficace (faible capacité calorifique, faible efficacité des ventilateurs), il peut s’avérer intéressant de choisir un refroidissement par air lorsque les débits thermiques nécessaires sont proches de ceux requis pour la ventilation hygiénique. Cela peut notamment être le cas dans des salles de réunion, grands bureaux paysagers, salle d’opération ou de spectacle par exemple. Ou encore, lorsque les besoins de refroidissement du bâtiment sont faibles et bien maitrisés (par des superficies vitrées réduites, des protections solaires extérieures,…). On fait alors l’économie d’un réseau d’eau chaude et/ou glacée et des émetteurs locaux.

Choix de la configuration du réseau

Deux situations sont possibles :

soit les besoins des locaux sont relativement constants dans le temps, auquel cas un système à débit d’air constant sera retenu ;
soit ces besoins sont variables et le choix d’un système VAV sera fait.

Différents systèmes à débit d’air constant sont envisageables :

Système monogaine
- unizone
- multizones
Système double-gaines multizones (avec boîtes de mélange).

Lorsque les locaux présentent des occupations et des charges thermiques variables, il reste à affiner le choix parmi les différentes technologies de VAV : découpage du bâtiment en zones homogènes, modulation du débit par local ou groupe de locaux, choix du niveau de pression.

Choix du débit d’air constant « monogaine » ou « double-gaines » (dual duct)

Si une seule zone est à traiter, ce choix ne se pose pas : la régulation du caisson de traitement d’air permettra de s’adapter aux variations de la demande. C’est ce que l’on fera pour une salle de conférences, pour une salle d’opération dans un hôpital, pour un grand hall, …

Par contre, si plusieurs zones sont à traiter, le système doit pouvoir s’adapter à des besoins différents : locaux situés sur des façades différentes, salles de réunion différemment utilisées,…

Comment, à partir d’un même caisson de traitement d’air, produire des températures différentes ? C’est là que le choix existe entre 2 systèmes :

Soit un système mono-gaine, multi-zones

Mais ce système risque fort d’être destructeur d’énergie (préparation d’air chaud, refroidi par la suite…). Aussi, il ne peut être imaginé en pratique que sur base d’une centrale préparant de l’air frais (16°, par exemple) et les unités terminales apportent le complément uniquement via une batterie de chauffe terminale.

Mais comment gérer les besoins variables en été ? Le local exposé au soleil souhaitera un air plus froid que celui qui est au Nord. On risque donc de refroidir l’air en centrale et de le réchauffer à l’entrée des locaux au Nord…

On constate ici que la centralisation du traitement génère un manque de souplesse total. On préférera se diriger soit vers une installation « tout air » à débit d’air variable, soit vers une solution « air-eau ».

Soit un système double gaines, dit « dual duct »

Deux réseaux parallèles : un réseau d’air chaud et un réseau d’air froid. Une sonde de température ambiante commande le réglage d’une boîte de mélange. Ce système est contraignant à plusieurs niveaux : financièrement (investissement), énergétiquement (risque de « détruire » de l’énergie à l’exploitation) et spatialement (encombrement dans les faux plafonds).

On ne l’installe plus aujourd’hui car il est très énergivore (on détruit de l’énergie pour obtenir la température souhaitée). On tente plutôt de le démanteler dans les anciens bâtiments où il est installé.

Conclusions

Il nous semble que le système « tout air – à débit constant » ne peut raisonnablement s’appliquer aujourd’hui que pour le traitement d’une seule zone, c’est-à-dire un ou plusieurs locaux homogènes, commandés par une seule sonde d’ambiance commune. C’est là une limitation très importante, qui explique le succès des systèmes à volume d’air variable, beaucoup plus souples que ceux à débit constant.

Cas particulier pour les locaux occupés de façon sporadique

En présence de locaux à chauffage très intermittent (comme des salles de réunion, de spectacles,…), une variante avec système de chauffage complémentaire par radiateurs permet d’assurer un chauffage de base entre 12 et 15°C en période de non-occupation, et une mise en confort très rapide dès l’arrivée des personnes (ou par horloge).

Ce système est économique et supprime la surchauffe des locaux en période de forte occupation grâce aux possibilités de ventilation et de rafraîchissement, et à la faible charge des parois.

Systèmes VAV : Un découpage du bâtiment en zones homogènes

Puisque la température de pulsion de l’air au départ d’un groupe de préparation sera uniforme pour l’ensemble de la zone traitée, le bâtiment sera découpé en zones homogènes pour lesquelles on souhaite avoir une modulation du débit distincte. Par exemple, la façade Nord, la façade Sud et l’ensemble des locaux intérieurs peuvent constituer 3 zones avec un groupe distinct et une température de départ distincte (une zone intérieure demande toujours du refroidissement alors que la zone Nord demande majoritairement du chauffage).

La taille de l’installation impose parfois le découpage également : les débits d’air sont couramment de 6 (jusqu’à 10) renouvellements du volume des locaux par heure ! L’encombrement impose parfois un découpage en zones distinctes.

Mais le dimensionnement de la centrale profite lui au contraire de l’effet de foisonnement entre locaux dont les besoins sont différents : si façade Est et façade Ouest sont sur une même centrale, il ne faudra jamais cumuler les 2 puissances puisque le soleil ne peut être des 2 côtés simultanément.

Exemple.

Un regroupement des salles de réunion sur un même groupe de préparation permet de valoriser les avantages du VAV. Chaque salle se greffera sur le réseau via une bouche de pulsion commandée par détecteur de présence. Le ventilateur du groupe travaillera à vitesse variable pour maintenir une pression constante dans le réseau. Le groupe de préparation sera dimensionné avec un facteur de simultanéité (défini de commun accord avec le Maître d’Ouvrage) pour tenir compte du fait que toutes les salles ne seront pas occupées en même temps.

La régulation du débit peut être on/off en fonction qu’il y ait présence ou non, ou modulée en fonction du contrôle de la température du local, ce qui est énergétiquement préférable. Une sonde CO₂ sur la reprise permettra d’adapter la quantité d’air neuf aux besoins.

À l’intérieur d’une zone, chaque local peut avoir sa bouche modulante et donc un débit modulé en fonction des besoins. La régulation est alors très souple,… mais l’installation est chère !

À noter l’inconvénient de ce type d’installation à air (par rapport au système air-eau) : le manque de souplesse dans la modification future du réseau (démontage des faux plafonds). On a dès lors intérêt à prévoir de nombreuses bouches, afin d’anticiper un découpage différent des locaux dans le futur (ajout d’une cloison).

Pour mémoire : le choix du nombre de conduits

Il est théoriquement possible de prévoir un système VAV à deux conduits : une centrale prépare simultanément de l’air froid et de l’air chaud, les deux fluides étant distribués en parallèle et mélangés dans une boîte de détente à l’entrée de chaque zone.

Il s’agit ici d’un système hyper flexible, pouvant répondre avec souplesse à des besoins variables et opposés.

Dans la version « usine », un premier clapet motorisé fait passer soit l’air chaud, soit l’air froid. Un second module ensuite le débit.

Dans la « full options », la boîte de réglage est équipée de deux volets de réglage progressif. Une zone neutre sépare les plages d’ouverture des conduits d’air chaud et d’air froid.

En principe, il n’existe aucun mélange possible entre chaud et froid au niveau du diffuseur, même si les deux conduits cohabitent toute l’année dans les gaines techniques…

Le coût d’investissement est vraiment très important. On cite parfois comme application les grands navires de plaisance : pour le confort des passagers, on souhaite leur fournir une souplesse totale de régulation, même lorsque le bateau vire de bord et que la face ensoleillée change ainsi brutalement… !

Aujourd’hui, pour atteindre un tel objectif de confort, on choisira plutôt une installation de ventilos-convecteurs à 4 tubes ou une installation à fluide réfrigérant variable, très souples également lorsque les besoins fluctuent fortement.

Seule application éventuelle : la réhabilitation d’un système classique à deux conduits à débit constant en système à débit variable.

Améliorer

Pour en savoir plus sur l’amélioration d’une climatisation « tout air » à débit constant existante, cliquez ici !

Choix du système de chauffage associé

Les systèmes 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, dans le cas d’une installation VAV, chaque local régule le débit d’air juste nécessaire en fonction de la température souhaitée, avec un débit minimum ajusté :

soit au débit d’air hygiénique,
soit à un débit plus élevé parce qu’une bonne distribution de l’air dans le local l’oblige,
soit à un débit plus élevé parce que les besoins de chauffage apporté par l’air l’obligent (si régulation à une sortie).

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. Mais cette régulation peut être affinée.

Le système est très économique (surtout à l’exploitation), notamment parce qu’on ne fait jamais du chaud et du froid simultanément. Mais il ne convient que pour les locaux dont les charges thermiques sont homogènes. Il sera par exemple impossible de refroidir un local intérieur et de réchauffer simultanément un local périphérique traité par le même groupe …

Les systèmes monogaine avec réchauffage terminal

Cette variante s’applique aux bâtiments qui comportent des zones dont les besoins sont différents. On pense tout particulièrement aux grands immeubles de bureaux dont les zones centrales ont en permanence des besoins d’évacuation de la chaleur (charge stable) et dont les zones périphériques (locaux en façades) ont des besoins de chauffage en hiver, par grands froids (charge variable).

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

En fait, il s’agit d’un « vrai » VAV pour la zone interne (alimentée en froid toute l’année), et d’un VAV complété d’une variation de température pour les locaux périphériques. On comprend qu’une telle installation soit très souple à l’usage !
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 refroidit le cœur du bâtiment en hiver, refroidit tout le bâtiment en été et assure la ventilation hygiénique toute l’année. On sera attentif à ne pas « casser de l’énergie » par un fonctionnement simultané du froid et du chaud dans les mêmes locaux. Ainsi, 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). en-dessous de 23°C, la boîte VAV fonctionne sur son débit minimum préréglé.

C’est la solution sans doute la plus économique à l’investissement et à l’exploitation. Problème : bloquer les vannes thermostatiques sur 21°C n’est pas toujours bien accepté par l’occupant…

À défaut d’un recyclage de l’air (pour des raisons hygiéniques ou parce que les conduits ne sont pas situés l’un près de l’autre, un récupérateur de chaleur peut être prévu entre conduits d’extraction et de pulsion.

2. Soit les batteries de chauffe sont placées en série sur la boîte VAV

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 préréglé. 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 pour la charge maximale et maintenir 24°C dans l’ambiance. Ici encore, l’insertion d’une zone neutre entre chaud et froid sera énergétiquement obligatoire.

On perçoit le défaut de ce système : le chauffage est assuré sous un débit d’air minimal… La puissance de chauffe ne pourra être très élevée ! et l’on risque d’augmenter en permanence le débit d’air minimum préréglé uniquement pour des besoins de chauffage.

Cela montre la limite du VAV lorsque l’on veut aussi traiter des locaux ayant des besoins de chauffage.

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 (dont la consommation doit être soigneusement étudiée vu le coût du kWh électrique).

Une gestion de ces résistances électriques est utile :

démarrage en Heures Creuses (fin de nuit) lors de la relance,

délestage possible de certaines résistances lors de la pointe de puissance quart-horaire.

Pour un bon fonctionnement de la boîte VAV, une gestion de la pression du réseau en amont est nécessaire.

À noter que la présence de batteries de chauffe va augmenter les pertes de charge à vaincre par le ventilateur, hiver (admettons…) comme été (là, c’est plus dommage puisque cette batterie est à l’arrêt !). Mais on parle ici d’une perte de charge de 40 Pa au débit max, soit 10 Pa au débit moitié, ce qui reste faible à comparer au 1 500 PA de l’ensemble du réseau.

A nouveau, à défaut d’un recyclage de l’air, un récupérateur de chaleur peut être prévu entre conduits d’extraction et de pulsion.

3. Soit les batteries sont placées en parallèle par rapport au local

Le schéma suivant est théoriquement possible :

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.
Il s’agit d’une solution qui présente plusieurs avantages par rapport à la solution « série »

Le débit de pulsion d’air chaud est tout à fait indépendant de l’installation. Par rapport à la solution précédente, un tel fonctionnement en « circuit fermé » permet d’augmenter la puissance de chauffe puisque le débit d’air est plus élevé.

En période de relance (avant l’arrivée des occupants), le chauffage peut fonctionner en circuit fermé, sans apport d’air frais extérieur.

En été, il n’y a pas de perte de charges supplémentaires générées par le passage de l’air dans la batterie de chauffe.

Mais cette solution est très chère et sophistiquée. On peut penser alors à une solution plus simple :

pulsion d’un débit d’air hygiénique constant,

complété par des unités terminales à recyclage, équipées de batteries de chaud et de froid dans les zones périphériques et d’une batterie de froid dans la zone centrale.

Mais c’est alors une installation « air-eau » avec ventilo-convecteurs ou MTA (Module de Traitement d’Air) !

Dispositifs d’économie d’énergie

Choix du régime de pression

L’air peut être distribué à des vitesses variant de 5 à 15 m/s.
À débit égal, doubler la vitesse de l’air dans les gaines permet de diminuer par deux la section nécessaire. Le bureau d’études cherchera donc parfois à augmenter la vitesse pour réduire l’encombrement des conduits. Mais un air pulsé à haute vitesse circule à haute pression. Il doit dès lors être « détendu » à l’entrée du local. C’est le rôle de la boîte de détente.

Un autre inconvénient des hautes vitesses est que les frottements de l’air sur les parois des gainages sont proportionnels au carré de la vitesse. Et donc le ventilateur doit vaincre des pertes de charges beaucoup plus élevées, variant de 500 à 1 500 Pa.

De plus, à ces hautes pressions, des précautions sérieuses sont à prendre en matière acoustique, notamment au niveau des appareils terminaux (amortisseur de bruit).

Aussi, pour différentes raisons, on a tout intérêt à limiter les vitesses et donc en tout cas à ne pas dépasser une perte de charge de 1 000 Pa pour le dimensionnement du réseau.

À noter que si autrefois les bouches à débit variable exigeaient une pression minimale élevée pour un bon fonctionnement, ce critère n’est pratiquement plus d’application aujourd’hui.

> pour un réseau à basse vitesse (à basse pression) :

la vitesse de déplacement de l’air varie entre 2 m/s (au droit des bouches) et 7 m/s (au départ de la conduite principale).

le groupe de reprise d’air (= GE = Groupe d’Extraction) est dimensionné entre 150 et 300 Pa, ce qui entraîne une puissance de 250 à 500 W au moteur, pour 1 m³/s.

le groupe de pulsion d’air (= GP = Groupe de Pulsion) est dimensionné entre 450 et 600 Pa, ce qui entraîne une puissance de 750 à 1 000 W au moteur, pour 1 m³/s.

> pour un réseau à haute vitesse (à haute pression) :

le groupe de pulsion d’air (= GP = Groupe de Pulsion) est dimensionné entre 1 200 et 2 400 Pa, ce qui entraîne une puissance de 1 600 à 3 000 W au moteur, pour 1 m³/s.

Il est généralement utile d’équiper les ventilateurs d’un moteur à deux vitesses afin de réduire la puissance motrice en situation d’occupation réduite.

Exemple.

Chiffrons la différence de consommation entre les réseaux Basse et Haute pression. En moyenne, le réseau Haute pression sera dimensionné sur une perte de charge globale supérieure de 1 000 Pa par rapport au réseau Basse pression (pulsion + extraction). Le supplément de puissance du ventilateur est alors de :

Puissance = Débit x Hauteur manométrique / Rendement

Soit un supplément minimum de 1 300 Watts pour un débit de 1 m³/s transporté, où 0,36 W par m³/h transporté.

Imaginons un groupe de 10 000 m³/h. La consommation supplémentaire annuelle (sur base de 0,1 €/kWh, pointe comprise) sera de :

Suppl. consommation = (10 000 x 0,36 x 24 x 365 / 1 000 [Wh/kWh]) x 0,1 [€/kWh] = 3154 €/an !

Soit près de 100 000 € pour deux ventilateurs en 30 ans de fonctionnement…

Si l’installation ne tourne qu’aux heures de bureau (50 h/semaine), le supplément est ramené à 98 €/an.

Pour l’utilisateur du bâtiment, il y a sûrement une manière plus efficace de dépenser cet argent…

Remarque : à titre d’information, les cliniques St Luc de Bruxelles traitent près de 300 000 m³/h… Le débit de 10 000 m³/h dont il est question ici représente donc l’équivalent du service des urgences…

Si le régime Haute Pression est malgré tout choisi, il est clair qu’il ne faudrait jamais dépasser les 15 m/s, pour limiter la consommation et aussi le bruit produit dans les boîtes de détente.

Récupération de chaleur

Lorsque l’on choisit une installation à débit d’air constant, le coût du traitement d’air d’une installation « tout air neuf » est hors de prix.

La récupération de chaleur sur l’air extrait

Une quantité importante d’énergie peut être récupérée en plaçant un récupérateur de chaleur sur l’air extrait. Le rendement des échangeurs de chaleur à plaque atteint aujourd’hui facilement 80 à 90%.

Différentes technologies de récupération de chaleur sont envisageables : le croisement des flux d’air neuf et extraits dans un échangeur à plaque ou à roue, ou l’échange indirect par l’intermédiaire de batteries et d’une boucle d’eau.

Le recyclage de l’air extrait

Une autre possibilité de récupération d’énergie est le recyclage d’air extrait.

Des registres motorisés modulent les débits d’air recyclé et d’air rejeté. Le débit d’air neuf ne peut cependant jamais descendre sous le débit minimal d’air neuf hygiénique en période d’occupation.

L’efficacité de ce système est dû à plusieurs faits :

Dans cette technique, il est possible de moduler le débit d’air neuf en fonction de la présence effective des occupants du ou des locaux. Par exemple, une sonde CO₂ placée dans le conduit d’air extrait peut moduler l’ouverture du registre d’air neuf. D’où une fameuse économie !

Parmi les systèmes de récupération d’énergie, le recyclage partiel de l’air extrait permet de valoriser aussi bien l’énergie sensible que l’énergie latente (chaleur et humidité).

La technique permet de valoriser l’air frais extérieur durant une bonne partie de l’année : la demande de refroidissement des locaux ayant souvent lieu lorsque l’air extérieur est plus froid que l’ambiance, il sera possible d’en profiter par un débit d’air neuf plus élevé, voire apportant les 100 % du débit. Et si l’air neuf est trop froid, la température sera relevée par le mélange avec de l’air chaud extrait des locaux.

Recyclage et récupérateur de de chaleur ne sont bien entendu pas incompatibles. Dans un réseau dimensionnée largement au-delà des besoins d’air hygiénique, on combinera souvent les deux, pour pouvoir à la fois moduler la quantité d’air neuf et maximiser la récupération d’énergie. Pour maximiser le bénéfice énergétique, l’air neuf sera d’abord réchauffé par récupération de chaleur avant d’être mélangé à l’air recyclé.

Dans tous les cas, la modulation du recyclage et de la récupération de chaleur doit être réfléchie pour éviter les surchauffes en mi-saison.

Pour en savoir plus :

Études de cas

Recyclage ou tout air neuf pour une salle d’opération.

Calculs

Dans les outils de calcul – rubrique « Climatisation » – vous trouverez un outil permettant de calculer les caractéristiques d’un mélange d’air.

Free cooling

Cette technique vise à valoriser l’air frais extérieur lorsque la demande de refroidissement a lieu alors que l’air extérieur est plus froid que l’ambiance. Dans ces conditions, il sera possible d’en profiter en engageant un débit d’air neuf plus élevé, voire apportant les 100 % du débit. Et si l’air neuf est trop froid, la température sera relevée par récupération de chaleur ou par recyclage de l’air chaud extrait des locaux.

Une installation VAV est particulièrement bien adaptée pour une utilisation optimale des énergies gratuites par free cooling. Cette pratique s’applique également dans le cas de systèmes à débit constant.

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.

Mais il faut être attentif à plusieurs problèmes :

Ne pas casser du froid par du chaud !

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

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

Privilégier le recyclage partiel de l’air extrait des locaux

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

Un recyclage partiel de l’air extrait est ici tout indiqué. Ainsi, l’air extrait des locaux (à 24°) sera mélangé à l’air neuf extérieur pour obtenir la température juste souhaitée, sans surcoût énergétique. Par exemple :

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

Études de cas

Les bilans énergétiques d’une installation avec et sans recyclage ont été réalisés pour le cas de 4 locaux de consultation à l’hôpital de Chimay.

C’est une très bonne solution si les locaux requièrent par eux-mêmes un apport d’air élevé (local de réunion intérieur, salle de conférence). Cet air est alors utilisé simultanément pour rafraîchir.

Remarques.
Dans tous les cas, l’analyse système/zone est très importante pour adapter les groupes aux besoins de chaque zone. « Zoner les locaux », c’est ici la première démarche URE.

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

Pour en savoir plus :

Concevoir

Valoriser la fraicheur de l’environnement.

Choix de la régulation

La régulation d’une installation « à volume d’air variable » se décompose en de multiples régulations imbriquées.

La régulation classique d’un espace refroidi par une installation « tout air » dissocie la régulation :

d’une part de la température en agissant sur les batteries froides et chaudes,

D’autre part, dans le cas du VAV, du débit d’air en agissant sur les clapets de réglage d’air neuf et d’air recyclé.

En conception énergétique, il est intéressant de mixer les deux pour pouvoir récupérer au maximum l’énergie contenue dans le recyclage.
Ainsi, pour un local refroidi par VAV :

La régulation de la température intérieure,
>	requiert la régulation du débit d’air,
	>	qui requiert la régulation de la pression dans le conduit d’air pulsé,
		>	qui entraîne la régulation de la pression dans le conduit d’air repris,
			>	ceci sous-entendant la régulation du débit des ventilateurs.

La régulation de la température intérieure

Dans le cas d’une installation à débit constant, la sonde de température de l’ambiance envoie son signal au régulateur de température qui le compare à la valeur de consigne. Imaginons que ce soit l’été et qu’il fasse trop froid dans l’ambiance. Suite à l’écart détecté, la vanne de froid est fermée progressivement.

Si la température d’ambiance continue à baisser, et descend en dessous de la zone neutre, c’est la vanne de chaud qui est ouverte progressivement.

Si la zone contient plusieurs locaux, il arrive souvent que la sonde soit placée dans la reprise d’air afin de mesurer la valeur moyenne des locaux traités.

Ceci est le schéma classique avec une zone neutre dans laquelle les batteries froides et chaudes sont fermées. Dans certains locaux, tels que des salles d’opération, il n’y aura pas de zone neutre !

Remarque : la vanne de froid peut donc s’ouvrir soit pour déshumidifier l’ambiance, soit pour la refroidir. Le régulateur d’humidité devra être informé de la demande du régulateur de température et il prendra la demande la plus exigeante pour agir sur la vanne.

Notons que les exigences de température de certains locaux tels que des zones à risque de contamination élevé sont importantes et ne laissent pas de place à une plage neutre de température dans laquelle les vannes des batteries froides et chaudes sont fermées : il y a donc destruction d’énergie ! Dans un système à recyclage, il existe un moyen de combattre la destruction d’énergie par un savant mixage des consommations des équipements de la centrale de climatisation et d’énergie de recyclage.

Dans le cas d’une installation VAV, le principe de base consiste à réguler la température intérieure en moduler le débit d’air en fonction des besoins, et non la température de pulsion.

Si le chauffage est apporté par une batterie terminale, une régulation simple « à une sortie » consiste à moduler le débit en fonction d’une seule courbe de température :

en plein été, le débit est maximal,

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

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

Par contre, si le chauffage est apporté par l’air, on adopte une régulation « à deux sorties ». Elle est basée sur le raisonnement ci-dessous.

En hiver, une augmentation de la température dans le local va entraîner une diminution du débit d’air chaud pulsé. En été, au contraire, une augmentation de température intérieure va entraîner une augmentation du débit d’air froid pulsé.

Il est donc nécessaire d’inverser le sens d’action du régulateur en fonction de la saison. Ce changement peut être réalisé par un thermostat extérieur, par exemple réglé sur 15°C. De plus, une zone neutre sera ménagée par décalage des points de consigne hiver et été.

Cette commutation ne s’appliquera pas dans les locaux soumis uniquement à des apports de chaleur (zones centrales des immeubles climatisés).

Si les besoins des locaux sont liés aux conditions climatiques, la température de l’air pulsé peut aussi être adaptée en fonction de la température extérieure, via une loi de correspondance donnée (sorte de « courbe de chauffe », étendue en été).

Enfin, pour mieux tenir compte des besoins réels (présence des personnes, des équipements,…), la consigne peut également être compensée en fonction de l’évolution de la température intérieure. Lorsque l’écart entre la température effective mesurée dans le local et la consigne croît, la température de soufflage est augmentée en hiver et diminuée en été. La difficulté consiste à trouver le local « témoin »… Problème qui peut être résolu si une GTC est installée sur le bâtiment : dans ce cas, les informations de tous les régulateurs locaux sont envoyées par le bus de communication vers la centrale qui retient l’exigence la plus forte.

À noter que, pas plus que dans les autres systèmes de climatisation de bureaux, l’humidité des locaux ne peut être régulée local par local. Seul un réglage global de l’hygrométrie est possible dans le caisson de traitement central, sur base d’une mesure de l’humidité dans la gaine de reprise commune. Cette valeur moyenne est généralement suffisante vu la faible sensibilité du corps humain à l’humidité ambiante.

La limite basse de température de soufflage

Imaginons une salle de conférences de plusieurs centaines de personnes. La température extérieure est de 10°C. Vu les apports de chaleur importants donnés par les occupants, on aimerait pouvoir pulser un maximum de cet air extérieur frais « gratuit ».

Mais il faut que les bouches de soufflage soient prévues pour mélanger rapidement l’air frais avec l’air ambiant. On choisira des bouches à haute induction.

A défaut, les occupants risquent d’être incommodés par la coulée d’air froid. Il faudra alors préchauffer l’air entrant à une température minimale réglée par l’exploitant.

De là, une sonde de limite basse de température de soufflage, informant le régulateur de température, qui lui agit sur la vanne de la batterie de chaud ou de froid.

La régulation de l’humidité

Pour la plupart des installations, le contrôle précis de l’humidité ne se justifie pas : il suffit de s’assurer que l’humidité de l’ambiance est comprise entre 40 et 60 %, plage du « grand confort ». C’est le cas des salles de conférences, de cinéma, de gymnastique, dans les restaurants, les centres commerciaux, … Il n’y a que dans des cas particuliers comme les salles d’opération ou les laboratoires que le contrôle strict de l’humidité se justifie.

Autrement dit,

en dessous de 40 % d’humidité relative, la vanne de l’humidificateur s’ouvre progressivement,
au-dessus de 40 %, l’humidificateur est à l’arrêt,
au-dessus de 60 %, la déshumidification est enclenchée par l’ouverture progressive de la vanne de froid.

C’est le rôle du régulateur d’humidité.

Notons qu’il est cependant rare de devoir déshumidifier. Ce ne sera souvent que par temps orageux que l’humidité intérieure dépassera les limites acceptables. C’est pourquoi il n’est pas absolument obligatoire de commander la déshumidification au moyen d’une sonde d’humidité, surtout si l’installation est équipée d’une post-chauffe (cas des installations régulées par point de rosée) engendrant une destruction d’énergie (refroidissement et chauffage successif de l’air).

La régulation de la pression et du débit dans les systèmes VAV

La régulation locale du débit d’air pulsé

On peut adapter le débit par réglage d’un clapet : un servomoteur commande la position d’un clapet en fonction de la température dans le local. Ce clapet est généralement doté d’un système d’auto-réglage en fonction de la pression (afin de maintenir le débit souhaité malgré les variations de la pression du réseau). Il est inséré dans une boîte de détente tapissée d’absorbants acoustiques pour réduire le niveau de bruit. L’air est ensuite réparti vers le local via des diffuseurs.

Schéma sur régulation locale du débit d'air pulsé.

Il est également possible de faire varier le débit en agissant directement au niveau des diffuseurs. Le clapet est cette fois intégré dans le diffuseur. C’est la gaine de pulsion qui joue le rôle de plenum de distribution. Ici aussi, des absorbants acoustiques sont intégrés dans les parois.

Schéma sur régulation locale du débit d'air pulsé.

Les diffuseurs utilisés sont spécifiques aux installations à débit d’air variable. En effet, le confort doit être assuré quel que soit le débit pulsé. Curieusement, le risque d’inconfort apparaît lors des faibles débits : l’air à faible vitesse ne se mélange pas bien à l’air ambiant (faible induction) et « tombe » sur les occupants. Dans ce but, l’air est diffusé tangentiellement au plafond pour bénéficier d’un effet Coanda dans les deux directions.

Malheureusement, la pression n’est pas tout à fait stable dans le réseau, et à une position donnée du clapet ne correspond pas toujours une même valeur de la vitesse de l’air dans la bouche. Aussi, selon les fabricants, divers systèmes complémentaires sont utilisés pour s’assurer de l’adéquation du débit aux besoins.

Imaginons que le régulateur de température détecte une température ambiante supérieure à la consigne. Il envoie au régulateur de débit un signal qui devient sa consigne. Le débit est ajusté. Mais peu de temps après, les vannes des locaux voisins se ferment. La pression monte dans le circuit et le débit a tendance à augmenter. On pourrait attendre la réaction du local, via l’évolution de la température. Mais on préfère réaliser une mesure directe du débit et corriger la consigne du régulateur de débit. Certains constructeurs insèrent alors dans le conduit un capteur de pression dynamique. Puisque celle-ci est proportionnelle au carré de la vitesse, la vitesse réelle du fluide sera connue. Un actionneur pourra modifier la position du siège du clapet et la consigne de débit sera ajustée.

En résumé, la température influence la position d’ouverture du clapet. Et la mesure effective du débit déplace la courbe de réglage globalement.

La régulation globale de la pression dans le conduit d’air pulsé

Lorsque plusieurs clapets se ferment, la pression monte dans le réseau. Les clapets encore ouverts sont perturbés dans leur régulation et de plus, ont tendance à augmenter leur niveau de bruit lors du passage de l’air.

Une régulation de la pression du réseau sera organisée. Un capteur de pression sera placé dans la gaine (idéalement entre la moitié et les deux tiers du réseau) et une régulation du ventilateur sera organisée en vue de pulser le débit juste nécessaire et de maintenir une pression constante dans le réseau. Idéalement, via un variateur de vitesse sur le moteur du ventilateur.

Si une Gestion Technique Centralisée est prévue dans la bâtiment, ou simplement un système de centralisation des informations issues des boîtes de réglage, les possibilités actuelles de régulation permettent de se libérer de cette contrainte du maintien de la pression en un endroit donné de la gaine. En effet, on mesure à présent le débit réel pulsé au droit de chaque bouche, et cette information permet de commander le ventilateur de telle sorte que le débit de la bouche la plus défavorisée soit tout juste atteint.

La régulation locale du débit d’air repris

Si le débit d’air pulsé évolue, il faudrait que le débit d’air repris évolue conjointement. Idéalement, il faudrait agir localement sur le débit des bouches de reprise, puis globalement sur le débit du ventilateur de reprise.

Trois régulations sont possibles :

Schéma sur la régulation locale du débit d'air repris.

Soit le régulateur de température ambiante envoie le même signal au clapet de reprise qu’au clapet de pulsion,

Soit la sonde de débit d’air pulsé envoie son information vers le régulateur du clapet de reprise,

Soit enfin, on ajoute un capteur de pression dans le local pour réguler directement la surpression ou la dépression existante dans le local.

Cette dernière solution sera d’application lorsque l’on souhaitera maintenir volontairement la surpression ou la dépression d’un local (salle d’opération, salle blanche,…)

Mais un tel système est impayable ! Il n’est pas vraiment nécessaire d’identifier pulsion et extraction dans chaque local. On s’accorde généralement à dire qu’une gestion de l’air par zone ou par étage (au niveau de la trémie d’extraction) est suffisante pour éviter un transfert d’air parasite entre étages. On travaillera donc au niveau de la pression dans le conduit d’air repris.

La régulation globale de la pression dans le conduit d’air repris

Trois solutions sont possibles :

Soit les commandes des ventilateurs de pulsion et de reprise sont synchronisées (le variateur de vitesse agit sur les deux moteurs simultanément). Mais ce système impose que les ventilateurs aient des caractéristiques aérauliques semblables. Or, les deux réseaux sont différents. Des écarts de débit apparaissent et les locaux risquent de ne plus être maintenus en surpression…

Soit ce sont les pressions des deux réseaux qui sont comparées et le ventilateur de reprise est régulé de façon à maintenir en permanence une différence de pression donnée.

Soit enfin, ce sont les débits qui sont comparés entre pulsion et reprise et la régulation se fait en fonction d’un débit différentiel constant.

À noter que dans les installations qui sont supervisées par une régulation numérique, le bus de communication peut signaler la position ou le débit réel de chaque boîte de détente. Le régulateur central somme alors ces débits pour définir le débit total des groupes de pulsion et d’extraction.

Quelle régulation de vitesse des ventilateurs ?

Plusieurs modes de réglage permettent d’adapter le débit des ventilateurs (de pulsion et/ou d’extraction) en fonction de la grandeur de référence :

étranglement,
by-pass,
aubage mobile de prérotation à l’aspiration,
variation de la vitesse du moteur,
variation de l’angle de calage des aubes (pour les ventilateurs hélicoïdes).

Tous ces modes de réglage n’entraînent pas la même économie électrique. Le by-pass (l’équivalent de la soupape différentielle utilisée en chauffage) peut même conduire à une augmentation de la consommation.

Il ressort de la comparaison des différents types de réglage que la solution énergétiquement la plus intéressante est la variation de la vitesse du ventilateur, soit par paliers grâce à des moteurs à plusieurs vitesses, soit de façon continue au moyen d’un convertisseur de fréquence.

Gamme de convertisseurs de fréquence.

Cependant, lorsque les plages de réglage souhaitées sont assez réduites, les solutions de l’étranglement (plage de réglage maximum de 100 à 85 %) ou des aubages de prérotation (réglage de 100 à 70 %, uniquement pour les ventilateurs centrifuges à aubes recourbées vers l’arrière et les ventilateurs hélicoïdes) sont des solutions satisfaisantes.

Cette dernière solution, de moins en moins utilisée, peut cependant devenir plus intéressante que la variation de vitesse du ventilateur, pour les ventilateurs de très grosse puissance (40 .. 50 kW). En effet, un convertisseur de fréquence devant gérer une telle puissance est très coûteux.

Pour les ventilateurs hélicoïdes, la modification automatique de l’angle de calage des aubes conduit à une diminution de la consommation électrique presque équivalente à la variation de vitesse.

La gestion de l’apport d’air neuf

Il importe d’adapter à tout moment le débit d’air neuf adéquat. On peut parler d’une véritable gestion de l’air neuf, puisque :

Lorsqu’il fait très chaud dehors (T° > 25°C), l’air neuf doit être réduit au minimum hygiénique pour limiter les coûts de refroidissement.

Lorsqu’il fait froid dehors(T° < 16°C) et que le système de chauffage est enclenché, l’air neuf doit également être réduit au minimum hygiénique.

Le débit sera maximal lorsqu’il est préférable d’utiliser de l’air extérieur « gratuit » que de traiter l’air intérieur.

Le débit sera nul en période de relance du bâtiment (pas d’occupants).

Le débit sera maximal si l’on souhaite refroidir le bâtiment durant la nuit par de l’air frais extérieur (free cooling).

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

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

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

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

Une régulation basée sur une sonde de présence, sonde CO₂,sonde de qualité d’air, permet également de faciliter la gestion du débit d’air neuf.

Également, il est possible de stopper totalement l’arrivée d’air neuf en période de relance du bâtiment (avant l’arrivée des occupants). Cette technique permet de diminuer la puissance installée des chaudières.

Remarque : le registre d’air neuf peut donc s’ouvrir soit pour apporter l’air neuf minimal, soit pour refroidir l’ambiance. Le régulateur de qualité d’air devra être informé de la demande du régulateur de température et il prendra la demande la plus exigeante pour agir sur le servomoteur du registre d’air neuf.

On trouvera plus de détails dans la régulation du taux d’air neuf d’une installation tout air et la régulation du débit d’air variable dans un conduit.

Les sécurités de fonctionnement

Un thermostat antigel est placé en aval de la batterie de chauffe, mais le plus près possible de celle-ci pour être influencé par son rayonnement.

Ce thermostat antigel ouvre progressivement la vanne de chauffe si la température descend en dessous de la valeur de consigne antigel. Par exemple : si la consigne antigel est de 2°C, quand la température du thermostat descend en dessous de 8°C, la vanne s’ouvre progressivement. À 2°C, elle est totalement ouverte. Si la température continue à descendre, le registre d’air neuf est fermé (action par « tout ou rien ») et l’alarme est enclenchée. S’il n’y a pas de recyclage, les ventilateurs doivent être arrêtés également.

À l’arrêt de l’installation, la vanne de la batterie de chauffe et le registre d’air neuf doivent se fermer et les ventilateurs doivent s’arrêter.

Deux pressostats différentiels contrôlent le fonctionnement des ventilateurs. S’ils ne sont pas satisfaits, le registre d’air neuf est fermé et l’alarme est enclenchée.

Un pressostat différentiel contrôle l’encrassement du filtre sur l’air neuf et enclenche une alarme en cas d’encrassement.

Le schéma de régulation global

Si l’ensemble des contraintes sont résumées dans un seul schéma, on aura, pour un système à débit constant :

Mais cette présentation correspond à la logique analogique, où les différents régulateurs sont imbriqués. Si le même problème est vu par un régulateur numérique, il traitera toutes les données (= INPUT) dans un seul programme de traitement (comme un programme d’ordinateur) et il fournira en sortie toutes les commandes (= OUTPUT) pour les différents moteurs et vannes.

Mieux, un bus de communication va parcourir le bâtiment, collecter les INPUT et alimenter les OUTPUT :

À noter que tous les branchements ne sont pas représentés, notamment parce que les commandes de sécurité restent locales.

Paramètres de dimensionnement

Une diminution des dimensions de la centrale de traitement d’air par rapport au système à débit constant

Comparons les systèmes :

Avec un système à débit d’air constant, chaque local est dimensionné 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 tous les locaux.

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 façade Ouest survient lorsque la façade Est est à faible demande; la centrale de préparation sera dimensionnée sur base du cumul instantané possible entre tous les locaux,… ce qui est déjà nettement plus raisonnable ! De même, si ce sont des bureaux, des locaux de réunion, … dont on peut prévoir qu’ils ne seront pas tous occupés en permanence, on peut tabler sur un certain foisonnement de la puissance totale de l’installation.

Il en résulte une économie du coût d’investissement de la centrale, par rapport à un système à débit constant. Mais encore faut-il que la taille de la centrale ne soit pas trop importante (n’oublions pas que l’on travaille avec des débits horaires correspondants à 6…8 renouvellements horaires !), que la localisation de la centrale, que les distances par rapport aux trémies verticales, … permettent un tel regroupement. Peut-être devra-t-on répartir les locaux par zones et perdre l’intérêt du regroupement ? Peut-être est-ce la régulation qui va imposer le découpage par zones distinctes ?

On constate ici toute l’importance qu’il faut attacher à définir correctement avec le Maître d’Ouvrage la configuration des zones homogènes et le coefficient de simultanéité d’occupation des locaux de chaque zone.

Température de l’air

Une température de pulsion minimale de 14° est tout à fait possible, parfois même 12°C. Suite à un fort effet d’induction, cet air se mélange à l’air ambiant, si bien que l’on développe une veine d’air à 19°C.

Attention, ceci suppose une T° de sortie de batterie froide de 11 à 12°C, suite aux apports du ventilateur (2K) et des gaines dans le bâtiment (1K). Ce qui signifie que, lors du free cooling, pour pouvoir assurer son effet refroidissant à 14°C dans le local, l’air extérieur doit également être à 11° ou 12°C ! D’où une diminution de l’énergie frigorifique gratuite.

Dans le local, la T° prise pour l’ambiance est une valeur de 25°C. Le Delta T° de travail de l’air froid dans le local est donc de (25-14) = 11 K.

Débits

On rencontre un débit maximal de 15 à 46 m³/h par m² traité. Soit avec une hauteur sous plafond :

De 2,7 m : un taux de brassage de 5,5 à 17 ren/h
De 3 m : un taux de brassage de 5 à 15 ren/h

Soit une puissance frigorifique de 150 à 190 W/m² !

Le débit minimal (pour assurer un brassage d’air et un taux d’induction suffisant) est de l’ordre de 9 m³/h par m² traité. Soit avec une hauteur sous plafond :

De 2,7 m : un taux de brassage de 3,3 ren/h
De 3 m : un taux de brassage de 3 ren/h

Ce qui est donc bien un équivalent de 3 x le débit hygiénique… sauf dans les salles de réunions.

La sélection des équipements terminaux

Il importe de sélectionner le matériel de telle sorte que le registre ait une bonne autorité sur le débit d’air qu’il contrôle.

On sera attentif à la bonne distribution de l’air dans les locaux en fonction des différents régimes de débits d’air. Il est possible de demander au fabricant de la bouche prévue un profil de distribution d’air dans le local aux différentes vitesses.

Actuellement, la régulation par vitesse variable sur des moteurs asynchrones des ventilateurs ne pose plus de problème.

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

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

C’est ce qui entraîne, par exemple, un débit minimum égal à 30 % du débit nominal dimensionné pour l’été. Or ce débit minimum doit être le plus faible possible pour limiter la consommation de l’installation. On veillera donc tout particulièrement à ne pas surdimensionner les besoins en chauffage des locaux. Idéalement, on intégrera, avec l’accord du Maître d’Ouvrage, l’idée que les apports internes vont participer au chauffage des locaux et que donc l’installation peut être diminuée d’autant. Lors de la relance du matin de l’installation, l’arrivée d’air neuf sera stoppée et le bâtiment montera en température par recyclage de l’air intérieur.

À noter que pour la climatisation des zones internes, on dimensionne le débit minimum pour éliminer de toute façon la charge d’éclairage, puisque l’on sait qu’elle sera toujours présente.

Enfin, on sera attentif au fait que ce n’est pas forcément le bilan d’été qui entraînera les puissances frigorifiques maximales. Le Sud pourrait être plus pénalisant à certains moments de la mi-saison.

Critères acoustiques

Le niveau sonore généralement souhaité dans les bureaux (NR 35 ou 40 dB(A) environ) suppose une étude acoustique sérieuse de l’installation, surtout si le régime Haute Pression est adopté.

Il faut savoir que le respect des critères acoustiques est traité (par le bureau d’études) après le dimensionnement des réseaux.

Attention dès lors à ne pas imposer un niveau acoustique trop faible dans les locaux (parfois non justifié, suite à l’existence de bruits provenant des autres équipements ou des occupants par exemple), car le concepteur va avoir pour réflexe d’augmenter l’importance du silencieux à la sortie du groupe de préparation. Or le silencieux crée des pertes de charges supplémentaires et la consommation du ventilateur en sera augmentée toute sa vie durant !

Par contre, c’est la boîte de détente (à l’entrée de laquelle est placée le clapet de réglage) qui doit être suffisamment grande, celle-ci jouant le rôle de plénum de détente acoustique.

Mise en œuvre du groupe de traitement d’air

La surface sur laquelle repose le groupe de traitement d’air doit être suffisamment rigide pour éviter la mise en vibration d’éléments de la structure du bâtiment.

Il est conseillé de placer le groupe de traitement d’air sur une dalle flottante placée sur des plots antivibratiles, surtout si le groupe est placé au-dessus de locaux sensibles que ce soit en toiture ou en local technique.

Afin d’éviter la transmission de vibrations à la structure du bâtiment, on raccorde les caissons du groupe et les gaines avec des manchettes souples.

Les parois sont à double enveloppe en tôle d’acier galvanisé ou peint. Un isolant acoustique et thermique de 25 mm d’épaisseur minimale est fixé entre les deux tôles.

On constate que la prise d’air peut être aussi bruyante que la pulsion. On placera dès lors un silencieux dans la gaine de prise d’air neuf et sur la gaine de pulsion d’air. De même, en toiture, il faut toujours éloigner les groupes de traitement d’air des grilles de rejet d’air vicié, car le bruit du groupe de traitement d’air pourrait se transmettre, vers les locaux occupés, via la gaine de rejet d’air.

Tout particulièrement, les boîtes de mélange des systèmes « dual duct » seront sources de bruit et demanderont un traitement spécifique.

Dans les réseaux à Haute Pression, les boîtes de détente seront insonorisées pour amortir le bruit.

Critères économiques

Les systèmes mono-gaines à débit constant ont un coût d’installation variant 125 et 190 €/m² (HTVA) pour une installation complète. Les coûts de maintenance varient, suivant le surface, entre 1,75 à 5 €/m² par an.

Avec un prix compris entre 137,5 et 212,5 €/m², l’installation VAV est plutôt plus chère qu’une installation par ventilos-convecteurs. Elle devrait être moins chère qu’une installation à débit constant suite à la taille plus réduite du caisson de préparation en centrale, mais le coût de la régulation en est nettement plus élevé.

Check-list du projet

Des questions à se poser :	Plus d’infos ?
Les systèmes à débit constant ne convient, en pratique, que pour traiter un seul local ou plusieurs locaux mais de températures homogènes. Est-ce votre cas ?	détails
Le découpage par zones permet-il de réguler correctement les ambiances, tout en profitant d’un coefficient de foisonnement pour le dimensionnement des groupes de traitement d’air ? (exemple : regroupement des salles de réunion sur une même centrale)	détails
La vitesse de dimensionnement choisie est-elle nécessaire pour réduire l’encombrement ? Ne peut-on pas élargir les conduits pour diminuer les coûts d’exploitation et le bruit durant toute la vie de ce système ?	détails
Ne pourrait-on pas éviter le régime Haute Pression ? La vitesse de l’air dans les conduits est-elle nécessaire pour réduire l’encombrement ? Ne peut-on pas élargir les conduits pour diminuer les coûts d’exploitation et le bruit durant toute la vie de ce système ? Ne doit-on pas imaginer des ventilateurs à 2 vitesses ?	détails
Le débit d’air neuf hygiénique est-il assuré quel que soit le débit pulsé ?	détails
Le système permet-il de valoriser l’air neuf extérieur « gratuit » si la température est adéquate (free cooling) ?	détails
Un récupérateur de chaleur est-il placé sur l’air extrait ? Un recyclage partiel de l’air extrait est-il prévu ?	détails
Le choix du système de chauffage est-il le plus adéquat ? Si des résistances électriques sont prévues, une étude de consommation probable a-t-elle été faite ? Un délestage est-il prévu ? Un mode de fonctionnement en recyclage (pas d’apport d’air neuf) est-il prévu par la régulation lors de la relance du matin ?	détails
La régulation interdit-elle tout fonctionnement simultané du chauffage et du refroidissement ? (présence d’une « zone neutre »)	détails
La régulation du débit pulsé entraîne-t-elle véritablement une diminution de l’air traité et une diminution de la vitesse de rotation des ventilateurs (pas de by-pass de l’air non pulsé) ?	détails
Le débit minimum a-t-il été préréglé à la valeur vraiment minimale (la plus proche possible du débit hygiénique) ?	détails
La sélection des bouches permettra-t-elle une bonne distribution de l’air, même lors du débit minimum ?	détails
La qualité acoustique du projet est-elle suffisante ?	détails

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Ventilation double flux

Air neuf
Air rejeté
Prise d’air extérieur
Bouches de pulsion
Reprise d’air via grille de transfert
Réseau de gainage
Bouches d’extraction
Silencieux
Ventilateur
Récupérateur de chaleur
Filtres

Principe

La ventilation « double flux » (système D, pour la norme NBN D50-001) consiste à organiser :

la pulsion mécanique d’air neuf, filtré, dans les locaux,
l’extraction mécanique d’air vicié des locaux.

On peut pulser l’air neuf dans les locaux dits « propres » (bureaux, séjour, …) et extraire l’air dans les locaux « humides » ou « viciés » (sanitaires, cuisines).

En général, la ventilation double flux est centralisée ce qui permet de n’avoir qu’un seul groupe de pulsion/extraction pour le bâtiment ou partie de bâtiment. Toutefois, chaque local peut aussi disposer d’une pulsion et d’une extraction propres, on parle alors de ventilation double flux décentralisée. Des systèmes existent même depuis peu qui permettent de pulser et d’extraire l’air au niveau d’une pièce grâce à un seul appareil à insérer au niveau du châssis ou dans le mur.

Les locaux produisant des odeurs ou ayant des exigences sanitaires sont généralement maintenus en dépression de telle sorte que l’air vicié ne s’en échappe pas !

La pulsion se distribue via un réseau de conduites verticales et horizontales dans les faux plafonds. Les conduits verticaux d’évacuation d’air sont semblables aux conduits des systèmes « simple flux » et peuvent être disposés parallèlement aux conduits verticaux d’amenée d’air.

Les bouches d’amenée d’air sont de type murale (par exemple, dans les retombés des faux plafonds), ou de type plafonnier s’il existe des faux plafonds dans le local. Chaque bouche, avec généralement un plénum de détente, est raccordée au circuit de soufflage par un conduit en tête duquel est installé un registre de réglage des débits.

Grille murale et diffuseur plafonnier.

Plusieurs compléments peuvent apparaître :

une récupération de chaleur par échange entre l’air extrait et l’air neuf
un traitement en température et en humidité, pour assurer un confort optimal
un recyclage partiel de l’air, dans le cas où l’air de ventilation assure également le chauffage des locaux, le refroidissement, …

Mais on entre alors dans des techniques propres au conditionnement d’air, dont la ventilation n’est qu’un des objectifs …

Exemples

Pulsion et extraction dans chaque local

Air neuf
Air rejeté

Pulsion dans le local et extraction sanitaire

Une gaine de pulsion est prévue dans le faux plafond des couloirs.
Des extractions complémentaires peuvent être disposées dans les couloirs si le débit recommandé des sanitaires est inférieur à celui des bureaux.
Les locaux de bureaux sont maintenus à l’équilibre pulsion-extraction. Souvent, un léger excédent est donné à la pulsion pour maintenir les locaux en surpression et empêcher ainsi tout courant d’air par infiltration.
Pour un hôtel ou un hôpital, chaque chambre avec sanitaire est autonome au niveau de sa ventilation (pulsion dans la chambre et extraction dans chaque sanitaire).
La pulsion se fera dans une salle de sports et l’extraction dans les vestiaires… afin que l’odeur des baskets y reste confinée !

Avantages

C’est le système le plus « maîtrisable ». Quelles que soient les conditions climatiques extérieures (vent, température), il est possible de :
- capter l’air extérieur à un endroit « sain »,
- filtrer cet air,
- contrôler les débits de pulsion et d’extraction, indépendamment des influences externes,
- mettre à volonté certains locaux en surpression ou en dépression.
Il permet de prétraiter l’air pour l’amener dans des conditions de température proches de celles des locaux, ce qui évite tout inconfort.
De plus, il permet la récupération de la chaleur (et éventuellement du froid en été) contenu dans l’air extrait pour préchauffer l’air neuf pulsé.
L’organisation d’un recyclage de l’air est possible si les conditions d’hygiène le permettent et que les conduits de pulsion et d’extraction sont proches l’un de l’autre.
Si les conduites de distribution sont bien étudiées, les problèmes de transmission de bruit venant de l’extérieur sont limités (absence d’ouverture directe en façade).

Inconvénients

C’est un système coûteux à l’investissement en euros et en place ! Les conduits de soufflage doivent généralement trouver place dans des faux-plafonds et les gaines techniques verticales.
La pulsion de l’air dans les locaux peut engendrer du bruit, notamment au niveau des bouches de diffusion. Il faudra y être attentif dans le cahier des charges.
C’est un système très « maitrisable », mais au préalable il faut pouvoir l’équilibrer correctement et pouvoir réguler les débits afin de s’assurer les renouvellements d’air requis.
En outre, il est nécessaire de contrôler et limiter les entrées d’air parasites : infiltrations et ventilation. Il faudra donc veiller à ce que l’étanchéité à l’air du bâtiment soit suffisamment performante et à ce qu’il n’y ai pas d’ouvertures de fenêtres intempestives, ce qui n’est plaît pas toujours aux usagers…

Régulation

Il est plus qu’utile d’adapter le fonctionnement de la ventilation la nuit et le week-end. Arrêt ? Allure réduite ? Un contrôle du ventilateur par horloge peut être envisagé. Si le bâtiment est à taux d’occupation très variable, le fonctionnement du ventilateur devrait être asservi à la détection d’une sonde COV ou CO₂, c’est à dire aux besoins réels d’air neuf ! On parle de ventilation « à la demande ».

Préchauffage de l’air neuf

Dans la configuration « ventilation pure », un préchauffage de l’air neuf en hiver (au moyen d’une batterie à eau chaude ou d’une batterie électrique) est presque indispensable pour rapprocher la température de l’air soufflé de la température ambiante et éviter toute sensation de courant d’air. En été, l’air neuf soufflé ne doit pas être traité et est introduit à la température extérieure.

Dans ce cas, la ventilation et chauffage du local sont dissociés et régulés tout à fait distinctement. Ceci est logique puisque le débit d’air neuf hygiénique est souvent beaucoup plus faible que le débit nécessaire pour transporter de la chaleur et du froid. Pour assurer simultanément la ventilation et le chauffage (ou le refroidissement), il faut donc surdimensionner les équipements nécessaires au transport de l’air et un recyclage partiel de l’air doit dès lors être organisé.

Cette différence de débit s’amenuise lorsque le bâtiment est très bien isolé. Dans ce cas on peut combiner chauffage et ventilation, soit avec des batteries terminales au niveau des bouches de pulsion, soit en traitant l’air de façon centralisée.

Exemple.

Prenons un bureau au sein d’un immeuble. La largeur de façade du bureau est de 4 m , pour une hauteur de 3 m. La profondeur du local est de 5 m. Le bureau est entouré (au-dessus, en dessous et sur les côtés d’autres bureaux. La façade est composée de vitrages sur une hauteur de 2 m et de maçonnerie pour le mètre restant. La température intérieure de consigne est de 20°C.

Le débit d’air neuf recommandé est de 2,9 m³/h.m², soit pour ce bureau de 60 m³, 58 m³/h ou un renouvellement d’air de 1 vol/h.

En imaginant que la température de l’air pulsé soit au maximum de 35°C, la puissance calorifique maximum transportée par l’air de ventilation est de :

0,34 [W/(m³/h).K] x 58 [m³/h] x (35 [°C] – 20 [°C]) = 296 [W]

Puissance et débit nécessaire pour assurer le chauffage par – 9°C extérieurs
Type de façade	Puissance de chauffage	Débit d’air nécessaire (température de pulsion = 35°C)
Mur non isolé, simple vitrage	1 682 [W]	330 [m³/h]
Mur isolé, double vitrage	673 [W]	132 [m³/h]
Mur isolé, double vitrage HR	394 [W]	77 [m³/h]

On voit que pour un bâtiment non isolé, il faut multiplier le débit d’air hygiénique par 5 si on veut combiner chauffage et ventilation. Une majoration de moins de 50 % est seulement nécessaire pour des bâtiments bien isolés.

Récupération de chaleur

L’ air neuf de ventilation, après avoir été porté à la température de confort à l’intérieur du bâtiment, est rejeté à l’extérieur alors qu’il possède un niveau énergétique supérieur à l’air extérieur que l’on introduit. Au contraire de la ventilation simple flux, une récupération de chaleur via un récupérateur à chaleur est possible avec la ventilation double flux grâce au croisement du flux entrant avec le flux sortant : l’air extérieure pulsé est réchauffé par l’air intérieur extrait. On peut ainsi arriver à une récupération de 50 .. 90 % du budget de chauffage de l’air de ventilation.

La ventilation double flux décentralisée

En générale, la ventilation double flux est centralisé sur l’entièreté ou une partie du bâtiment. Mais il est également possible de décentralisé la ventilation au niveau d’un local ou d’un groupe de pièce restreintes (une chambre d’hôpital et sa salle de bain, par exemple). Il n’y a donc pas de transfert d’air depuis des locaux où il y a pulsion vers des locaux d’extraction.

La ventilation double flux décentralisée peut se réaliser soit grâce à un groupe de ventilation « classique propre » à la pièce soit grâce à un ou plusieurs groupe de ventilation « miniaturisé » disposé dans le mur ou au dessus d’une fenêtre comme une grille de ventilation naturelle. Ce dernier système joue donc un rôle de grille de ventilation complexe comprenant un système de pulsion et d’extraction ainsi qu’un récupérateur de chaleur et une variation des débits sur 5 niveaux. Il n’y a donc plus aucun conduit.

Avantages

La récupération de chaleur reste possible.
La décentralisation du système permet de réduire l’encombrement dû au conduits. Les conduits peuvent être réduits en taille (diamètre) puisque directement adaptés au débit d’une seule pièce et en longueur si les prises et rejets d’air se font directement à la sortie du local. La limitation des conduits permet aussi une installation plus aisée et une diminution de la taille des faux-plafonds et gaines. Moins de conduits c’est également moins d’entretien !
L’équilibrage des débits se fait uniquement en fonction de la pièce, il n’y a pas besoin de calibration.
La gestion des débits se fait également directement en fonction des conditions de la pièce (CO₂, COV, humidité, …) sans avoir d’impact sur toute la régulation du réseau et des débits voulus dans les autres pièces.
Le système de double flux décentralisé au niveau de la fenêtre ou du mur de façade permet aussi de réduire la place prise par le groupe de ventilation.

Inconvénients

L’encombrement des conduits est réduit mais il y a autant de groupes de ventilation que de pièces. L’investissement est donc plus important et cela en fait un système énergétiquement moins performant qu’un système double flux centralisé idéal.
Pour les systèmes « miniaturisés », plus la taille et les débits demandés de la pièce augmente, plus le nombre de module à installer sera important (au dessus des fenêtres ou dans le mur de façade). Dans le cas d’un système au-dessus de fenêtres, il faut en plus réduire d’environ 15 cm la hauteur du châssis pour placer le système et s’assurer de la bonne étanchéité à l’air de la pièce. Ce système interrompt la continuité châssis-isolation !
Les bruits restent importants à haut régime.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la régulation [Chauffage]

La régulation des chaudières

Réduire les pertes des chaudières

Adapter la température de l’eau

Autrefois, la logique de base était la suivante : puisque l’on ne savait pas à quel moment il y aurait des besoins de chaleur (demande de la zone nord, du ballon d’eau chaude sanitaire, …), la chaudière était maintenue sur son aquastat à température élevée en permanence. Les pertes étaient élevées, les chaufferies étaient surchauffées, idéales pour faire sécher un vêtement détrempé ! Pour les chaudières gaz atmosphériques, la perte de rendement était importante car le foyer, surmonté de la cheminée, se refroidissait en permanence !

Ces 20 dernières années, une amélioration est apparue : la température de maintien de la chaudière est liée à la température extérieure. On parle d’une régulation glissante sur sonde extérieure. La chaudière est réglée à 80° en janvier et à 50° en avril, sauf si une limite basse est prévue pour les besoins de l’eau chaude sanitaire ou pour des raisons de condensation.

Aujourd’hui, avec l’apparition de la régulation numérique, une nouvelle logique apparaît : ce sont les circuits consommateurs qui vont définir la température minimale de chauffe. Si le circuit sud demande une température d’eau de 35°C, et le circuit nord de 43°C, la chaudière sera informée qu’une température de 48°C est suffisante. A présent, la régulation numérique peut avertir la chaudière des besoins des consommateurs et la chaudière peut se maintenir à très basse température sans risque de corrosion, si elle est conçue « très basse température« . C’est l’énergie qui est gagnante puisque les pertes sont limitées au minimum.

Concevoir

Attention, ce type de régulation a ses limites dans certaines situations :

Une installation combinée alimentant à partir du même collecteur primaire un échangeur instantané (échangeur à plaques) pour la production d’eau chaude sanitaire.
La combinaison de plusieurs chaudières, régulées en cascade, d’une boucle primaire fermée et de circuits secondaires équipés de vannes mélangeuses.

Pour en savoir plus sur les limites d’application des chaudières « très basse température » : cliquez ici !

Réguler les chaudières et les brûleurs en cascade

Si l’option a été prise de :

diviser la puissance à installer en plusieurs chaudières,
choisir des brûleurs 2 allures (gaz ou fuel).

> l’ensemble doit faire l’objet d’une régulation en cascade.

Concevoir

Pour en savoir plus sur le nombre de chaudières et sur le type de brûleur à choisir : cliquez ici !

Cette fonction est prévue dans la plupart des régulateurs modernes qui permettent de gérer en cascade plusieurs chaudières équipées de brûleurs à 2 allures.

Attention, il ne faut pas perdre de vue que la gestion des chaudières en cascade implique le placement de vannes motorisées sur chaque chaudière et commandées par le régulateur.

Protéger les chaudières classiques

Si le choix de la chaudière s’est porté sur une chaudière traditionnelle ne pouvant pas travailler en très basse température, il faudra que la régulation soit adaptée aux prescriptions du fabricant de la chaudière. Ces prescriptions sont le plus souvent :

un débit minimal (généralement fixé à un tiers ou à la moitié du débit nominal),
une température minimale de l’eau de retour (généralement 55° ou 60°C).

Voici quelques exemples de ce que peuvent imposer les fabricants de chaudières.

Concevoir

Exemples qui montrent également la complexification de l’installation lorsque l’on ne choisit pas une chaudière très basse température (ou à condensation) à grand volume d’eau.

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

Circulateur de recyclage

Les exigences de débit et de température de retour minimaux sont généralement rencontrées par la présence d’une pompe de charge (ou pompe de recyclage) en by-pass de l’installation ou, mieux, en série avec le générateur. Le débit minimal d’alimentation de la chaudière est assuré, même si les circuits se ferment, et l’eau froide de retour des radiateurs est mélangée à l’eau chaude venant de la chaudière.

Pompe de recyclage permettant un débit permanent dans la chaudière et le maintient du température minimale de retour.

Commande des chaudières en fonction de la température de départ et de retour

Une alternative pour éviter des retours de température trop froids est de choisir un régulateur qui permet une régulation de l’enclenchement des chaudières en fonction de la température de départ et en fonction de la température de retour : le brûleur s’enclenchera si la température de retour ou la température de départ est trop basse.

Ouverture progressive des circuits secondaires

Mais des risques subsistent le lundi matin, lorsque tous les circuits sont ouverts et envoient vers la chaudière de l’eau à 15°C ! … Condensations internes corrosives, chocs thermiques, … peuvent diminuer la durée de vie de la chaudière. On peut dès lors faire mieux : le(s) régulateur(s) de départ des circuits secondaires peuvent limiter leur ouverture de telle sorte que le mélange (by-pass + retour) ne descende jamais sous les 60°C. Le lundi matin, au démarrage de l’installation, les vannes ne laisseront passer qu’un faible débit d’eau vers les radiateurs pour que progressivement toute l’eau de l’installation se réchauffe. Cette fonction est intégrée aux régulateurs actuels.

Une sonde à l’entrée de la chaudière empêche la (ou les) vanne(s) de s’ouvrir si cette température descend au-dessous de 55°C, par une priorité sur l’action du régulateur en fonction de l’extérieur.

Si la chaudière est coupée complètement durant l’inoccupation du bâtiment, certains fabricants recommandent qu’au démarrage, la chaudière tourne dans « son propre jus » et monte en température, avant de s’ouvrir progressivement vers l’eau du circuit. Cela peut se faire au moyen d’un circulateur et d’une vanne 3 voies par chaudière.

Contrôle de la température retour au démarrage de la chaudière au moyen d’une vanne 3 voies et d’un circulateur par chaudière. Le circulateur sera temporisé à pour continuer à évacuer la chaleur de la chaudière après leur arrêt.

Régulation en température glissante avec limite basse

De plus, la température de départ de la régulation glissante peut avoir une limite basse afin de s’assurer d’une température de retour suffisante.

Conduite d’une chaudière en température glissante avec limitation de la température de départ de la chaudière, pour limiter les pertes de la chaudière et éviter les condensations dans la chaudière.

La régulation de la distribution

Découpage des circuits

A chaque « zone thermique homogène », son circuit spécifique.

C’est le critère essentiel pour une réalisation correcte de la régulation.
Idéalement, le découpage hydraulique coïncidera avec la répartition des locaux ayant des besoins similaires,

similaires au niveau des plages horaires d’occupation essentiellement,
similaires dans les sollicitations extérieures (soleil, vent,…), ce qui entraîne bien souvent un découpage par façade,
dans une moindre mesure, similaires au niveau du type d’équipement de chauffage et au niveau de l’inertie du bâtiment.

Exemple.

soit son occupation la distingue du reste de l’école (entraînements sportifs le soir, par exemple),
soit son type de corps de chauffe est différent (des aérothermes sont toujours alimentés par de l’eau à haute température).

En rénovation, on travaille généralement sur base de circuits de distribution existants. Dès lors, si le découpage des circuits correspond à des zones thermiquement homogènes (un circuit pour les classes, un pour la salle de sports, etc…), une régulation spécifique par zone s’implantera facilement.

Améliorer

Si par contre, des modifications nombreuses ont eu lieu depuis la conception du bâtiment et que les fonctions ne se superposent plus aux circuits initiaux, il faudra davantage user d’astuces …

Régulation de chaque circuit

Chaque zone thermique est dotée d’une régulation qui lui est propre. Le plus souvent, dans le cas d’un chauffage par radiateur, ce sera une vanne trois voies qui règle la température de l’eau de départ de chaque circuit.

Fonctionnement d’une vanne mélangeuse :
elle mélange l’eau chaude de la chaudière et l’eau froide de retour des radiateurs pour obtenir la température d’eau voulue.

Toute la difficulté consiste à trouver le « témoin » fidèle des besoins de la zone. C’est pourquoi, traditionnellement, on utilise la température extérieure car si la température extérieure descend, le besoin de chauffage augmente. Ce lien n’est que grossièrement valable et d’autres témoins doivent souvent être trouvés.
Par exemple, il est intéressant de choisir un régulateur dont le réglage de la courbe de chauffe peut être automatiquement ajusté (décalage automatique de la courbe) en fonction :

d’une sonde d’ensoleillement (pour un circuit alimentant une façade sud),
d’une sonde de vent (pour les immeubles de grande hauteur),
ou d’une sonde d’ambiance (nécessaire aussi pour gérer l’intermittence avec un optimiseur). cette dernière possibilité permettra de pallier les difficultés de réglage « manuel » de la courbe de chauffe.

Evidemment, on aura compris que ces différentes sondes, appelées « sondes de compensation » ne peuvent pas être utilisées si le circuit de chauffage dessert des locaux d’orientation différente ou avec des apports internes de chaleur différents.

Exemple : la réglementation thermique française

La réglementation thermique française RT 2000 impose des caractéristiques minimales à toute installation de chauffage équipant un bâtiment neuf. Il faut ainsi qu’une installation qui dessert une surface de plus de 400 m² comprenant plusieurs locaux, dispose d’un ou de plusieurs dispositifs centraux de réglage automatique de la fourniture de chaleur au minimum en fonction de la température extérieure. Un même dispositif ne peut desservir une surface de plus de 5000 m².

Différents corps de chauffe

Attention, le type de courbe de chauffe choisie dépend du comportement des corps de chauffe : la puissance émise par un radiateur ne variera pas de la même façon à une variation de température d’eau, qu’un convecteur ou qu’un chauffage par sol.

Certains régulateurs comportent donc la possibilité d’adapter la forme de la courbe de chauffe aux corps de chauffe choisis. C’est pourquoi, on ne peut mélanger sur un même circuit, régulé en fonction de la température extérieure, des convecteurs et des radiateurs.

Exemple.

Courbes de chauffe typiques en fonction du type de corps de chauffe.
Les pentes programmées sont de (70° / 25°) = 2,8 pour les radiateurs, de (60° / 28°) = 2,1 pour les convecteurs et de (35° / 25°) = 1,4 pour le chauffage par le sol. Pour les convecteurs, la courbure de la courbe de chauffe augmente lorsque la hauteur du convecteur diminue.

La régulation locale

Le bâtiment est découpé en zones. Chaque zone a son circuit, avec une température d’eau préparée en fonction de ses propres besoins (sonde extérieure, programmation horaire,…). Reste que chaque local peut avoir des besoins différents de celui de sa zone ! … De plus, la seule régulation en fonction de la température extérieure ne tient pas compte d’une série d’éléments perturbateurs :

renouvellement d’air variable du bâtiment en fonction du vent,
apports internes (occupants, bureautiques, .) variables en fonction des locaux,
apports externes (soleil, ombre d’un bâtiment voisin, .) variables,
l’impact d’une augmentation des pertes par ventilation sur la température intérieure est immédiat, celui d’une diminution de température extérieure, lent, du fait de l’inertie du bâtiment,
déséquilibre thermique entre les corps de chauffe,
…

Il est donc nécessaire de recourir à une régulation de l’ambiance local par local, en complément d’une régulation centrale en fonction des conditions extérieures :

pour assurant le confort dans tous les locaux,
sans surchauffe (et donc surconsommation) dans les locaux favorisés.

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Choix d’une vanne thermostatique

La solution la plus facile à mettre en œuvre est la vanne thermostatique. Celle-ci permet de limiter le débit dans les corps de chauffe pour ne pas dépasser une température de consigne. Cette solution est quasi obligatoire dans tout local bénéficiant d’apports de chaleur internes et/ou externes plus importants que les autres locaux.

Attention, une vanne thermostatique ne peut agir que dans le sens de la réduction ! Aussi, il sera utile d’ajuster la régulation centrale sur les locaux les plus exigeants (locaux de coin, locaux sous la toiture, locaux au nord, …).

Il n’est pas forcé de prévoir partout des vannes thermostatiques

Exemple.

Dans l’ensemble des locaux administratifs d’un hôpital, par exemple, les besoins sont homogènes. Une régulation centrale du circuit peut être suffisante et il peut être tenu compte des influences diverses par la présence de 2 ou 3 sondes d’ambiance. On parle d’une régulation centralisée sur sonde extérieure, avec compensation par sondes d’ambiance (dont on prend la valeur moyenne).

On peut régler la proportion d’influence entre sonde extérieure et sonde intérieure.

Vannes « institutionnelles »

Il existe deux objections importantes au placement de vannes thermostatiques sur les corps de chauffe :

Les occupants des bâtiments tertiaires ne savent pas comment on manipule une vanne thermostatique et parfois ne se sentent pas responsables de son réglage (exemple, les élèves d’une classe).
En fonction du type de public, les tentatives de détérioration peuvent être fréquentes.

Heureusement, le matériel disponible sur le marché permet de répondre à ces objections, grâce aux vannes dites « institutionnelles ». Ces vannes sont résistantes aux chocs. Leur organe de fixation est caché et la plage de réglage est bloquée.

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

Vannes avec préréglage du débit

Il est préférable de choisir un corps de vanne avec préréglage de débit incorporé. Certains fabricants ne commercialisent d’ailleurs plus que ces vannes.

En effet, ces vannes permettent de palier aux défauts d’équilibrage entre les corps de chauffe. Le réglage est plus facile avec ce type de matériel qu’avec les traditionnels tés de réglage dont on ne sait trop bien sur quelle position ils doivent être réglés.

Exemple.

Pour que la vanne thermostatique fonctionne correctement, le fabricant recommande une chute de pression dans la vanne de 0,1 bar (10 kPa ou 1 mCE).

Pour un radiateur de 1 kW (dimensionné en régime 90/70, soit un Δt de 20°C et un débit nécessaire de 1 [kW] / 1,16 [kW/m³.°C] / 20 [°C] = 43 [l/h]) et une perte de charge de la vanne de 0,1 bar, l’abaque ci-dessus indique que la vanne doit être préréglée sur une position comprise entre 3 et 4.

Le débit correct de chaque radiateur est ainsi réglé et la vanne thermostatique travaille dans des conditions adéquates.

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Type de sonde thermostatique

Les vannes dont le bulbe thermostatique est rempli de gaz réagissent nettement plus vite à toute variation de température intérieure, le gaz ayant une inertie thermique moindre que les liquides. Les fluctuations de températures seront dès lors moindres, ce qui est favorable à une meilleure maîtrise des consommations. Les vannes équipées d’un gaz sont cependant plus chères.

Vanne équipée d’un gaz et vanne équipée d’un liquide.

Régulation de zone

S’il est possible d’isoler en bout de circuit, une zone comprenant plusieurs locaux présentant les mêmes apports de chaleur gratuits, on peut simplifier la régulation locale en utilisant une vanne de zone commandée par un thermostat d’ambiance (placé dans un endroit représentatif).

Régulation locale au départ d’un local témoin, avec une vanne de zone motorisée et un thermostat d’ambiance.

Exemple. Par exemple, le logement des médecins de garde pourrait avoir une régulation qui lui est propre sans forcément posséder son propre circuit depuis la chaufferie.

Dans ce cas, il faut que les occupants du local témoin soient conscients de leur impact sur le confort des autres locaux : il ne s’agit pas d’ouvrir les fenêtres, de fermer les vannes des radiateurs, de placer une armoire devant le thermostat, …
Attention, on ne peut pas mélanger dans un même local un thermostat d’ambiance et des vannes thermostatiques. En effet, imaginons que la consigne du thermostat d’ambiance soit supérieure à la consigne donnée aux vannes. Lorsque cette dernière est atteinte, la vanne va se refermer. Le thermostat d’ambiance sera, lui, toujours en demande et restera puisque les vannes empêchent la température de monter. Il en résultera :

Un fonctionnement permanent de la chaudière si le thermostat d’ambiance agit sur le brûleur (cas d’une installation de type « domestique »).
Une ouverture complète et permanente de la vanne de zone.

Avec pour conséquence, surchauffe et surconsommation dans les locaux sans vannes thermostatiques. À l’inverse, si la consigne du thermostat d’ambiance est inférieure à la consigne donnée aux vannes, le thermostat arrêtera la fourniture de chaleur et les vannes seront en permanence insatisfaites et donc ouvertes en grand. Elles deviennent donc inutiles.

S’il y a une régulation locale, la régulation centrale est-elle nécessaire ?

On pourrait penser que le travail de la vanne mélangeuse est superflu, qu’il suffit de préparer une seule température en sortie de chaudière et que les vannes thermostatiques feront le travail de modulation des débits et de la puissance fournie.
Ce raisonnement, parfois appliqué à tort dans les installations domestiques, est erroné.

Puissance émise par un radiateur lorsque son débit varie (100 % = débit nominal).

En effet, prenons un radiateur dont le régime normal équivaut à une entrée de l’eau dans le radiateur à 80° et une sortie à 60° (en plein hiver). Lorsque le débit du radiateur est freiné de moitié (50 %), la puissance du radiateur est encore de 80 % de sa valeur maximale. Pour diminuer la puissance du radiateur de plus de la moitié (moyenne de la saison de chauffe), il faut diminuer le débit en dessous de 20 %. Il faut travailler sur le dernier quart de la course de la vanne. Or celle-ci a une plage de travail de l’ordre de 0,3 .. 0,8 mm au total ! Si au mois d’avril, le radiateur est alimenté avec de l’eau trop chaude, la vanne va osciller (s’ouvrir et se fermer), « pomper » disent les spécialistes, et un sifflement désagréable apparaîtra. À noter que ce phénomène est amplifié si le circulateur est surdimensionné (c’est souvent le cas !).

Sans compter que les pertes de distribution sont plus importantes.

Puissance émise par un radiateur lorsque son débit et sa température d’eau varient (100 % = débit nominal).

Si on diminue la température de l’eau alimentant le radiateur, il est possible d’adapter sa puissance aux besoins tout en conservant une ouverture de la vanne suffisante pour son bon fonctionnement.

De plus, la régulation centrale est également nécessaire parce qu’elle permet une gestion globale des intermittences (nuit, week-end, vacances,…).

Soupape différentielle ou circulateur à vitesse variable

Attention : lorsqu’une vanne thermostatique se ferme, le débit d’eau est arrêté dans la branche qui va vers le radiateur. C’est comme lorsqu’un enfant bouche de son pouce l’embouchure du jet d’une fontaine, … les autres jets sortent plus fort ! en fait, c’est la pression qui monte dans le réseau et tous les autres radiateurs voient leur débit augmenter. Toutes les autres vannes vont se fermer un peu plus…

Imaginons que vers midi quelques vannes soient encore ouvertes : elles reçoivent toute la pression de la pompe, elles ne s’ouvrent que d’une fraction de millimètre… et se mettent à siffler !

Une vanne thermostatique ne doit pas sentir si sa voisine vient de se fermer. Il est donc utile de stabiliser la pression du réseau. C’est le rôle de la soupape à pression différentielle. Placée après le circulateur, elle lâche la pression lorsque les vannes se ferment. En quelque sorte, elle « déverse le trop plein vers le retour ».

Lorsque les vannes thermostatiques se ferment, la pression augmente dans le réseau. La soupape différentielle s’ouvre alors pour renvoyer directement une partie de l’eau chaude vers le retour.

Encore faut-il pouvoir calibrer le niveau de pression maintenu entre le départ et le retour… Si l’installation est nouvelle, le bureau d’études connaît la pression nominale nécessaire. Si l’installation est ancienne, on ne pourra y aller que par essai successif en diminuant progressivement la pression. La pression manométrique du milieu de la courbe du circulateur (voir catalogue du fournisseur) est également une indication.

Force est de constater que la solution de la vanne à pression différentielle n’est pas très élégante ! Créer une pression à la pompe et la lâcher juste après, sur le plan énergétique, c’est un peu pousser sur l’accélérateur et le frein en même temps !

Actuellement, il est possible d’installer un circulateur à vitesse variable : la vitesse est régulée de telle façon que la pression du réseau reste constante. Si seulement quelques vannes sont ouvertes, il tournera à vitesse réduite. L’achat d’un circulateur avec régulateur de vitesse intégré est rapidement amorti durant l’exploitation.

Circulateur à vitesse variable.

Concevoir

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L’emplacement des capteurs

Le rôle d’un capteur est d’être un témoin fidèle … de ce qu’il est censé mesurer ! Ce n’est pas toujours le cas :

la sonde d’ambiance d’un local est parfois influencée par le soleil qui lui tombe dessus à certains moments,
la sonde placée sur la tuyauterie est parfois détachée et le contact ne se fait plus,
…

Par quelques graphiques, précisons les critères à respecter pour les sondes intérieures et extérieures.

Emplacement des sondes de température intérieures

A éviter :

La sonde ne peut être soumise à l’ensoleillement.

La sonde ne peut être influencée par une source de chaleur interne (éclairage, radiateur, …).

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

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

Emplacement des sondes de température extérieures

S’il n’y a qu’une sonde pour le bâtiment, on la posera sur une façade nord-ouest ou nord-est.

Elle doit être placée à une hauteur de 2 m à 2 m 50 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.

Emplacement des vannes thermostatiques

Pour qu’une vanne thermostatique assure correctement son rôle, elle doit mesurer une température la plus représentative possible de la température ambiante. Le tête de la vanne, comprenant l’élément thermostatique, ne doit pas être échauffé par le corps de chauffe. On peut repérer comme influences parasites :

les coins de murs,
l’air chaud s’élevant des tuyauteries ou du radiateur (vanne placée verticalement),
un radiateur épais (radiateur de plus de 16 cm de large),
des tablettes ou caches décoratifs (tablette située à moins de 10 cm du radiateur),
des tentures,
.

Si les conditions adéquates ne sont pas réunies, il sera nécessaire d’utiliser des vannes thermostatiques avec bulbe à distance.

Positionnements incorrects et corrects d’une vanne thermostatique.

Vanne thermostatique qui sera placée juste au-dessus d’un nouveau radiateur : jamais elle ne pourra travailler correctement.

L’intermittence et la dérogation

Pratiquer l’intermittence de chauffage en fonction de l’occupation ne peut conduire qu’à une économie d’énergie.
Celle-ci est entre autres fonction du type de régulation qui est appliquée.

Coupure complète

Le régulateur doit permettre une coupure complète de l’installation en période d’inoccupation. Au moment de la coupure, le régulateur doit :

fermer la ou les vannes de régulation,
arrêter le ou les circulateurs,
et éventuellement arrêter le brûleur (si la chaudière peut fonctionner en très basse température).

La consigne de nuit sera surveillée par une sonde d’ambiance qui relancera l’installation si nécessaire (par exemple, si la température descend sous 16° en semaine et 14° le week-end dans certaines zones comme l’administration).

Optimiseur

La technique qui maximalise l’économie réalisée est l’optimiseur auto-adaptatif. Le principe de base du travail de l’optimiseur consiste à couper au plus tôt et à relancer au plus tard, tout en conservant le confort intact. C’est ainsi que la température moyenne intérieure sera la plus basse et que donc les économies seront les plus importantes.

Pour ce faire, l’optimiseur adapte automatiquement le moment de coupure et de relance en fonction de la température extérieure (sonde extérieure), de la température intérieure (sonde d’ambiance), l’inertie du bâtiment et la surpuissance disponible à la relance.

Attention cependant, le fonctionnement correct de l’optimiseur est lié :

à la bonne conception des circuits hydrauliques,
à l’emplacement correct des sondes d’ambiance,
à la prise en compte de la puissance réellement disponible pour la relance (par exemple, si on bloque le fonctionnement d’une chaudière en fonction de la température extérieure),
à la gestion de la vitesse des circulateurs électroniques (par exemple, si les circulateurs diminuent automatiquement leur vitesse pour la nuit, l’optimiseur doit gérer ce changement de vitesse, sinon il ne disposera pas de la puissance envisagée pour la relance).

Si ces conditions ne sont pas remplies, l’optimiseur ne pourra pas calculer le moment de la relance et risque d’anticiper tellement celle-ci que le ralenti disparaîtra.

Évaluer

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Dérogation

Dans les bâtiments où des activités sont organisées en dehors des heures d’occupation normales, il doit être possible d’étendre la durée de fonctionnement de l’installation.

Quel que soit le mode de dérogation appliqué, il est important que le système se remette de lui-même en fonctionnement automatique. Une dérogation dont la fin serait gérée manuellement par les occupants risque rapidement de conduire à des oublis.
On peut imaginer :

Une horloge annuelle : un gestionnaire peut encoder à l’avance les périodes d’occupation exceptionnelles au moyen d’une horloge. Ce système a comme avantage de centraliser la gestion auprès d’une seule personne responsable, ce qui évite les erreurs de manipulation et permet un suivi de l’activité du bâtiment.
Les inconvénients sont : la centralisation peut poser des problèmes en cas d’absence du responsable, une relance ou une suppression de la dérogation « improvisées » sont impossibles, de même qu’une modification en dernière minute, de la durée de chauffage programmée. Ce mode de gestion demande également souvent que la programmation soit possible depuis le bureau du gestionnaire (au moyen par exemple d’une GTC).
Un bouton poussoir : en utilisant un bouton poussoir, les occupants peuvent relancer l’installation pour une période donnée, par exemple 2 heures. Après cette période, le régulateur se remet tout seul en mode automatique. Cette fonction est intégrée d’office sur beaucoup de régulateur. Sur une installation existante, il est possible de l’intégrer au moyen d’un bouton poussoir et d’un relais temporisé raccordé au régulateur en by-passant la commande de l’horloge. Le gros avantage de ce système est de permettre une dérogation « improvisée » sans dépendre du gestionnaire. La relance se fait malheureusement pour des durées fixes (par exemple 2 heures) et ne permet pas une relance anticipée qui peut être nécessaire après une longue coupure.

Exemple.

D’autres informations peuvent permettre de passer d’un régime vers l’autre :

Un bouton-poussoir placé à l’entrée de la salle de sports, ou de la salle des fêtes, peut enclencher le chauffage et un détecteur de présence peut l’interrompre parce qu’aucune présence n’a été détectée dans le dernier quart d’heure.
Dans une école d’Habay-La-Neuve, c’est le prof de gym qui enclenche l’installation de chauffage de la grande salle de sports en tournant la clef dans la porte d’entrée (un contact électrique enclenche un relais) et qui l’arrêtera en refermant derrière lui. Le temps de passage dans le vestiaire (dont le chauffage est programmé classiquement) est suffisant pour remettre la salle en température.

L’essentiel est de trouver un témoin fidèle de l’occupation (l’éclairage ? l’ouverture d’une porte ? d’un sas ? …). Bien sûr, pour diminuer le temps de remise en température, ce type d’action sous-entend soit une faible inertie des parois, soit une température de « veille » pas trop différente de celle de fonctionnement.

Rappelons qu’envisager des possibilités de dérogation peut également influencer le découpage hydraulique choisi : il faut essayer de circonscrire les activités « exceptionnelles » sur un même circuit de distribution de manière à réduire au maximum la zone chauffée.

Fonctions annexes

Le régulateur choisi peut intégrer les fonctions complémentaires suivantes :

La programmation horaire : idéalement, le régulateur doit permettre, en fonction des besoins, d’encoder des programmes de fonctionnement journaliers (coupure de nuit), hebdomadaires (coupure de week-end) et annuels (coupure de vacances).
La température d’inoccupation : en période de coupure, on a toujours intérêt à abaisser au maximum la température de consigne. Cependant, une température inférieure à environ 9°C risque de poser des problèmes de condensation dans les locaux. De plus, en fonction de la surpuissance de l’installation, un abaissement de température excessif peut poser des problèmes de relance pour les températures extérieures extrêmes. Le régulateur peut alors remonter automatiquement la température de nuit en fonction de la température extérieure.

Exemple.

Par exemple, lorsque la température extérieure descend au-dessous de 5°C, la température de consigne de nuit augmente de 0,7°C par °C extérieur.

Si la température extérieure est de – 5°C, la consigne de nuit sera réglée automatiquement à :

9 [°C] + 0,7 [°C] x (5 [°C] – (- 5 [°C])) = 16 [°C]

La compensation de l’effet de paroi froide : lors de la remontée en température, quand on atteint la température de consigne, le régulateur peut continuer à envoyer toute la puissance, pendant un temps programmé, pour éviter un inconfort du fait du rayonnement froid des parois du local non complètement réchauffées.

Analogique ou digital ?

Nous vivons une période charnière où deux types d’équipements de régulation coexistent : la régulation analogique traditionnelle et la régulation numérique (encore appelée régulation digitale ou DDC, Direct Digital Control).

Régulateurs analogique et digitaux.

L’évolution des technologies nous entraîne vers l’installation d’équipements numériques. Tous les arguments ne jouent cependant pas en ce sens :

Pour le digital

Un raisonnement de bon sens nous porterait à dire : achetons dès aujourd’hui du numérique, demain nous pourrons centraliser toute la gestion des équipements et, par exemple, la gérer à distance par modem (quel bonheur de pouvoir de chez soi contrôler l’origine de la panne signalée par un enseignant, plutôt que de devoir aller voir sur place… souvent pour rien).

L’ennui, c’est qu’actuellement les protocoles de communication ne sont toujours pas compatibles : la marque X parle chinois et la marque Y parle arabe, impossible de les mettre sur le même bus ! On attend une uniformisation du même type que celle qui a eu lieu dans le domaine informatique (PC IBM compatible, DOS Microsoft). Actuellement, choisir une marque de régulateur, c’est pratiquement se résoudre à rester dans la même marque dans le futur pour assurer la compatibilité des connexions !

Contre le digital

Le régulateur numérique reste souvent une « boîte noire ». Dans la pratique, nous constatons souvent une difficulté de lecture des paramètres de ces régulateurs par le gestionnaire.

Aucun contrôle de la régulation n’est alors possible et une intervention du technicien d’exploitation devient (très) difficile. Si un mode d’emploi clair explique le paramétrage (à exiger donc !), c’est gérable, mais encore faut-il que ce mode d’emploi ne se perde pas. Le seul recours est alors de faire appel au chauffagiste. En cas de changement de ce dernier, il est fort probable que le paramétrage soit perdu et le régulateur déconnecté par le gestionnaire (cas vécu).

En conclusion, la régulation numérique permet des possibilités de régulation quasi illimitées. Cependant, nous constatons sur le terrain que plus le schéma de régulation est complexe et plus le paramétrage des régulateurs est « obscur », plus le risque de voir la régulation incontrôlable et incontrôlée est grand.

On risque donc d’obtenir le résultat inverse de celui souhaité, avec à l’extrême un retour en mode manuel.

Cette conclusion est évidemment à nuancer en fonction du type de bâtiment et de structure de gestion technique des équipements : un hôpital n’est pas une école primaire.

Fonctions annexes

Arrêt des circulateurs

Si une vanne se ferme ou si le brûleur s’arrête, signifiant l’absence de besoin de chauffage, il est inutile de maintenir les circulateurs en fonctionnement.

Cela doit être prévu dans la régulation, de même qu’une temporisation (d’environ 6 minutes) à l’arrêt pour permettre une évacuation complète de la chaleur contenue dans l’eau.

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

On peut également prévoir la commutation automatique des pompes jumelées lorsqu’une tombe en panne et également à intervalle régulier (toutes les 150 h par exemple).

Détection des pannes

Il peut être également très utile de choisir des régulateurs capables de détecter eux-mêmes et d’afficher les différentes pannes pouvant apparaître dans les équipements de mesure et les fonctions de régulation.

Exemples.

court-circuit ou coupure dans le câblage des sondes,
écart trop important de la température de départ,
modification trop rapide ou écart trop grand de la température ambiante,
..

Communication

La gestion à distance des équipements (modification des paramètres, repérage des pannes, mise en dérogation, …) apporte un plus dans la conduite des installations.

Pour qu’à terme, l’installation puissance être raccordée à un système de gestion technique centralisée (GTC), il faut dès le départ choisir un matériel dit « communiquant » (et pour être à l’abri des problèmes de protocole de communication, de la même marque que les autres régulateurs).

Suivi des consommations

La mise en place d’une nouvelle régulation constitue un moment clé pour l’implantation de compteurs dans l’installation. On peut envisager ainsi :

Le comptage de la chaleur délivrée vers une zone du bâtiment, en plaçant un compteur d’énergie thermique. Il va mesurer le débit d’eau qui alimente la zone et l’écart de température entre l’entrée et la sortie. Un petit processeur fera alors le calcul et affichera les kWh consommés. Ceci part d’un principe de management très efficace : décentraliser les budgets auprès des consommateurs finaux. Si la section primaire de l’école occupe une aile du bâtiment, et qu’un circuit distinct l’alimente (ou s’ils sont situés sur la fin du circuit), le compteur thermique leur donnera leur propre consommation. Leur motivation dans la gestion des consommations sera renforcée et remboursera rapidement l’investissement dans le compteur, sans compter l’absence de conflits liés à la répartition arbitraire. Mieux ! Pour un prix de l’ordre de 750 €, il existe des vannes deux voies dont l’ouverture est commandée par un thermostat d’ambiance, et qui comptent simultanément l’énergie véhiculée (ce sont des vannes qui assurent généralement la régulation et la répartition des frais de chauffage dans les immeubles à appartements multiples).
Le comptage de la consommation de fuel, par un simple compteur fuel sur la vanne magnétique de la ligne gicleur : cela permet de faire un suivi régulier des consommations et de détecter une anomalie de fonctionnement, ce que la jauge ne permet pas.
Le comptage de l’eau sanitaire : vu l’augmentation rapide du coût de l’eau, il devient un plus dans la surveillance des fuites et autres chasses d’eau cassées.
Le comptage de l’appoint d’eau du circuit de chauffage : on rencontre parfois des installations où le concierge ajoute chaque jour un appoint d’eau sans que personne ne s’inquiète. Et pourtant, l’eau fraîche régulièrement ajoutée apporte également beaucoup d’oxygène en suspension, oxygène qui est un des principaux agents de corrosion. Avec un petit compteur de débit placé sur le tuyau de raccordement de l’eau de ville vers le réseau de chauffage, une évaluation du problème est possible …
Le comptage des degrés-jours : sur base des relevés de la sonde extérieure, le régulateur peut fournir les degrés-jours, chiffre indicateur du froid qu’il fait. Cela permet une gestion efficace des consommations par le rapport consommation/degrés-jours.

Gérer

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Suivi des paramètres de régulation

En pratique, il n’est pas rare de rencontrer des installations de régulation dont personne ne connaît très bien le mode fonctionnement…

Les schémas sont perdus, les modes d’emploi sont introuvables, …

Il sera donc toujours utile de prévoir dès le début de la nouvelle installation la mise en place de son suivi :

La présence d’une copie des schémas hydrauliques et des schémas de régulation dans la chaufferie.
L’indication des caractéristiques de tous les appareils (lorsqu’un circulateur tombe en panne, on le remplace provisoirement par celui disponible en réserve, le provisoire devient définitif,… et on a perdu toute référence du circulateur correct !).
La présence d’un carnet de bord qui signale le réglage initial des paramètres et les modifications réalisées durant la vie de l’installation, outil qui aide le petit nouveau qui vient remplacer celui qui part à la pension !

Ces conseils semblent scolaires, … ils sont pourtant vraiment très utiles en pratique.

Gestion Technique centralisée (GTC) ?

Que peut apporter une GTC ?

Local de gestion centralisée au Collège St Paul à Godinne.

La motivation paraît double :

Organisationnelle avant tout. Il s’agit d’améliorer l’efficacité de la gestion des hommes chargés de la maintenance, de réduire les déplacements inutiles, de mieux préparer le matériel nécessaire pour l’intervention, voire de mieux suivre le travail effectif de chaque ouvrier. L’amélioration du confort dans les bâtiments s’ensuivra par une gestion très rapide des alarmes : une anomalie sera corrigée avant même que l’occupant ne s’en aperçoive (donc pas de plaintes !). ce type de gain est difficilement chiffrable …

Énergétique ensuite. L’intelligence restant au niveau de la chaufferie, la télégestion n’assure qu’un transfert de l’information. A première vue, l’amélioration semble nulle par rapport à une régulation locale correcte. Cependant l’expérience des gestionnaires ayant fait le choix d’une GTC montrent que ce poste est plus important qu’on pourrait le penser a priori.
En effet, il apparaît que :

Dans les 6 mois qui suivent l’installation, de nombreuses mises au point sont effectuées grâce aux historiques transmis par la télégestion (comportement du système la nuit, le W-E, …). À titre d’exemple, on peut citer l’adaptation de la courbe de chauffe d’un bâtiment ou le repérage d’un défaut sur une sonde, actions très facilitées par la présence d’une télégestion.
Les installations sont mises en dérogation manuelle plus souvent qu’on ne le croit. Le rôle « d’espion » permanent de la télégestion permet des économies réelles, quoique difficilement chiffrables. En fait, l’économie dépendra de la situation initiale. Sur un bâtiment en chauffage quasi continu, 30 % d’économie sont possibles. Mais au départ d’un bâtiment muni d’une régulation correcte et régulièrement vérifiée, on ne peut espérer plus de 5 % d’économie d’énergie supplémentaire par l’installation d’une télégestion.

À ceci, viennent s’ajouter des besoins complémentaires éventuels qui améliorent la rentabilité de l’opération : le contrôle des accès, la prévision du remplissage des cuves, le suivi des consommations d’eau, …

Exemple.

Dans l’institution de Monsieur M., un supplément de 10 000 € a été dépensé en consommation d’eau l’an dernier, suite à des fuites non détectées. Un programme de télégestion peut déclencher un message d’alarme si un compteur d’impulsion l’informe des consommations anormales.

Quelle GTC ?

Le principal critère de choix entre une GTC réalisée avec un système propriétaire lié à une seule marque pour les régulateurs et la supervision ou un système plus ouvert permettant l’intégration d’appareil de marque différente mais utilisant des « standards » de communication, se situe au niveau de l’ampleur du bâtiment et des équipements à gérer.

Dans un bâtiment de taille moyenne (par exemple, une école) un système propriétaire pour ne gérer que les installations de chauffage conviendra tout à fait.

Dans un bâtiment de taille plus importante où l’on veut étendre le système de gestion à d’autres systèmes que le chauffage (éclairage, stores, intrusion, incendie, …), on sera presque obligé de se tourner vers un système utilisant les standards « LON », « EIB », « KONNEX », …

Dans tous les cas, il faut être attentif lorsque l’on se lance dans un projet de GTC à différents critères de choix. Notamment :

l’existence d’une liste de prix clairement publiée et complète,
un engagement éventuel sur des prix durant x années lors de l’acquisition du système de supervision (on pourrait imaginer une adjudication pour tous les bâtiments existants, avec contrat à long terme (10 ans) sur un pourcentage de variation de prix),
la fiabilité dans le temps de la société de régulation,
l’accès à l’information sur le fonctionnement des systèmes (mode d’emploi, formation, … ),
le besoin éventuel de recourir à un contrat de maintenance (ces deux derniers points sont liés à la lisibilité des messages par le personnel de maintenance),
les possibilités d’adaptation des programmes de gestion des équipements si ceux-ci sont modifiés (par exemple, le remplacement d’une chaudière par deux plus petites en cascade nécessite-t-il une reprogrammation par le constructeur ?),
la lisibilité des informations prévues par le logiciel de supervision. Le prix annoncé comprend-t-il un synoptique de l’installation ou simplement un listing des états et valeurs des entrées/sorties ?

Quel que soit le choix réalisé, il est essentiel d’avoir en tête que le coût le plus élevé sera celui accordé au software.

Tout programme spécifique (mise au point d’une communication entre deux régulateurs de protocole différents, par exemple) sera hors de prix par rapport à l’acquisition d’un hardware compatible …

Préalablement à la consultation des différents constructeurs, il est utile de réfléchir :

aux techniques que l’on souhaite surveiller dans chaque bâtiment (chauffage, éclairage, eau, incendie, …),
aux informations qu’il sera nécessaire de renvoyer vers le poste de contrôle pour chacune de ces techniques,
et donc au nombre d’entrées et de sorties à prévoir pour chaque application. Ce seront ces « points » qui définiront la taille du système et donc son coût.

Exemple des points envisageables dans une chaufferie pour sa télégestion.

Signalisations TS

Marche/arrêt : pompes, brûleurs, ventilateurs, surpresseurs
Fin de course : vannes

Alarmes TA

Disjoncteur : général, pompes, brûleurs, ventilateurs.
Dépassement de limite : température de fumées, niveau de cuve fuel, température chaudière, température ECS. température eau départ, température eau retour, pression eau, pression gaz, débit.
Anomalies : brûleur, incendie, fuite gaz, fuite d’eau.
Intrusion : ouverture porte local, ouverture porte coffret.

Comptage d’impulsion TCI

Débits : fuel, gaz, vapeur, eau.
Énergie : électrique, thermique consommée, thermique produite.

Comptage horaire THI

Fonctionnement : pompes, brûleurs, ventilateurs, surpresseurs.

Mesures TM

Température eau : départ chauffage, retour chauffage, écart départ-retour, boucle ECS, ballon ECS.
Température air : extérieur, locaux témoins.
Autres températures : fumées.
Pressions : eau, vapeur, gaz.
Niveaux : fuel.

Commandes TC

Marche/arrêt : pompes, brûleurs, ventilateurs, ralenti chauffage, boucle ECS.
Ouverture/fermeture : vannes.

Réglages TR

Consignes de régulation : température de départ, température d’ECS, température ambiante, courbe de chauffe.
Position : vanne.

On vérifiera également si le logiciel de supervision est prévu pour créer une alarme sur base des informations transmises. Par exemple, lire les consommations d’eau constitue une première étape, mais pouvoir définir les paramètres qui entraînent une alarme dans un logiciel de gestion standard sera tout aussi important (exemple : une alarme est déclenchée si la consommation de nuit dépasse x m³). Si ce logiciel doit être réalisé à la carte, la démarche risque d’être coûteuse.

Exploitation de la GTC

La mise en place d’un système de télégestion entraîne également une modification de la distribution des tâches au sein de l’équipe technique. Si l’organisation est assurément améliorée, c’est notamment parce qu’une personne du cadre assure un suivi régulier des installations. Celle-ci doit avoir une compétence minimale en HVAC et une connaissance physique des installations gérées pour pouvoir interpréter les mesures et les pannes constatées. Par exemple, la baisse de la température de l’ambiance peut provenir de diverses causes.

Si son rôle se limitait à répercuter le message d’alarme à l’équipe de maintenance, une part de l’intérêt de l’opération serait perdue …

Une efficacité accrue de l’équipe d’intervention se réalise donc moyennant un investissement plus important du staff de maîtrise.

Investir plus tard ?

Dans tous les cas, le problème de télégestion doit être posé. Même si aucune réalisation n’est envisagée à court terme, il est utile d’investir actuellement dans du matériel DDC « communiquant », avec la perspective qu’une gestion centralisée puisse avoir lieu dans le futur.

Études de cas	La conduite des bâtiments de la ville de Mons.
Études de cas	La rénovation de la régulation au Collège St Paul à Godinne.

Synthèse : les 6 principes de base

Principe de régulation d’une installation de chauffage équipée de deux chaudières à grand volume d’eau et pouvant travailler en très basse température (ou chaudière à condensation).

>	Les chaudières sont régulées en cascade par action sur leur brûleur, leur vanne d’isolement et leur circulateur éventuel.
>	La température des chaudières suit au plus près la température des circuits secondaires de distribution (sauf si chaudière ne pouvant descendre en température, production instantanée d’eau chaude sanitaire combinée ou collecteur primaire bouclé).
>	Chaque zone d’occupation et de besoin homogènes dispose de son propre circuit de distribution dont la température d’eau est régulée en fonction d’un thermostat d’ambiance ou le plus souvent d’une sonde extérieure.
>	Chaque circuit dispose un thermostat d’ambiance qui permet de gérer la température d’inoccupation et éventuellement d’ajuster le réglage de la courbe de chauffe dans le cas d’une régulation en fonction de la température extérieure.
>	Les locaux profitant d’apports de chaleur plus importants que les autres sont équipés de vannes thermostatiques le plus souvent « institutionnelles ».
>	L’intermittence est gérée par un optimiseur qui assure une coupure complète des circuits de distribution et éventuellement des chaudières et calcule automatiquement le moment de la coupure et de la relance en fonction des températures intérieures et extérieures.

Cas particulier des petits bâtiments

On définit comme petit bâtiment, un bâtiment dont le circuit de chauffage est unique et directement alimenté par la chaudière. Ce mode de conception s’apparente aux installations domestiques.

Si on choisit une chaudière très basse température (ou à condensation), ce que nous recommandons, la régulation centrale agira directement sur la chaudière :

Un thermostat d’ambiance commande le brûleur et le circulateur. Le fonctionnement de ce dernier est temporisé pour anticiper l’allumage du brûleur (et éviter un allumage sans circulation) et, à l’arrêt, pour évacuer la chaleur résiduelle contenue dans l’eau. En dehors des demandes du thermostat, l’ensemble de l’installation est mise à l’arrêt. Le thermostat permettra un ralenti grâce à deux températures de consignes différentes. Des vannes thermostatiques affinent le réglage de température dans les locaux ne comprenant pas le thermostat d’ambiance s’ils présentent des apports de chaleur plus importants que le reste du bâtiment ou demandent une température de consigne moindre.
Une sonde extérieure qui adapte la température de l’eau de la chaudière. Dans ce cas, le circulateur fonctionne en continu durant la saison de chauffe. Ce système est utilement complété par une sonde d’ambiance pour gérer la température en période de ralenti (le circulateur peut être arrêté lors de la coupure). Des vannes thermostatiques dans chaque local doivent prendre en compte les apports de chaleur particuliers.

Nous ne disposons pas de données chiffrées neutres qui nous permettrait de départager ces deux solutions d’un point de vue énergétique (la combinaison des 2 est aussi envisageable). La première solution est plus classique mais demande de trouver un local témoin représentatif.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Brûleur fuel

Dans le cas des brûleurs au fuel, on trouve essentiellement des brûleurs pulsés, c’est-à-dire où un ventilateur assure l’alimentation en air de combustion voire l’évacuation des fumées. À l’heure actuelle, la capacité de modulation en puissance (ou le nombre d’allures) augmente avec la puissance installée. En effet, pour les puissances plus faibles, les techniques à mettre en place pour assurer la modulation sont trop complexes pour ces petites applications. La complexité technique de la modulation de puissance se justifie progressivement avec l’augmentation de la puissance du brûleur. Pour les grandes puissances (> ~1 MW), on aboutit aux brûleurs fuel avec une modulation continue en puissance. Néanmoins, il faut mentionner qu’à l’heure actuelle, des brûleurs mazout modulants apparaissent pour les petites puissances (applications domestiques). Ceux-ci sont basés sur une technologie de brûleurs différente qui peut être comparée aux brûleurs à pré-mélange au gaz.

Composants d’un brûleur pulsé au fuel

Le brûleur fuel :

Moteur.
Boîte de contrôle.
Transformateur.
Electrodes.
Ventilateur.
Volute.
Déflecteur.
Gicleur.
Réchauffeur.
Cellule photosensible.
Electrovanne.
Pompe et régulateur de pression.

Le brûleur fuel a pour fonction de mélanger, dans des proportions correctes, l’air comburant et le fuel pour permettre la combustion.

L’alimentation en air est assurée par un ventilateur qui puise l’air ambiant de la chaufferie.

L’alimentation en fuel est assurée par une pompe qui puise dans le réservoir. La pompe a également pour mission de maintenir, via un régulateur, une pression suffisante au fuel pour permettre sa pulvérisation. L’électrovanne libère le combustible au moment déterminé par la programmation. Le gicleur assure la pulvérisation du fuel en des milliards de gouttelettes et le réglage du débit nominal de fuel. On parle donc de « brûleur à pulvérisation ».

Principe de fonctionnement d’un brûleur fuel.

La pompe fuel et l’électrovanne

L’alimentation en fuel se fait via une pompe (le plus souvent une pompe à engrenage), reliée à l’arbre du moteur. La pompe est équipé d’un régulateur de pression qui renvoie l’excès de fuel vers le réservoir.

Pompe à fuel.

Régulateur de pression : la pression d’alimentation du gicleur est assurée par un ressort d’équilibrage. Le surplus de fuel est renvoyé vers le réservoir par la sortie.

Une ou plusieurs électrovannes permettent ensuite au gicleur d’être alimenté.

Électrovanne hors tension (fermée) et électrovanne sous tension (ouverte).

Le Champ magnétique créé par le bobinage sous tension attire le noyau mobile qui porte le clapet de fermeture.

Électrovannes :

Bobinage.
Armature concentrant le champ magnétique.
Noyau mobile.
Clapet de fermeture.
Siège du clapet.
Corps de vanne.
Ressort.
Partie métallique non conductrice de champ magnétique.

Le gicleur

La pulvérisation du fuel a pour objectif d’augmenter la surface de contact entre le fuel et l’air comburant. Cela permet une évaporation plus importante du fuel à sa surface et favorise son mélange avec l’air.

Par exemple, 1 litre de fuel pulvérisé à 7 bars donne 15 à 20 milliards de gouttelettes et représente une surface de contact avec l’air de 500 m².

Un gicleur est composé de 4 éléments. L’obus conique et la pression de la pompe engendrent la rotation du combustible avant sa pulvérisation par le trou du corps de gicleur.

Un gicleur est caractérisé par trois valeurs :

le débit nominal en [gal/h],
l’angle de pulvérisation en [deg],
le mode de pulvérisation.

Ces données sont reprises d’une part sur la fiche d’entretien annuel du brûleur et sur le marquage du gicleur même.

Le débit

Le débit nominal du gicleur est donné jusqu’à présent en [gal/h]. Le débit est fonction du diamètre de l’orifice du corps. Il est donné pour les conditions de référence :

pression de la pompe : 7 [bars],
viscosité : 4,4 [mm²/s],
densité relative : 0,83 (rapport de la masse volumique du fuel (à 15°C) et de la masse volumique de l’eau (à 4°C)).

Sachant que :

1 [gal/h] = 3,78 [litres/h]

On peut connaître le débit réel du gicleur installé et donc la puissance réelle du brûleur par les formules :

P_brûleur[kW] = qfuel [litres/h] x 10 [kWh/litre]

où,

qfuel = le débit réel du gicleur [litres/h]
qgicleur = débit nominal du gicleur [gal/h]
p = pression d’alimentation du gicleur [bars]
Pbrûleur = puissance installée du brûleur [kW]

Conformément à la norme européenne EN 293, le débit nominal des gicleurs sera désormais donné en [kg/h], pour une pression de 10 [bars] et une masse volumique de 840 [kg/m³]. Dans ce cas, on peut connaître le débit réel du gicleur par la formule :

Attention cependant, ces formules ne fonctionnent pas pour les gicleurs particuliers dits « à retour » dont le débit dépend non seulement de la pression d’alimentation, mais aussi de la pression de refoulement du gicleur même.

L’angle de pulvérisation

A la sortie du brûleur, les gouttelettes de fuel se répartissent suivant un cône. L’angle d’ouverture du cône est donné par le fabricant du gicleur.

Schéma angle de pulvérisation.

Les angles les plus courants sont :

pour une pression d’essai de 7 bars (méthode US) : 30°, 45°, 60°, 70°, 80°, 90°
pour une pression d’essai de 10 bars (norme EN) : 60°, 70°, 80°, 90°, 100°

L’angle de pulvérisation conditionne en partie la forme de la flamme. Plus l’angle est petit, plus la flamme sera longue et effilée. À l’inverse, un angle important fournit une flamme courte mais large. Notons qu’en pratique, l’angle de pulvérisation augmente avec la pression d’alimentation. De même, lorsque la pression d’alimentation augmente, la taille des gouttelettes diminue, ce qui favorise le contact entre l’air comburant et le combustible et donc améliore la combustion.

Composition du cône

En fonction de la puissance du brûleur, la composition du cône de pulvérisation est différente. Le cône est généralement creux (toutes les gouttelettes sont réparties sur la périphérie du cône) ou semi-plein (périphérie plus épaisse) pour les grosses puissances (P > 250 kW). Il est généralement plein (tout le volume du cône est rempli de gouttelettes) pour les plus petites puissances.

Schéma répartition "cône creux". Schéma répartition "cône semi-creux". Schéma répartition "cône plein".

Répartition « cône creux ».

Répartition « cône semi-creux ».

Répartition « cône plein ».

Marquage du gicleur

La norme EN293 prévoit un double marquage des gicleurs (marquage US et marquage EN) :

Illustration marquage gicleur 01.

Illustration marquage gicleur 04.

L’index en chiffre romains indique le type de répartition du cône pulvérisé

= répartition pleine (très dense),
= répartition semi-pleine,
= répartition semi-creuse,
= répartition creuse (peu dense).

Le réchauffeur de fuel

En augmentant la température du combustible avant sa pulvérisation, le réchauffeur a pour objectif :

de diminuer la viscosité du fuel et donc d’améliorer sa pulvérisation et donc sa combustion,

d’atténuer les variations de viscosité du fuel liées à la température de stockage et aux caractéristiques du fuel acheté.

L’alimentation en air

L’air nécessaire à la combustion est amené dans le brûleur au moyen d’un ventilateur centrifuge. Ce ventilateur doit assurer le débit d’air nécessaire à la combustion en vainquant la résistance que rencontre l’air jusqu’à la flamme, la résistance que rencontrent la flamme et les fumées dans la chambre de combustion.

Le ventilateur tournant à vitesse constante, un registre d’air permet de régler le débit d’air garantissant une combustion correcte pour une situation donnée (il faut 10 .. 12,5 m³ d’air pour brûler 1 litre de fuel). Ce registre peut être installé à l’aspiration ou au refoulement du ventilateur.

Si le brûleur ne possède ne possède qu’une seule allure et donc fonctionne à un seul niveau de puissance, le volet garde une position fixe parce que la quantité de fuel éjectée par le gicleur est constante : le bon rapport entre air de combustion et combustible ne change pas. Par contre si le brûleur possède deux allures ou est modulant, la position du clapet est adapté pour maintenir la bonne quantité d’air au niveau de combustible injectée.

Registre d’air et son réglage, placés sur le refoulement du ventilateur.

Pour limiter le balayage du foyer de la chaudière lorsque le brûleur est à l’arrêt et donc l’évacuation de la chaleur contenue dans l’eau de la chaudière par tirage naturel vers la cheminée (ce que l’on appelle les pertes par balayage), les fabricants prévoient sur les brûleurs une fermeture automatique du registre d’air lorsque le brûleur est à l’arrêt :

Soit avec un servo-moteur électrique assurant l’ouverture et la fermeture.

Soit avec un contrepoids (qui peut être le propre poids du registre) ou un ressort. Dans ce cas, la dépression ouvre le registre et le flux d’air le maintient en position ouverte.

Clapet d’obturation écarté (ouverture et fermeture) par servomoteur.

La tête de combustion

La tête de combustion du brûleur est constituée d’un embout ou gueulard qui guide la flamme. Celle-ci est allumée au moyen d’électrodes alimentées en haute tension, créant un arc électrique.

Déflecteur.

La flamme est maintenue en position grâce au déflecteur. En effet, le flux d’air autour de ce dernier crée une dépression qui maintient la flamme en position.

Le réglage de la tête de combustion, c’est-à-dire des distances (a et b) entre le gicleur, le déflecteur et l’embout, est essentiel au bon fonctionnement du brûleur en répartissant les débits d’air primaire (passant au centre du déflecteur) et d’air secondaire (passant à la périphérie).

Séquences de démarrage d’un brûleur

Les séquences de fonctionnement d’un brûleur sont les suivantes :

Préventilation ou prébalayage : mise en marche du moteur du ventilateur pour amorçage du tirage de la cheminée, évacuation éventuelle de gaz dans le circuit des fumées. Pour les brûleurs de plus de 300 kW, le prébalayage s’effectue à l’aide du ventilateur et dure au minimum 15 secondes. Pour les brûleurs de moins de 300 kW, le prébalayage peut se faire par tirage naturel vers la cheminée, avec une durée minimale de 5 secondes.

Préallumage : simultanément mise sous tension du transformateur.

Mise à feu : quelques secondes après, ouverture de l’électrovanne du fioul.

Post-allumage : pour permettre à la flamme de se stabiliser, l’étincelle est maintenue un court instant après l’apparition de la flamme.

Régime de fonctionnement : après l’apparition de la flamme, mise hors tension du circuit d’allumage.

Arrêt : dès satisfaction des besoins calorifiques, arrêt du brûleur par mise hors tension du moteur du ventilateur et de l’électrovanne.

Pour automatiser ces opérations, il faut un moyen fiable pour chronométrer la durée des séquences, qui doivent se répéter fidèlement pendant des années. Les coffrets actuels comportent tous une période de pré et post-allumage. Pour les grosses puissances, il y a en plus une préventilation.

Dispositif de sécurité

Un contrôle continu de la flamme du brûleur est nécessaire pour arrêter ce dernier immédiatement en cas de défaut :

si la flamme n’apparaît pas quand le combustible est libéré,
si la flamme disparaît en cours de fonctionnement,
si une flamme parasite apparaît alors que le brûleur est en phase de démarrage.

De plus, le défaut doit être signalé par une alarme, qui avertit un technicien chargé du dépannage.

Le but est d’éviter de pulvériser du fuel dans une chaudière sans le brûler. On risquerait d’inonder le foyer (et même la chaufferie) et l’allumage intempestif pourrait provoquer une explosion.

Cellule photorésistante

Actuellement, la détection de la flamme fuel se fait fréquemment par cellule photorésistante. La cellule photorésistante réagit directement à la lumière émise par la flamme. Cette réaction est pratiquement instantanée, ce qui permet une commande rapide du système de sécurité. La cellule est constituée par un semi-conducteur dont la résistance varie en fonction inverse de son éclairement : ce matériau a la propriété de ne permettre le passage du courant que lorsqu’il est éclairé. Il est commode de vérifier l’efficacité d’une telle cellule par la mesure de sa résistance dans l’obscurité et, par exemple à la lumière d’une lampe de poche. En règle générale, les cellules photorésistantes sont destinées à la surveillance des flammes fuel (flamme jaune à infrarouge) et moins à la surveillance des flammes gaz, qui émettent plus de rayons ultra-violets.

Cellule photoélectrique

La cellule photoélectrique est sensible au rayonnement lumineux situé dans le spectre visible. Lorsqu’elle est soumise à ce rayonnement une tension apparaît à ses bornes. La cellule se comporte comme un générateur de courant : tout incident annule le signal émis et provoque la mise en sécurité du brûleur. Les cellules photoélectriques ne sont utilisées que pour les flammes fuel. Leur principal inconvénient est un vieillissement rapide.

Brûleurs low NOx

Les derniers développements en matière de brûleur ont principalement visé à diminuer les émissions polluantes comme les imbrûlés, CO, SO₂, NO_x. Les technologies appliquées sont semblables pour les brûleurs gaz ou les brûleurs fuel.

Idéalement lors d’une réaction de combustion, l’azote N₂ contenu dans l’air comburant, est rejeté tel quel sans être modifié. Cependant, sous certaines conditions, il se combine avec l’oxygène pour former des NO_x.

Non seulement ceux-ci peuvent être directement toxiques pour la santé, mais contribuent à la formation d’ozone, de smog et de pluies acides. Ils font également partie des gaz à effet de serre. Leur émission doit donc être réduite au minimum.

Les paramètres influençant la production de NO_x sont :

la température élevée de la flamme (supérieure à 1 200°C),
l’excès d’air, c’est-à-dire la présence importante d’oxygène (O₂) n’ayant pas réagi dans les fumées,
le temps de séjour des atomes d’azote (N) dans la zone chaude de la flamme,
la concentration du combustible en N₂.

Les deux premiers paramètres dépendent de la conception du brûleur, le troisième dépend de la conception de la chaudière.

Evolution de la production de NOx en fonction de la température de la flamme.

Brûleur Low-NOx par recyclage

Pour les brûleurs pulsés (fuel ou gaz), la technique la plus courante pour diminuer les émissions d’oxyde d’azote est le recyclage des gaz de combustion dans la tête du brûleur.

En fait, cela consiste à mélanger une partie des gaz de fumée à l’air comburant, dans le but de :

diminuer la température de la flamme car même avec plusieurs centaines de degrés, les gaz brûlés sont plus froids que la flamme,
réduire la concentration en oxygène du mélange,
favoriser la vaporisation des combustibles liquides et de modifier favorablement les conditions de combustion.

La configuration aéraulique pour réaliser cette recirculation des gaz varie selon les constructeurs. D’une manière générale, c’est l’impulsion de l’air de combustion en mouvement qui sert de force motrice au recyclage : un passage plus étroit au niveau de la tête de combustion provoque une accélération du flux de gaz. Cela génère une dépression et amorce la recirculation des gaz de combustion.

On peut également encore descendre la température de la flamme en élargissant le front de flamme, On recherche ainsi à avoir une flamme en forme d’entonnoir, ce qui augmente sa surface de refroidissement et donc diminue sa température.

Par rapport au brûleur « classique », le brûleur Low-NOx à recirculation interne des gaz de combustion présente les inconvénients suivants :

La recirculation demande de l’énergie. La comparaison entre un brûleur à pulvérisation traditionnel et un brûleur Low NOx (le Ventilateur et la chambre de combustion étant identiques) montre que la dépression au niveau la tête du brûleur Low NOx réduit la puissance calorique maximale et modifie les caractéristiques intrinsèques du brûleur.

La vitesse d’écoulement élevée suscite des turbulences à hauteur du venturi. Il peut en résulter un accroissement du niveau sonore.

La recirculation des gaz de combustion dans la tête du brûleur entraîne un encrassement plus rapide des électrodes d’allumage. Un entretien préventif est dès lors nécessaire.

La recirculation des gaz de combustion dans la tête du brûleur entraîne une gazéification des particules de mazout pulvérisées à hauteur du gicleur. La combustion de ce mazout gazeux forme une flamme bleue peu intense et difficile à détecter par une photorésistance (LDR). Il est dès lors souvent nécessaire d’utiliser un détecteur infrarouge (IR) ou ultraviolet (UV), plus onéreux. Cette caractéristique est pleinement exploitée dans les brûleurs dits à « flamme bleue ».

En revanche, un brûleur Low-NOx produit de 20 à 50 % d’émissions NOx en moins qu’un brûleur à pulvérisation traditionnel.

Brûleurs Low Nox.

La recirculation s’effectue dans le foyer à hauteur de la tête de combustion. Une zone de dépression aspire à nouveau les gaz de combustion et les mélange à la flamme. La recirculation peut également être externe.

Cas particulier des brûleurs mazout « flamme bleue »

Le brûleur à « flamme bleue » est un brûleur dans lequel le mazout pulvérisé est entièrement vaporisé avant la combustion. On parle aussi de « brûleur à gazéification ». La chaleur requise pour l’évaporation est fournie par les gaz de combustion recyclés. Il en résulte une combustion quasi totale dans la phase gazeuse avec un excès d’air minime et une production nulle de suies. Comme le mazout est brûlé à l’état gazeux, la flamme de ce brûleur présente la couleur bleue typique d’une flamme gaz, c’est pourquoi on parle de brûleur à « flamme bleue ». Le principe du brûleur à flamme bleue et celui du brûleur Low NO_x à recirculation présentent de nombreuses similitudes notamment, une faible émission de NOx.

Au niveau du coût d’un tel brûleur, donnons l’exemple d’un fabricant allemand. Dans sa gamme de brûleur allant de 15 à 315 kW, le surcoût d’un brûleur à « flamme bleue » par rapport à un brûleur à « flamme « jaune » varie de 15 à 60 %.

Exemple de brûleur à « flamme bleue » : l’air de combustion est acheminé par deux conduites latérales et amené au point de combustion via un mouvement tangentiel. Lors de la sortie de la forme conique, il se produit un effet de tourbillon qui provoque la recirculation de 50 % des gaz de combustion. Deux canaux d’amenée d’air de démarrage envoient un léger excès d’air dans la flamme durant la première minute après l’allumage, jusqu’à ce que la partie frontale du gueulard du brûleur ait atteint une température suffisante pour passer à la gazéification.

Flamme « jaune » et flamme « bleue ».

Emission de NOx des brûleurs « flamme bleue » et Low NOx comparée aux exigences des normes et labels allemands.

Emission de suies des brûleurs « flamme bleue » et Low NOx comparée aux exigences des normes et labels allemands.

Brûleurs pulsés 1, 2 allures et modulants pour le fuel

On répertorie 4 modes de fonctionnement des brûleurs fuel :

en tout ou rien,
en 2 allures,
en tout ou peu progressivement,
en modulation.

On retrouve ces mêmes modes de fonctionnement pour les brûleurs pulsés au gaz. Néanmoins, la modulation est techniquement plus facile à réaliser pour le gaz. Par conséquent, les niveaux de puissance cités ci-dessous pour le mazout ne sont pas identiques pour les brûleurs pulsés au gaz. En effet, pour de petites applications, le brûleur pulsé modulant au gaz peut déjà se justifier alors qu’il ne s’impose pas encore pour le fuel.

1) Brûleur tout ou rien (Pn < 150-200 kW)

On parle de brûleur tout ou rien lorsque pour toute demande de chaleur, le brûleur s’enclenche, fournit sa pleine puissance, et s’arrête lorsque les besoins sont satisfaits. Typiquement, on se limite à cette technique de « tout ou rien » pour les puissances inférieures à 150-200 kW. Les brûleurs tout ou rien se différencient par leur mode de démarrage : le démarrage à pleine puissance, le démarrage à débit limité et le démarrage à petite allure.

Démarrage à pleine puissance

Ce type de brûleur est utilisé pour les puissances inférieures à 100 kW. Lors de la demande de chaleur, le brûleur démarre directement à pleine puissance.

Démarrage à débit limité

Lors d’une demande de chaleur et grâce à un jeu d’électrovannes, le brûleur démarre avec une puissance de l’ordre de 75 % et passe à sa pleine puissance après le temps de post-allumage. Cela permet d’atténuer l’onde de choc provoquée par l’allumage du combustible. Comme dans ce type de brûleur, le réglage du registre d’air est manuel, la phase initiale du démarrage se produit avec un excès d’air trop important et donc une combustion médiocre.

Démarrage à petite allure

Ce mode de démarrage peut s’appliquer aux brûleurs de plus de 50 kW. Il repose sur le même principe que dans le cas précédent. Il s’en différencie cependant par la réduction plus importante de la puissance au démarrage. Il s’agit en fait de brûleurs 2 allures mais dont la commande ne permet pas le choix de l’allure en fonction des besoins. Le temps séparant l’allumage du passage à la deuxième allure est fixé (relais programmable).

2) Brûleur 2 allures (Pn > 150-200 kW et Pn < 1 MW)

En cas de demande de chaleur, le brûleur pulsé est enclenché en première allure (qui représente entre 40 et 60 % de la puissance nominale). Après un délai déterminé (relais programmable), le brûleur passe à pleine puissance sauf si le régulateur signale que cette pleine puissance n’est pas nécessaire. Dans ce dernier cas, la première allure est maintenue.
Lorsque le brûleur fonctionne en deuxième allure, il est possible que le régulateur estime que la pleine puissance n’est plus requise et le brûleur repasse en première allure. Si la puissance requise est inférieure à la puissance en allure réduite, le brûleur s’arrête. Dans le cas inverse, il repasse en deuxième allure.

Trois possibilités constructives sont exploitées dans les brûleurs 2 allures :

Soit une pompe alimente deux gicleurs différents via deux électrovannes : la petite allure est assurée par l’ouverture d’une électrovanne et l’alimentation du premier gicleur; pour assurer la grande allure, la deuxième électrovanne est activée (la première restant ouverte) et alimente le second gicleur en complément.
Soit une pompe à deux étages alimente un seul gicleur, via deux régulateurs de pression.
Soit un gicleur à retour (pour les grosses puissances). Il s’agit en fait d’un gicleur dont une partie du fuel qui l’alimente n’est pas pulvérisée et est renvoyée vers la cuve. Par un jeu de vanne automatique, la résistance du circuit retour du gicleur permet une variation du débit pulvérisé.
- en petite allure, les électrovannes (1) et (2) sont ouvertes. La pression de pulvérisation est réglée par le régulateur de pression,
- en grande allure, l’électrovanne (2) est fermée et le gicleur est soumis à la pression de la pompe.

Brûleur 2 allures avec gicleur à retour (à gauche). Brûleur à deux gicleurs et deux électrovannes (à droite).

Dans les différents cas, pour maintenir un bon rapport air-combustible, le registre d’air est à deux positions fixées :

soit par un vérin hydraulique activé par la pression de combustible,
soit un servomoteur électrique,
soit un électro-aimant.

Le brûleur 2 allures présentent des avantages énergétiques indéniables :

L’adaptation de la puissance aux besoins allonge le temps de fonctionnement du brûleur et diminue le nombre de cycles d’allumage sources d’imbrûlés et d’émissions polluantes.

Les temps d’arrêt de la chaudière et donc les pertes du même nom sont moindres.

La diminution de la puissance du brûleur par rapport à la puissance de la chaudière augmente le rendement de combustion. En effet, la taille de l’échangeur augmente par rapport à la puissance de la flamme et donc les fumées sortent plus froides de la chaudière. Un gain de rendement de combustion de 2 .. 2,5 % est ainsi possible entre la petite allure (60 % de la puissance nominale) et la grande allure.

Cette amélioration technique se justifie à partir de puissances supérieures à 150-200 kW. En dessous de cette puissance, on trouve essentiellement des brûleurs pulsés fuel tout ou rien.

3) Brûleur « tout ou peu progressif »

Le principe de fonctionnement de ce type de brûleur est semblable à celui d’un brûleur 2 allures. Ce brûleur ne permet que 2 allures. Le passage de la première à la deuxième allure n’est cependant plus brutal, mais progressif (en un temps minimum de 30 secondes).

Si la demande de chaleur est inférieure à la puissance en première allure, le brûleur se met à l’arrêt. Si elle y correspond, le brûleur maintient son fonctionnement en première allure. Si elle en est supérieure, le brûleur passe progressivement en deuxième allure.

Le brûleur « tout ou peu progressif » est équipé d’un gicleur à retour.

Brûleur « tout ou peu progressif ».

Fonctionnement d’un brûleur « tout ou peu progressif » :

En petite allure, l’électrovanne est ouverte et le servomoteur commandant le régulateur de pression est en position minimum,

Lors du passage en deuxième allure, le servomoteur actionne progressivement le régulateur de pression et le registre d’air pour atteindre le maximum d’ouverture en deuxième allure.

4) Brûleur modulant (Pn > 1 MW)

Avec un brûleur modulant, toutes les allures de fonctionnement sont possibles. Néanmoins, la puissance minimale que l’on peut atteindre est souvent de l’ordre de 30% de la puissance nominale (P varie entre [0.3 Pn; Pn]). Les débits d’air et de fuel sont réglés en continu en fonction de la puissance de chauffage requise, ce qui permet un fonctionnement quasi continu.

Brûleur modulant fuel.

Les avantages du brûleur modulant sont du même ordre que ceux du brûleur 2 allures. L’adaptation de la puissance est cependant encore plus fine, ce qui limite encore les temps d’arrêt d’un brûleur. La modulation a cependant ses limites. En effet, à basse puissance, le réglage de l’excès d’air devient difficile. C’est pourquoi, les brûleurs modulants fuel ne peuvent descendre en dessous d’une puissance de l’ordre de 30 % et à ce moment.

Exemple :

Évolution du rendement de combustion des brûleurs actuels en fonction de la modulation de sa puissance : brûleur pulsé modulant fuel (rouge), brûleur modulant gaz à pré-mélange (vert) et brûleur gaz atmosphérique à deux allures (bleu) .

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

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

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Organiser la maintenance du chauffage

Entretien des chaudières

Obligation

L’arrêté royal du 29 janvier 2009 impose que toute chaudière fonctionnant à un combustible liquide ou solide fasse l’objet d’un entretien annuel par un technicien qualifié. Avec ce nouvel arrêté, les chaudières fonctionnant au gaz font l’objet d’une obligation d’entretien triannuel.

Nettoyage de la chaudière

La présence de suie dans la chaudière diminue l’échange entre les fumées et l’eau : 1 mm de suie sur la surface de l’échangeur équivaut à une perte de rendement de combustion de 4 à 8 %.

L’encrassement rapide justifie que l’on procède à plusieurs nettoyages par an. Il faut cependant en rechercher la cause et la solutionner. Cela peut être :

un mauvais réglage du brûleur (indice de Bacharach élevé),
une inadéquation entre le brûleur et la chaudière,
un surdimensionnement de la chaudière et du brûleur.

Pour en savoir plus sur l’évaluation de ces paramètres, cliquez sur :

Évaluer	Évaluer l’efficacité énergétique des chaudières.
Évaluer	Interpréter la fiche d’entretien d’une chaudière.

Réglage de la combustion (pour les chaudières à brûleur pulsé fuel ou gaz)

Le réglage de la combustion s’effectue en agissant sur le volet d’air du brûleur et, si possible, sur la position de l’accrocheur de flamme et de la ligne gicleur au niveau de la tête de combustion du brûleur.

C’est principalement ce réglage qui détermine la qualité de la combustion dans la chaudière.

Réglage d’un brûleur avec mesure en parallèle du rendement de combustion.

Pour les grosses installations deux éléments peuvent justifier que l’on procède à plusieurs contrôles de combustion et réglages par an (idéalement 1 par trimestre) :

Premièrement, le volume d’oxygène contenu dans l’air diminue en hiver.

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

Effectuer un réglage au changement de saison permet d’éviter d’augmenter exagérément l’excès d’air pour éviter la formation d’imbrûlés en hiver, ce, au détriment du rendement de combustion.

Deuxièmement, un déréglage est toujours possible (usure des pièces, vibrations, aspiration des poussières perturbant le ventilateur ou encrassant la tête de combustion, …

Exemple.

Gagner 1 % de rendement sur la totalité de la saison de chauffe, grâce à un suivi saisonnier du réglage est tout à fait réaliste.

Par exemple, pour une installation consommant 200 000 litres de fuel par an, cela équivaudrait à une économie d’environ :

0,01 x 200 000 [litres fuel/an] = 2 000 [litres fuel/an]

Pour une heure de main d’œuvre par réglage.

Détérioration mécanique des chaudières

Certaines détériorations mécaniques des chaudières ont une influence sur leur efficacité énergétique et à ce titre doivent être réparées. Par exemple :

La dégradation de l’isolant augmente les pertes à l’arrêt.
La détérioration de l’isolation réfractaire à l’intérieur du foyer (porte foyère, fond de la chaudière) met en péril la tenue mécanique de la chaudière mais augmente aussi les pertes directes vers l’ambiance lorsque le brûleur est en fonctionnement (pertes par parois sèches).

Isolant d’une porte foyère détérioré : la chaleur dégagée a fait fondre le capotage et l’isolation acoustique d’un tout nouveau brûleur.

La déformation de la tête de combustion du brûleur ou son encrassement ne permet plus un réglage correct de la combustion et diminue le rendement.
La mobilité et le réglage du régulateur de tirage placé sur la cheminée doit être vérifiée car conditionne l’échange de chaleur dans la chaudière.
La fermeture correcte du clapet d’air à l’arrêt du brûleur est également un poste à vérifier.

Contrôle des paramètres de régulation

Il n’est pas rare de rencontrer des installations fonctionnant 24h sur 24 parce qu’elles ont exceptionnellement été mises en dérogation un jour et que personne ne s’est soucié de rétablir le mode « automatique ».

Un autre exemple : qui se soucie de vérifier l’exactitude des horloges de régulation, notamment lors des deux changements d’heures annuels ?

Ces éléments peuvent être la source d’une surconsommation importante (par exemple, supprimer l’intermittence du chauffage peut provoquer une augmentation de 10 .. 25 % de la consommation).

Il est donc important de vérifier régulièrement le réglage correct des paramètres de la régulation pour éviter toute dérive. Notons que ces dernières sont repérables lorsque l’ont tient une comptabilité énergétique précise pour son bâtiment.

Gérer	Pour en savoir plus sur la mise en place d’une comptabilité énergétique et les interprétations que l’on peut en tirer.
Évaluer	Évaluer l’efficacité énergétique de la régulation.

Contrôler le vase d’expansion et supprimer les fuites

L’ajout d’eau permanent dans la chaudière est synonyme d’apport de calcaire et d’oxygène agressif. La détérioration par corrosion de l’ensemble de l’installation peut être rapide : dégradation de la tuyauterie, de la robinetterie, des corps de chauffe, des chaudières, production de boues et blocage des vannes, bouchage des échangeurs, des chaudières, …

L’entartrage des chaudières (aux endroits les plus chaud) constitue également une isolation et entrave la transmission de chaleur. Il en résulte un échauffement excessif des matériaux et une surconsommation qui peut être considérable, selon l’épaisseur de la couche de tartre.

Il est donc important de repérer la cause du manque d’eau et d’y remédier le plus rapidement possible.

Relever le compteur de remplissage automatique

La première chose à faire est de surveiller attentivement la consommation en eau d’appoint. Pour cela, il peut être indispensable de placer un compteur d’eau sur le système de remplissage. Cela est obligatoire lorsque l’installation est munie d’un groupe de remplissage automatique. En effet, une fuite permanente peut longtemps passer inaperçue. La maintenance doit alors comprendre un relevé régulier du compteur pour repérer rapidement toute dérive.

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

1 litre par kW installé

Il est également important de faire des comparatifs à intervalles réguliers.

Contrôle régulier du vase d’expansion

La première chose à vérifier est le vase d’expansion.

Un vase d’expansion peut être mal dimensionné.

Dans ce cas, de l’eau risque d’être évacuée régulièrement par la soupape de sécurité de la chaudière.

Il peut également être percé et ne plus remplir son rôle.

Il faut donc vérifier régulièrement la présence d’air dans le vase : le côté contenant l’air doit sonner « creux » lorsque l’on tape dessus.

Il faut savoir qu’un vase d’expansion à pression variable, se dégonfle avec le temps (c’est comme un pneu de voiture). Il faut donc vérifier régulièrement sa pression de gonflage. Pour cela, il faut isoler le vase, le vidanger, vérifier sa pression à vide et le regonfler si nécessaire (un vase d’expansion dispose d’une pipette semblable à celles des roues de voiture).

La pression à respecter doit être égale à :

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

avec un minimum à respecter de 0,5 bar

Où,

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

Repérer les fuites

Il faut faire la chasse aux fuites. Des traces de fuites peuvent être repérées (trace de coulées, présence d’eau) :

au niveau des soupapes de sécurités,
au niveau des joints ou des presse-étoupes,
au niveau des corps de chauffe,
au niveau de la chaudière.

Attention il faut être attentif car certaines fuites peuvent rester longtemps invisibles, par exemple, par ce que l’eau coule sous un isolant.

Contrôle de l’eau

Dans un souci de pérennité de l’installation, il est également très utile de faire analyser, une fois par an, la qualité de l’eau d’une installation de chauffage par un laboratoire spécialisé : contrôle de l’acidité, de la dureté, de la conductivité.

Par exemple, un pH de 7,5 avec une ancienne installation est synonyme d’un percement rapide. Si c’est dans une conduite enterrée …

Cela permet d’évaluer les risques de corrosion interne et l’état des surfaces inaccessibles.

Un tel compteur peut évidemment aussi être exploité dans une installation à alimentation en eau manuelle.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les corps de chauffe

Convecteurs, radiateurs ou chauffage par le sol ?

Les corps de chauffe se différencient par le mode d’émission de chaleur

convection pour les convecteurs,
rayonnement pour le chauffage par le sol,
convection et rayonnement pour les radiateurs.

Mode d’émission de chaleur des corps de chauffe.
Par exemple, un radiateur traditionnel à ailettes émet environ 70 % de sa chaleur par convection et 30 % par rayonnement. Ce rapport est de 50 % / 50 % pour un radiateur à panneaux sans ailettes.

Confort

Le « rayonnement doux » (c’est-à-dire à basse température) est le mode d’émission le plus confortable

sensation de confort globale la meilleure,
homogénéité des températures (peu de stratification des températures, pas de fort rayonnement sur une face du corps).

C’est ainsi que des grands radiateurs fonctionnant à basse température et le chauffage par le sol se démarquent légèrement des autres types de corps de chauffe.

Par exemple, une étude menée en France par le « GREC » (Groupe de recherche sur les émetteurs de chaleur) montre que faire fonctionner un radiateur en basse température (augmentant ainsi la part d’émission par rayonnement par rapport à la convection) diminue de 0,5 à 7,5 % le nombre d’insatisfaits. Un niveau plus bas de température de fonctionnement suppose un investissement et un encombrement supérieur. En contrepartie, la basse température d’émission présente aussi des avantages en terme de consommation de la chaudière.

Consommation

Convecteur ou radiateur ?

Un convecteur suppose une température de fonctionnement plus élevée que des radiateurs, ce qui implique des pertes de distribution et de production légèrement plus importantes (une chaudière à condensation est par exemple moins efficace avec des convecteurs).

Courbe de chauffe type pour des convecteurs, des radiateurs et du chauffage par le sol.

Cette différence de température de fonctionnement implique également que l’on ne peut raccorder des radiateurs et des convecteurs sur un même circuit de distribution. Chacun demande une régulation de température spécifique. De plus, la transmission de chaleur via de l’air entraîne inévitablement une certaine stratification des températures.

Cela oblige d’augmenter la température moyenne de la pièce pour un même confort au niveau des occupants. L’impact est cependant faible pour les locaux d’une hauteur sous plafond de 2,5 .. 3 m. Il n’en va pas de même pour les locaux de plus grande hauteur. Surtout s’ils sont très mal isolés puisque pour fournir une puissance plus élevée, la température de l’air sera plus élevée.

Exemple. 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).

Exemple de stratification des températures avec un chauffage par radiateur et un chauffage par convecteur, dans un local mal isolé (source : « Les émetteurs de chaleur » du Groupe de Recherche sur les Émetteurs de Chaleur de l’ADEME).

En conclusion, un convecteur n’est choisi par rapport à un radiateur que parce qu’il est moins cher et moins inerte. Il répond ainsi rapidement à une variation de charge fréquente (local ensoleillé, local de réunion).

Lorsqu’il s’agit de locaux climatisés au moyen de ventilos-convecteurs (convecteurs avec ventilateur intégré), on ne dédouble évidemment pas les systèmes. L’émission de froid et de chaud est réalisée par le même appareil.

Chauffage par le sol

Par rapport aux radiateurs et aux convecteurs, le chauffage par le sol est plus difficile à situer. Il présente des grandes qualités et des grands défauts.

Sa consommation est fonction de sa situation :

Si le plancher chauffant est situé au-dessus d’une cave, d’un vide ventilé ou du sol, il présentera des pertes vers le bas qui peuvent devenir importantes cette perte peut rapidement dépasser 10 .. 20 % de la puissance émise, en fonction de l’isolation sous le plancher. Dans ce cas, le chauffage par le sol est clairement plus énergivore que le chauffage par radiateurs ou convecteurs.

Chauffage par le sol (au rez-de-chaussée) avec isolation insuffisante (seulement 2 cm de polystyrène expansé).

Calculs

Pour estimer la perte d’un chauffage par le sol situé au dessus d’une cave, en fonction du degré d’isolation : cliquez ici !

Si le plancher chauffant est situé entre 2 étages occupés, cette perte peut être négligée. Le chauffage par le sol peut alors être énergétiquement plus intéressant. Dans ce cas, les études du GREC le présentent comme 10 % moins consommateur. Cela s’explique par le fait que, puisque la température moyenne des parois (dont fait partie le sol) est plus élevée, la température de l’air ambiant pourra être plus basse, pour obtenir un confort équivalent.

Le chauffage par le sol sera alors d’autant plus intéressant s’il est associé à une chaudière à condensation. En effet la température de retour de l’eau dans un chauffage par le sol ne dépasse pas 40°C et permet donc la condensation toute l’année.

Nous tenons cependant à nuancer l’économie possible, présentée ci-dessus. Nous ne pouvons cependant pas quantifier cette nuance :

Par son inertie thermique importante, le chauffage par le sol peut conduire à des surchauffes (et donc des surconsommations) plus importantes que les autres systèmes. En effet, c’est l’entièreté de la dalle de sol qui est chaude. Celle-ci ne peut donc réagir instantanément à l’apparition d’apports de chaleur gratuits importants et, de plus, elle a perdu une bonne partie de sa capacité à absorber la chaleur excédentaire.

Ce phénomène est quelque peu contrecarré par les propriétés d’autorégulation du système : l’émission de chaleur du plancher diminue d’elle-même lorsque la température de l’air augmente et se rapproche de celle du sol (de l’ordre de 24°C). Mais avant que l’émission de chaleur devienne négligeable, la surchauffe se fera ressentir.

L’inertie thermique importante du système, réduit le gain que l’on pourrait réaliser en pratiquant une intermittence du chauffage en période d’inoccupation.

Exemple. La dalle de sol, au pied d’une baie vitrée est un régulateur de l’apport solaire : il emmagasine le rayonnement solaire durant la journée et le restitue (avec un déphasage) en soirée. C’est ce qui fait la différence entre un bâtiment massif et une caravane (ou une voiture).

Comparaison entre la chaleur instantanée due à l’ensoleillement et la chaleur réellement restituée au local, pour des bâtiments à forte et faible inertie.

Si ce « réservoir », ce « ballon tampon », est déjà en partie préchauffé par le système de chauffage, il ne peut guère remplir son rôle. Si encore, on pouvait prévoir l’arrivée du soleil … Mais le chauffage de la dalle devant être démarré 4 heures avant l’usage du local, il est impossible de prédire la présence du soleil. Un compromis ? Il est peut-être possible de diviser la dalle de sol en deux partie : un réseau alimentant la zone proche de la façade et un réseau plus intérieur au bâtiment. En mi-saison, seule la zone intérieure serait alimentée, gardant « au frais » le plancher susceptible d’être ensoleillé. Nous n’avons jamais rencontré une telle solution, qui reste donc théorique. On peut aussi dédoubler les systèmes : le chauffage par le sol peut assurer un chauffage de base et un chauffage par radiateurs ou convecteurs en complément, qui peut réagir rapidement à un apport de chaleur subit. Mais dans ce cas, on perd un des avantages du chauffage par le sol qui est l’absence d’encombrement (pas de corps de chauffe visible) et augmente les coûts déjà importants (le chauffage par le sol entraîne à lui seul un surcoût de 20 %).

Par exemple, le chauffage par le sol 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.

Par contre, il convient tout à fait 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.

Chauffage par le sol dans un grand hall.

En conclusion

Le chauffage par le sol est intéressant (tant au niveau du confort que de la consommation)

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

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

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

Le chauffage par le plafond ?

Cela existe !

Le principe de l’émission de chaleur est semblable à celui des planchers chauffants. Comme 90 % de la transmission de chaleur se fait par rayonnement, la stratification des températures dans le local reste réduite et les performances énergétiques bonnes.

Généralement, il s’agit de plafonds électriques. Mais il est également possible de combiner plafond refroidissant et plafond chauffant dans un même système. Cela permet d’éviter un dédoublement des systèmes et tout encombrement au sol lorsque l’on choisit une climatisation par plafond froid. A priori (nous ne disposons pas de résultats de mesure neutres), l’efficacité énergétique obtenue doit être semblable à celle des planchers chauffants (rayonnement, eau à basse température).

En pratique, une technique consiste à découper le plafond en plusieurs zones. Seule la bande de plafond proche de la façade sera alors alimentable en eau chaude. La puissance émise est suffisante pour chauffer des bureaux présentant des charges internes non négligeables.

D’après la littérature, le plafond chauffant donne des résultats semblables au chauffage par le sol, en ce qui concerne le confort et la consommation. Il présente, cependant une inertie moindre qui lui permet de réagir plus rapidement aux apports de chaleur gratuits. L’intermittence est également plus aisée, pour peu que l’on augmente la température de l’eau au moment de la relance, avant l’arrivée des occupants. Cela se justifie par le peu de surpuissance disponible par m² de plafond si on travaille à température de régime (puissance de l’ordre de 75 .. 90 W/m²).

Le chauffage par le système de ventilation mécanique ?

Dans les anciens immeubles de bureaux non isolés, la puissance nécessaire au chauffage est telle que le débit de ventilation hygiénique est insuffisant si on veut assurer avec celui-ci un chauffage aéraulique. La séparation des fonctions « ventilation hygiénique » et « chauffage » s’impose d’autant plus que le bâtiment est peu isolé et que les apports internes de chaleur (machines, éclairage, …) sont faibles.

Si on veut combiner ventilation et chauffage, un recyclage partiel de l’air doit être organisé pour augmenter les débits pulsés, ce qui surdimensionne les équipements de ventilation.

Par contre, dans les bâtiments de bureaux plus modernes, bien isolés, fortement équipés (ordinateur, imprimante personnelle), la puissance de chauffage nécessaire se réduit fortement, et avec elle, les débits d’air nécessaires pour un chauffage aéraulique. Dans ce cas, il peut être logique d’envisager la combinaison du chauffage et de la ventilation au sein d’un système double flux flux. Il n’y a plus alors d’autres sources de chauffage.

Exemple.

Le débit d’air neuf recommandé est de 2,9 m³/h.m², soit pour ce bureau de 60 m³, 58 m³/h ou un renouvellement d’air de 1 vol/h.

En imaginant que la température de l’air pulsé soit au maximum de 35°C, la puissance calorifique maximum transportée par l’air de ventilation est de :

0,34 [W/(m³/h).K] x 58 [m³/h] x (35 [°C] – 20 [°C]) = 296 [W]

Puissance et débit nécessaire pour assurer le chauffage par – 9°C extérieurs
Type de façade	Puissance de chauffage	Débit d’air nécessaire (température de pulsion = 35°C)
Mur non isolé, simple vitrage	1 682 [W]	330 [m³/h]
Mur isolé, double vitrage	673 [W]	132 [m³/h]
Mur isolé, double vitrage HR	394 [W]	77 [m³/h]
Mur isolé, double vitrage HR et 10 W/m² d’éclairage	194 [W]	38 [m³/h]

On voit que pour un bâtiment non isolé, il faut multiplier le débit d’air hygiénique par 5 si on veut combiner chauffage et ventilation. Cette majoration n’est plus nécessaire pour des bâtiments bien isolés avec un minimum d’apport de chaleur interne (éclairage, bureautique, ….).

Attention, si, pour assurer une puissance de chauffage suffisante, une majoration du taux de brassage d’air est nécessaire, elle doit se faire par recyclage d’une partie de l’air extrait. Le risque est de majorer le débit d’air neuf. C’est à proscrire car cela entraîne une augmente de la consommation non négligeable dans un bâtiment bien isolé.

Pour optimaliser la relance matinale du système de chauffage aéraulique, il faut prévoir la possibilité de travailler en tout air recyclé, l’apport d’air n’étant enclenché qu’à l’arrivée des occupants.

Dimensionnement des corps de chauffe

Actuellement les chaudières les plus performantes sur le marché sont les chaudières gaz à condensation.

La quantité de fumée condensée et donc, le rendement de celles-ci augmente lorsque la température de l’eau de l’installation diminue. Pour assurer une température d’eau minimale durant l’ensemble de la saison de chauffe, on a donc tout intérêt à dimensionner les radiateurs à un régime de température de 80/60 au lieu du 90/70 traditionnel, malgré une augmentation de la surface des radiateurs d’environ 26 % et un surcoût (sur le matériel) du même ordre.

Rappelons également que le chauffage par rayonnement à basse température est plus confortable.

Exemple.

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

Ce coût peut être comparé au surcoût de choisir des radiateurs dimensionnés en régime 70°/50° : environ 6 000 €.

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

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

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

Rendement utile d’une chaudière gaz en fonction de la température des fumées et de l’excès d’air (n = 1,3 équivaut à un excès d’air de 30 %). Pour un excès d’air de 20 %, une température de retour 43° C (équivalent à une température de fumée de 46°C) équivaut à un rendement utile de 97 %, une température de retour de 33°C (équivalent à une température de fumée de 36°C), à un rendement utile de 103 %.

Sur une consommation de l’ordre de 50 000 m³ de gaz, cela équivaut à une économie de l’ordre de 3 000 m³ de gaz par an ou environ 680 €/an.

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

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

Raccordement hydraulique des corps de chauffe.

Dimensionnement des corps de chauffe.

Emplacement des corps de chauffe et rendement d’émission

Lorsque l’on place un radiateur le long d’une paroi extérieure, une partie de la chaleur émise est directement perdue vers l’extérieur :

le dos du radiateur rayonne directement vers la façade,
la température de l’air au dos du radiateur est plus élevée,
de l’air chaud lèche généralement les vitrages (radiateur en allège) ce qui augmente leur perte.

Anciennement, les corps de chauffe étaient, quand même, placés le long des façades pour compenser le rayonnement froid des murs extérieurs non isolés et des simples vitrages.

Ce choix ne se justifie plus aujourd’hui puisque l’isolation des murs et la présence des doubles vitrages (vitrages haut rendement) ont entraîné une augmentation

Il devient dès lors judicieux de placer les corps de chauffe le long des murs intérieurs, supprimant ainsi entièrement les pertes. Le gain réalisable est de l’ordre de 1 à 2 % sur le rendement d’émission et donc sur la consommation globale.

Il faut absolument éviter est le placement (malheureusement encore rencontré dans des bâtiments neufs) de radiateurs devant des vitrages (vitrages descendant jusqu’au plancher).

Emplacement des corps de chauffe.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer les chaudières

Améliorer le réglage de la combustion

Le réglage correct du débit d’air comburant est une donnée essentielle pour optimaliser le rendement de combustion du brûleur. La pratique montre qu’un léger excès d’air est nécessaire pour atteindre le rendement maximum. Il faut donc trouver cet optimum en réglant le registre d’air tout en mesurant le rendement et en surveillant l’apparition d’imbrûlés.

Attention, le volume d’oxygène contenu dans l’air diminue en hiver. C’est pourquoi les responsables de chaufferie ont tendance à régler les brûleurs à air pulsé avec des excès d’air plus élevés, de manière à éviter la formation d’imbrûlés quelle que soit la saison, ce, au détriment des performances de la combustion.

C’est aussi, ce qui peut justifier que, pour les installations d’une certaine puissance, plusieurs réglages annuels soient effectués.

Réglage d’un brûleur avec analyse en direct des fumées.

Gérer

Pour en savoir plus sur l’intérêt de procéder à plusieurs réglages par an.

Améliorer l’évacuation des fumées

Réguler le tirage

Un tirage de la cheminée trop important (> 15 .. 20 Pa) a des incidences sur le rendement de combustion de la chaudière :

augmentation de la vitesse des fumées et augmentation de la température de celles-ci;
augmentation de l’excès d’air (notamment parasite) et diminution de la teneur en CO₂ des fumées.

Un tirage trop faible (< 10 PA) ou fluctuant sera source d’imbrûlés.

Pour remédier a ces problèmes, il faut bien souvent équiper la buse d’évacuation des fumées d’un régulateur de tirage ou, s’il est déjà présent, procéder à un nouveau réglage.

Régulateur de tirage.

Notons que la présence d’un régulateur de tirage limite également les problèmes de condensation dans la cheminée :

Les fumées sont diluées par de l’air frais. La teneur en vapeur d’eau du mélange diminue par rapport aux fumées pures. La température à partir de laquelle cette vapeur d’eau va se condenser va donc s’abaisser.

La température du mélange aspiré par la cheminée diminuant, l’échange de chaleur entre les parois de la cheminée et les fumées diminue et donc proportionnellement, les fumées se refroidissent moins.

Le débit total véhiculé par la cheminée augmentant, à échange vers les parois égal, la chute de température de mélange sera plus faible.

À l’arrêt de la chaudière, dans les grandes cheminées, le tirage sera tel que le régulateur de tirage conservera une certaine ouverture, créant un courant d’air permanent asséchant la cheminée.

Isoler la buse de raccordement à la cheminée

Isoler la buse de raccordement entre la chaudière et la cheminée ralentit le refroidissement des fumées et donc les risques de condensation des fumées dans la cheminée.

En soi l’isolation de la buse n’améliore pas le rendement mais indirectement lorsqu’un problème de condensation apparaît dans la cheminée, le réflexe du technicien est malheureusement parfois de bloquer en position ouverte, le clapet d’admission d’air du brûleur et, par conséquent, le rendement s’en ressent. Il vaudrait beaucoup mieux placer un régulateur de tirage et isoler la buse de raccordement.

Exemple :

Pour une surface de buse de 6 m², et une température de fumée à la sortie de la chaudière de 160°C, la température au niveau de la souche de cheminée sera de 120°C, soit une chute de température de 40°C.

Cette chute de température peut être réduite à 5°C si la buse de raccordement est isolée avec une épaisseur de 5 cm de laine minérale.

Modifier la régulation du brûleur

Il est fréquent de rencontrer des brûleurs performants (anciens ou récents) dont les avantages ne sont pas exploités réellement.

Les deux exemples les plus flagrants sont :

la non-fermeture à l’arrêt du volet d’air motorisé,
l’absence de régulation en cascade des brûleurs 2 allures.

Visualisation du positionnement du volet d’air motorisé d’un brûleur 2 allures :
on peut y constater la fermeture à l’arrêt et le passage de première en deuxième allure.

Faire corriger ces deux points par un technicien spécialisé permet d’importantes économies.

Fermeture du volet d’air motorisé à l’arrêt

La fermeture du volet d’air implique que l’alimentation électrique de son servomoteur ne soit pas coupée à l’arrêt du brûleur. Il faut donc que le chauffagiste corrige le raccordement électrique de ce dernier pour qu’il corresponde aux prescriptions du fabricant.

Bornier de raccordement électrique d’un brûleur et servomoteur permettant la fermeture du clapet d’air à l’arrêt. Sur les brûleurs domestiques (moins de 40 kW), celui-ci n’est qu’en option.

Le gain qui en résulte peut être important si on estime que l’on supprime les pertes par balayage, grâce à cette amélioration.

Évaluer

Évaluer les pertes par balayage.

Notons que certains installateurs préfèrent forcer l’ouverture permanente du clapet d’air pour maintenir un balayage dans la cheminée et éviter les problèmes de condensation.

Ce raisonnement est à proscrire parce qu’il engendre, comme on l’a vu, des pertes importantes pour la chaudière. Si des problèmes de condensation se présentent, c’est au niveau de la cheminée qu’il faut agir, en revoyant son dimensionnement ou en ouvrant la trappe de ramonage ou le régulateur de tirage.

Concevoir

Concevoir une cheminée.

Régulation des brûleurs en cascade

Par facilité et économie d’investissement, certains brûleurs 2 allures sont raccordés sans réelle régulation en cascade.

Pour être régulé en cascade, un brûleur 2 allures a en général besoin soit de 2 aquastats (sur le départ ou sur le retour), chacun de ceux-ci commandant une allure, soit de relais temporisés, soit d’un régulateur de cascade (module de gestion de cascade travaillant au départ d’une sonde de départ).

Armoire de gestion de cascade précâblée incluant les relais temporisés.

Si le brûleur n’est commandé que par un aquastat et que la commande de la première allure est « pontée » (comme disent les fabricants de brûleurs), celui-ci se comportera comme un brûleur démarrant en petite allure et enclenchant d’office la grande allure rapidement. Le brûleur fonctionne donc la plupart du temps à pleine puissance et on perd l’intérêt de disposer d’un matériel capable d’adapter sa puissance aux besoins, à savoir l’augmentation du temps de fonctionnement du brûleur, la diminution des pertes à l’arrêt et l’augmentation du rendement de combustion).

Concevoir

Intérêt d’un brûleur 2 allures ou modulant

Pour exploiter correctement un brûleur deux allures et réduire ainsi les pertes et émissions polluantes, il faut compléter la régulation existante par des relais temporisés ou un module de gestion de cascade. Celui-ci permet de gérer en fonction des besoins de puissance, le fonctionnement en cascade de plusieurs chaudières équipées de brûleurs à deux allures.

Attention, les fabricants de chaudières recommandent souvent la puissance minimale en dessous de laquelle la première allure du brûleur ne peut pas descendre sous peine de voir apparaître des condensations dans la chaudière. Cette puissance est généralement de l’ordre de 60 % (voire 80 %) de la puissance nominale de la chaudière. La puissance développée par le brûleur en première allure doit donc absolument être vérifiée, comparée aux exigences du fabricant et augmentée si nécessaire.

Études de cas

Audit d’une installation de chauffage.

Améliorer la régulation en cascade des chaudières

Réguler en cascade des chaudières fonctionnant en parallèle

Réguler des chaudières en cascade a deux intérêts :

Limiter les pertes à l’arrêt des chaudières dont la puissance n’est pas nécessaire pour couvrir les besoins. Autrement dit, isoler hydrauliquement les chaudières mises à l’arrêt, évite le maintien en température de la chaudière.

Limiter la puissance mise en œuvre pour augmenter le temps de fonctionnement des brûleurs et limiter les pertes et les émissions polluantes au démarrage et à l’arrêt du brûleur (comme pour la régulation en cascade des brûleurs 2 allures).

Exemple :

Ces deux chaudières de 350 kW sont équipées d’un brûleur 2 allures mais qui en réalité travaille toujours à pleine puissance.

Les deux chaudières fonctionnent en parallèle et sont maintenues en température durant toute la saison de chauffe (5 800 h/an).

Leur surdimensionnement par rapport aux besoins maximaux est de l’ordre de 20 %. Le rendement utile des chaudières est estimé à 90,3 % (rendement de combustion mesuré : 91 %).

Les brûleurs sont équipés d’un volet d’air motorisé mais qui est maintenu en permanence ouvert. Le coefficient de perte à l’arrêt qui en résulte est estimé à 2 % (0,5 % pour les pertes vers l’ambiance et 1,5 % de pertes par balayage).

Le rendement saisonnier de l’installation est estimé à 85,5 % et la consommation annuelle est de 123 800 litres de fuel par an.

Examinons le gain possible en améliorant la régulation en cascade de brûleurs et des chaudières.

Pour effectuer le calcul dans votre propre situation et évaluer le potentiel d’amélioration,

Calculs	sur base du climat moyen de Uccle, !
Calculs	sur base du climat moyen de St Hubert, !

La première action à envisager est de supprimer le balayage d’air dans la chaudière à l’arrêt en modifiant le raccordement électrique des brûleurs. Le coefficient de perte à l’arrêt passe ainsi de 2 % à 0,5 %.

Le rendement saisonnier atteindrait alors la valeur de 89 %, soit un gain de :

123 800 [litres/an] x (1 – 85,5 [%] / 89 [%]) = 4 868 [litres/an]

À partir de ce moment, les autres actions ont moins d’intérêt.

Si on régule en cascade les 2 allures des brûleurs, le rendement monte à 91,3 %, soit un gain complémentaire de :

(123 800 [litres/an] – 4 868 [litres/an]) x (1 – 89 [%] / 91,3 [%]) = 2 996 [litres/an]

Grâce à la diminution des temps d’attente des chaudières et l’amélioration du rendement de combustion en petite allure (on estime que le rendement de combustion augmente de 2 % en 1ère allure). On ne tient pas compte ici de la diminution de l’encrassement de la chaudière parallèle à la diminution du nombre de démarrages, gain non chiffrable.

Enfin, si on régule l’ensemble de l’installation en cascade avec isolation hydraulique de la chaudière à l’arrêt, le rendement saisonnier serait de 91,8 %, soit un gain complémentaire de :

(123 800 [litres/an] – 4 868 [litres/an] – 2 996 [litres/an]) x (1 – 91,3 [%] / 91,8 [%]) = 631 [litres/an]

grâce à la suppression des pertes à l’arrêt de la chaudière non nécessaire.

Gain total : 4 868 [litres/an] + 2 996 [litres/an] + 631 [litres/an] = 8 495 [litres/an] ou 1 797 [€/an] à 0,2116 [€/litre]

Si la technologie des anciens brûleurs est telle qu’il n’est pas possible de supprimer les pertes par balayage, sans changer de brûleur, le gain réalisé régulant en cascade les allures des brûleurs et en réalisant une véritable cascade de chaudières serait différent.

On passerait d’un rendement de 85,5 % à un rendement de 88,5 % en modifiant la régulation des brûleurs, puis à un rendement de 90,4 % par une régulation complète de l’ensemble avec isolation hydraulique de la chaudière à l’arrêt.

Les gains successifs seraient de :

123 800 [litres/an] x (1 – 85,5 [%] / 88,5 [%]) = 4 196 [litres/an]

(123 800 [litres/an] – 4 196 [litres/an]) x (1 – 88,5 [%] / 90,4 [%]) = 2 514 [litres/an]

Gain total : 4 196 [litres/an] + 2 514 [litres/an] = 6 710 [litres/an] ou 1 420 [€/an] à 0,2116 [€/litre]

À titre de comparaison, le devis remis pour le module de gestion de cascade de cette installation était de 1 375 € HTVA.

Améliorer la régulation en cascade existante

La régulation en cascade des chaudières n’a un sens que si les chaudières mises à l’arrêt sont déconnectées du réseau hydraulique au moyen d’une vanne motorisée. Cette précaution n’est cependant pas suffisante pour éviter que toutes les chaudières ne restent à haute température toute l’année. Il faut, en plus, être attentif à ce que la cascade respecte deux principes minimaux :

Interdiction de fonctionnement d’une chaudière en fonction de la température extérieure. Cette fonction permet de ne pas appeler systématiquement toutes les chaudières au moment des remontées en température et d’éviter des démarrages de trop courte durée en mi-saison. Par exemple, si à chaque relance, toutes les chaudières sont mises en route, les chaudières devenues inutiles en journée mettront un temps certain à se refroidir.

Une temporisation suffisante à l’enclenchement des chaudières pour éviter les démarrages intempestifs et inutiles de toutes les chaudières, quelle que soit la saison.

Couper manuellement une chaudière inutile dans une installation surdimensionnée

Bien souvent, les anciennes installations sont fortement surdimensionnées. Pour s’en convaincre, il suffit d’écouter un bon nombre de responsables techniques qui précisent qu’une des chaudières de leur installation ne se met jamais en route. Dans ce cas, il peut être simple de couper carrément une des chaudières au moyen d’une vanne manuelle. Cette chaudière ne serait alors remise en route que par de grands froids exceptionnels.

Évaluer

Pour évaluer l’importance du surdimensionnement des chaudières.

Exemple :

Dans une installation de 2 chaudières de 500 KW, une des chaudières est inutile.

Les pertes à l’arrêt de cette chaudière sont estimées à 2 %. En mettant à l’arrêt la chaudière inutile au moyen dune vanne d’isolement manuelle, on peut gagner (avec un rendement utile de la chaudière de 86 %) :

2 [%] x 500 [kW] x 5 800 [heures/an] / 0,86 = 67 442 [kWh/an] ou 6 744 [litres de fuel ou m³ de gaz par an]

Précautions

Pour éviter la corrosion de la chaudière mise à l’arrêt, il est conseillé de la laisser « sous eau » et de prévoir une passivation de l’eau de l’installation après analyse. Une telle analyse, qui par ailleurs ne peut être que bénéfique pour l’ensemble de l’installation, peut par exemple, être réalisée par le CSTC.

La « déconnection hydraulique » d’une chaudière inutile va entraîner une diminution du débit d’eau dans le circuit primaire. Cela peut poser un problème de confort dans le cas d’un circuit primaire bouclé. Pour éviter ce problème, il faudra vérifier que la température de la ou des chaudières restées en fonctionnement soit suffisamment supérieure à la température demandée aux circuits secondaires (ce qui est généralement le cas avec des anciennes chaudières maintenues sur leur aquastat).

Attention, si une chaudière est mise longtemps à l’arrêt, il est possible que des oiseaux nichent ou simplement tombent dans la cheminée, bouchant cette dernière. Il faut y être attentif lors de la remise en route.

Il faudra respecter les prescriptions garantissant le bon fonctionnement de la régulation en cascade.

Évaluer

Pour en savoir plus sur les problèmes hydrauliques susceptibles d’apparaître avec les circuits primaires bouclés.

Diminuer la puissance du brûleur

Lorsqu’une chaudière est manifestement surdimensionnée, il n’est pas utile de lui adjoindre un brûleur 2 allures. Autant diminuer, de façon permanente, la puissance en modifiant les caractéristiques du brûleur (à l’exception des brûleurs gaz atmosphériques) :

pour les chaudières fuel : en modifiant les caractéristiques du gicleur (débit du gicleur/ pression de pompe),
pour les chaudières gaz : en diminuant la pression de gaz.

Attention, les fabricants de chaudières recommandent souvent la puissance minimale en dessous de laquelle la puissance du brûleur ne peut pas descendre sous peine de voir apparaître des condensations dans la chaudière (lors des relances, lorsque la température de l’eau diminue, …). Cette puissance est généralement de l’ordre de 60 % (voire 80 % pour certaines chaudières) de la puissance nominale de la chaudière.

Cette contrainte montre la limitation de cette amélioration. En effet, si on diminue trop la puissance du brûleur, on risque de mettre en péril la chaudière (corrosion par l’acide, principalement avec le fuel).

Si la chaudière est manifestement surdimensionnée, mieux vaut rechercher une solution plus globale et envisager le remplacement de la chaudière.

Évaluer

Pour évaluer l’importance du surdimensionnement des chaudières.

Remplacer le brûleur

Certains anciens brûleurs pulsés (gaz ou fuel) ne permettent plus un réglage correct de la combustion et l’obtention d’un rendement de production suffisant. Cela est notamment dû au fait que l’usure mécanique des pièces qui ne permet plus un dosage correct entre l’air et le combustible.

Évaluer

Évaluer les paramètres de la combustion.

Il en résulte une production d’imbrûlés plus importante, un encrassement et donc une perte de rendement plus rapide. Cela peut aller jusqu’à l’arrêt du brûleur trop encrassé.

L’âge du brûleur est également source de pannes plus fréquentes des différents organes qui à elles seules justifient le remplacement.

Nouveau brûleur et vieille chaudière ?

Est-il judicieux de remplacer uniquement le brûleur dune chaudière obsolète ?

Non,	si la chaudière est manifestement au bout du rouleau et que son surdimensionnement est manifeste. Dans ce cas, il faut envisager le remplacement de l’ensemble.
Oui,	si on prend en considération le gain énergétique que l’on peut déjà réaliser par cette action et si on s’assure de pouvoir récupérer le nouveau brûleur en cas de remplacement futur de la chaudière.

Beaucoup de gestionnaires se posent la question de la durée de vie restante d’une ancienne chaudière. Il est impossible de donner une réponse précise à cette question. Cela dépend du mode de fonctionnement de la chaudière depuis son installation. Par exemple, la fonte « enregistre » les contraintes qu’elle a subies durant toute sa vie. Fragilisée, elle « lâchera » un jour. On ne peut dire quand, car on ne peut chiffrer ces contraintes.

Evidemment, des taches flagrantes de corrosion interne sont un signe de détérioration future.

C’est pourquoi, plus que de miser sur la « survie » ou la « mort future » dune chaudière, il faut programmer son remplacement par souci d’économie d’énergie ou dans le cadre du programme d’investissement lié à la maintenance du bâtiment.

Améliorer

Remplacer la chaudière.

Le gain

Gain sur le rendement de combustion

Les nouveaux brûleurs assurent une meilleure combustion que les anciens, notamment avec une production moindre de NOx. Cependant, si la chaudière ne change pas, la qualité de l’échange entre les fumées et l’eau reste identique.

De plus, chaque chaudière est développée pour un nombre limité de brûleurs, de manière à optimaliser l’échange de chaleur. En plaçant un nouveau brûleur sur une vieille chaudière, on peut, dès lors, conserver des températures de fumée assez élevées.

On n’obtient donc pas une amélioration du rendement de combustion aussi importante que si on remplaçait l’ensemble de l’installation.

En première approximation, on peut miser sur une augmentation du rendement de combustion de 1 .. 2 points.

Par exemple, pour une chaudière ayant un rendement de combustion de 88 %, on peut espérer que le remplacement du brûleur permette d’atteindre un rendement de 90 %.

Gain sur les pertes par balayage

Le gain réalisé en plaçant un nouveau brûleur se situe également au niveau de la suppression de pertes par balayage de la chaudière.

En effet, les nouveaux brûleurs possèdent la plupart du temps un clapet d’air qui se referme lorsque le brûleur est mis à l’arrêt. Ce clapet a pour effet de supprimer le courant d’air qui parcourt la chaudière lorsque le brûleur est arrêté.

Les pertes par balayage que ce courant d’air engendre sont souvent de l’ordre de 1 .. 1,5 % de la puissance installée.

Comme on l’a vu ci-dessus, il faut cependant faire attention, si le nouveau brûleur est équipé d’un clapet d’air motorisé (la présence d’un servomoteur pour manœuvrer le clapet d’air est indiquée dans la documentation technique du brûleur). En effet, il arrive (souvent) que le mode de régulation appliqué à la chaudière ne permette pas au clapet de se refermer à l’arrêt du brûleur.

Exemple.

Beaucoup d’anciennes chaudières sont maintenues en température par un aquastat. Lorsque la température de consigne est atteinte, le brûleur est mis à l’arrêt par coupure de son alimentation électrique. Or si cette dernière est totalement coupée, le servomoteur du clapet d’air est inopérant et le clapet ne peut se refermer.

Pour éviter cela, il faut être attentif au mode de

raccordement du nouveau brûleur.

Exemple.

Considérons une chaudière de 350 kW de 1981, équipée d’un ancien brûleur sans fermeture à l’arrêt du clapet d’air. La consommation annuelle de cette installation est de 60 000 litres de fuel par an.

Les pertes à l’arrêt de cette chaudière sont estimées à 0,5 % de pertes vers l’ambiance et à 1,5 % de pertes par balayage.

Le rendement de combustion mesuré est de 87 %.

En plaçant un nouveau brûleur, on peut espérer une augmentation du rendement de combustion à 89 % et on supprime les pertes par balayage.

Le rendement saisonnier de production calculé passerait alors de 82,1 % à 87,7 % (si la chaudière ne produit pas d’eau chaude sanitaire en été).

Le gain énergétique s’élève donc à :

60 000 [litres de fuel] x (1 – 82,1 [%] / 87,7 [%]) = 3 831 [litres fuel/an] ou 1 245 [€/an] (à 0,325 €/litre)

pour un coût de : 3 625 € (HTVA).

Pour effectuer le calcul dans votre propre situation et évaluer le potentiel d’amélioration,

Calculs

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Calculs

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Colmater et réisoler la chaudière

Voilà le type d’action que l’on peut mener en attendant de préparer le projet de remplacement d’une très ancienne et peu performante chaudière.

Colmater les entrées d’air

Les entrées d’air parasite (entre les éléments d’une chaudière en fonte, au niveau de la porte foyer, ou encore par le regard des anciennes chaudières au charbon converties) sont synonymes :

De pertes de rendement de combustion par augmentation parasite de l’excès d’air. Les inétanchéités peuvent être telles que, quel que soit le réglage du brûleur, il est impossible d’atteindre un pourcentage de CO₂ suffisant dans les fumées et donc un bon rendement de combustion.

De pertes par balayage parasite du foyer lorsque le brûleur est à l’arrêt.

Pour remédier à cela, il suffit de colmater les trous au moyen d’un mastic réfractaire, opération qui peut facilement se faire par du personnel interne à l’établissement.

Réisoler la jaquette

Dans beaucoup d’anciennes chaudières, il est possible de démonter l’enveloppe extérieure (la jaquette) et d’insérer sous celle-ci un nouvel isolant ou un isolant complémentaire en laine minérale.

Exemple.

Placement de nouveaux panneaux isolants sous la jaquette dune ancienne chaudière.

en passant d’une épaisseur d’isolant de 3 cm (en bon état !) à une épaisseur d’isolant de 5 cm, on diminue de 40 % la perte de chaleur par les parois de la chaudière. Le gain est de 90 % pour les zones de la paroi où l’isolant a disparu.

Soit un gain d’environ 13 litres de fuel par an et par m² de paroi pour une chaudière maintenue à 70°C durant la saison de chauffe pour un coût des matériaux de l’ordre de 5 €/m² (le gain est de 200 litres/m² de paroi, par an pour les parties non isolées au départ).

Diminuer la température de fonctionnement des chaudières

Diminuer la température de fonctionnement des chaudières maintenues en permanence en température élevée permet de réduire leurs pertes à l’arrêt.

Ainsi, en fonction de la saison, ou en permanence si les chaudières sont surdimensionnées, on peut modifier manuellement la température de consigne de l’aquastat de chaudière.

On peut aussi imaginer que la chaudière soit régulée totalement en température glissante en fonction de la température extérieure.

Gain

Les pertes à l’arrêt dépendent de la différence de température entre la chaudière et la chaufferie.

Exemple.

considérons une chaudière de 350 kW de 1981, équipée d’un ancien brûleur sans fermeture à l’arrêt du clapet d’air. La consommation annuelle de cette installation est de 60 000 litres de fuel par an.

Les pertes à l’arrêt de cette chaudière sont estimées à 0,5 % de pertes vers l’ambiance et à 1,5 % de pertes par balayage, la chaudière fonctionnant en permanence à une température moyenne de 80°C.

En diminuant la température de la chaudière de 10°C en moyenne sur la saison de chauffe, on diminue les pertes à l’arrêt dans le rapport (pour une température de chaufferie de 20°C) :

[(70 [°C] – 20 [°C]) / (80 [°C] – 20 [°C])]^1,25= 0,8

Le gain s’élève à :

(1 – 0,8) x 0,02 x 350 [kW] x 4 000 [h/an] = 5 600 [kWh]/an ou 560 [litres/an]

où 4 000 [h/an] = le temps d’arrêt de la chaudière durant la saison de chauffe pour une chaudière non surdimensionnée.

Si la chaudière était totalement régulée en température glissante la température moyenne sur la saison de chauffe serait de l’ordre de 43°C. Dans ce cas les pertes seraient réduites d’un facteur :

[(43 [°C] – 20 [°C]) / (80 [°C] – 20 [°C])]^1,25= 0,3

Le gain s’élèverait à :

(1 – 0,3) x 0,02 x 350 [kW] x 4 000 [h/an] = 19 600 [kWh]/an ou 1 960 [litres/an]

Un deuxième gain se situe au niveau des pertes du collecteur primaire, maintenu à la température des chaudières.

Exemple.

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

Actuellement, le collecteur est maintenu à une température moyenne (aller-retour) de 70°C.

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

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

Cas de la température fixe : 0,271 [W/m.°C] x 20 [m] x (70 [°C] – 15 [°C]) x 5 800 [heures/an] = 1 729 [kWh/an] ou 173 [litres fuel/an] ou 173 [m³ gaz/an]

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

Évaluer

Pour évaluer les pertes du réseau de distribution.

Précautions

Problèmes hydrauliques

Attention, dans certains types de circuits primaires (boucles fermées, bouteilles casse-pression), la régulation en température glissante de la chaudière peut conduire à des problèmes d’inconfort dans certains circuits. Avant de se lancer dans l’investissement d’un régulateur climatique, un essai manuel peut être effectué pour évaluer le risque encouru.

Évaluer

Pour en savoir plus sur les problèmes d’inconfort liés à l’hydraulique et à la régulation en température glissante des chaudières.

Condensations internes

Toutes les chaudières (nouvelles ou anciennes) ne peuvent travailler avec une basse température d’eau. Certaines risquent de se détériorer du fait des condensations internes de fumées qui peuvent apparaître. Ce problème est encore plus présent pour les chaudières fonctionnant au fuel puisque dans ce cas les condensats sont plus acides.

Les anciennes chaudières en fonte ne posent pour cela, aucun problème étant donné :

Le mauvais échange de chaleur au niveau du foyer, qui empêche à la température des fumées de descendre trop bas.
L’épaisseur de la fonte qui ne risque guère de percer en cas de corrosion.

Ce n’est pas le cas pour les anciennes chaudières en acier qui, elles, sont sensibles à la corrosion.

Anciennes chaudières en fonte.

Il est évident que les chaudières modernes très basse température s’accommodent très bien de ce type de régulation.

Il faut également faire attention dans le cas des anciennes chaudières avec des rampes gaz (brûleurs gaz atmosphériques) sur lesquelles de l’eau de condensation des fumées risque de couler, causant de la corrosion et une production importante de suie.

Si un doute subsiste sur les capacités de la chaudière à résister à ce mode de fonctionnement, le plus simple est d’interroger le fabricant de la chaudière ou son fournisseur : « est-ce que la chaudière dont je dispose peut être régulée en température glissante, sachant que cela impliquera par moment un fonctionnement à très basse température ».

Le maintien en température élevée des anciennes chaudières est également parfois inévitable en présence dune production d’eau chaude sanitaire combinée à la chaudière.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Placer un récupérateur de chaleur

Quantité d’énergie exploitable

Exemple.

Calculons l’énergie contenue dans 1 m^³ d’air rejeté à l’extérieur.

Soit de l’air à 22°C rejeté à l’extérieur où il fait 6°C.

La quantité de chaleur Q contenue dans ce m^³ d’air rejeté est égale au produit du volume d’air par la chaleur volumique de l’air (0,34 Wh/m³°C) et par l’écart de température entre l’air rejeté et l’air à l’extérieur (ΔT).

Q = 0,34 [Wh/m³°C] x 1 [m³] x (22 [°C] – 6 [°C]) = 5,4 Wh

En fait, l’énergie perdue est proportionnelle à l’écart de température et au taux d’humidité :

plus l’air rejeté est chaud (perte de chaleur sensible),
plus l’air rejeté est humide (perte de chaleur latente),
plus la température extérieure est basse.

Plus l’énergie contenue dans l’air rejeté est grande

Calculons l’énergie rejetée par heure par un groupe de ventilation ayant un débit de 10 000 m³/h.

Supposons que cet air de ventilation doit être simplement chauffé, et qu’il n’y a pas de contrôle d’humidité.

Ce groupe rejettera donc toutes les heures un potentiel énergétique de :

Énergie rejetée par heure : 5,4 [W/(m³/h)] x 10 000 [m³/h] = 54 [kWh]

Si le chauffage de l’air est assuré par une installation au mazout dont le rendement est de 70 % (rendement d’installation moyen), cela représente un équivalent combustible de :

54 [kWh] / 0,7 x 10 [kWh/litre] = 7,7 [litres]

Un récupérateur de chaleur sur l’air extrait permet, en gros, de récupérer 50 % de cette consommation, soit l’équivalent de 3,6 litres ou 1,35 € (à 0,375 €/litre) par heure de fonctionnement (certains récupérateurs permettent de récupérer 75 .. 90 % de cette consommation).

Installation sans récupération.

Installation avec récupération.

Calculs

Pour estimer le gain réalisable par le placement d’un récupérateur de chaleur.

Rentabilité d’un récupérateur de chaleur

La rentabilité du récupérateur résulte de la comparaison entre « le bénéfice », c’est-à-dire le coût de l’énergie récupérée, et « les dépenses », c’est-à-dire

Les dépenses de capital pour l’achat et le placement des échangeurs, pompes, ventilateurs, … (dans une installation neuve il faudra également tenir compte de l’éventuelle possibilité de réduire la taille des autres équipements de chauffe, batteries, chaudières, …),
les frais d’exploitation en consommation d’énergie des pompes, ventilateurs et accessoires,
les coûts d’entretien des équipements.

Le point délicat dans le calcul de la rentabilité sera l’estimation correcte de l’économie d’énergie que l’on peut atteindre. Celle-ci étant en pratique dépendante des conditions de fonctionnement essentiellement variables de la ventilation.

L’optimalisation consiste à rechercher, parmi plusieurs solutions techniques, la sélection de l’équipement présentant le temps de retour le plus court et/ou l’économie maximale.

L’optimum peut être déterminé selon les deux critères suivants :

Énergie nette maximale récupérée, qui est l’énergie totale récupérée moins les consommations en énergie du récupérateur (accessoires, accroissement des pertes de charge et donc de la puissance du ventilateur).
Gain financier maximum, le système est alors optimisé par rapport au gain financier pendant la durée de vie estimée de l’équipement (10 ans).

En fait, l’optimalisation se réalisera entre un nombre limité de solutions : différents modèles d’un même type et différents types de récupérateurs compatibles avec l’application concernée (les critères technologiques ayant déjà permis une première sélection).

Exemple.

Envisageons ici un exemple de calcul de rentabilité :

Soit une installation de ventilation assurant un débit de 10 000 m^³/h et fonctionnant en tout air neuf 10 h par jour (de 8 h à 18 h), 5 jours par semaine et 35 semaines par saison de chauffe, soit 1 750 h.

Économie d’énergie

La température intérieure est de 22°C.

L’énergie nécessaire au chauffage de l’air neuf est de (8°C = température moyenne extérieure diurne durant la saison de chauffe et 0,8 est le rendement de l’installation de chauffage) :

0,34 [Wh/m³.°C] x 10 000 [m³/h] x (22 [°C] – 8 [°C]) x
1 750 [h/an] / 0,8 / 1 000 = 104 125 [kWh/an].

Soit un récupérateur dont le rendement de récupération est de 50 % (batteries à eau glycolée).

Cela implique une énergie récupérée de 52 062 kWh/an ou 5 200 litres fuel ou 3 235,4 €/an (à 0,622 €/litre).

Augmentation de la consommation électrique

La puissance électrique des ventilateurs GP et GE de l’installation de base est de :

0,4 [W/(m³/h)], soit 4 [kW]

Le placement du récupérateur entraîne une augmentation des pertes de charge et donc une augmentation de la puissance des ventilateurs pour maintenir le même débit :

Puissance électrique des ventilateurs GP et GE avec récupérateur = 5,7 kW

Ainsi qu’une consommation électrique d’auxiliaire pour la circulation du fluide caloporteur :

Puissance de la pompe de circulation = 0,3 kW

Le supplément de consommation électrique sera donc de :

5,7 [kW] + 0,3 [kW] – 4 [kW] = 2 [kW] x 1 750 [h] = 3 500 [kWh/an]

soit à 0,16 [€/kWh] (consommation de jour) = 560 [€/an]

L’économie annuelle réelle est donc de 1950 [€/an] – 402,5 [€/an] = 2674,4 [€/an]

Investissement

Dans une installation existante, le placement d’un récupérateur implique le coût du récupérateur mais aussi son intégration dans les caissons de ventilation existants, la modification de la vitesse du ventilateur (changement de poulies et peut-être du moteur) de manière à maintenir le débit de ventilation nominal et le placement d’un filtre sur l’air extrait pour protéger la batterie si celui-ci est absent.

Si on ne tient compte que du récupérateur et de son placement, on peut estimer l’investissement à 6 250 €. Le temps de retour est donc de :

6 250 [€] / 2674,4 [€/an] = 2,34 [ans]

On observe donc que la rentabilité est très dépendante du prix de revient du kWh thermique.

Les situations les plus favorables

Tout d’abord, si on remplace l’entièreté du groupe de traitement d’air, n’importe quel type de récupérateur peut être installé (à plaques, par accumulation, caloduc ou à eau glycolée). Au niveau du choix, on se retrouve quasiment dans la situation d’un bâtiment neuf.

Concevoir

Choix d’un récupérateur de chaleur dans le cas d’une installation neuve (pour les immeubles de bureaux).

Si on ne remplace pas le groupe de traitement d’air, seule la solution de l’échangeur à eau glycolée est réaliste avec un minimum d’intervention technique. Elle a aussi l’avantage de ne pas imposer la proximité entre les prises et les rejets d’air. Il faudra cependant parfois adapter la section des conduits au droit des batteries pour adapter éventuellement la vitesse de l’air (2,5 .. 3 m/s) (la batterie sur l’air neuf pourra être mise dans n’importe quelle position, la batterie sur l’air extrait devra être verticale pour permettre l’évacuation des condensats).

En outre, on obtiendra la meilleure rentabilité du récupérateur dans les cas suivants :

des débits élevés (+ de 10 000 m³/h),
un usage permanent de l’installation de ventilation (ex : hôpitaux),
des besoins thermiques élevés (ex : piscines),
une source de chaleur particulière et disponible (process industriel),
un ventilateur et son moteur surdimensionnés au départ, ce qui peut éviter de pourvoir au remplacement des poulies et du moteur pour maintenir les débits prescrits.

Exigences en milieu hospitalier

En milieu hospitalier il est impératif de limiter au maximum les risques de biocontamination. L’air est un vecteur important responsable des infections nosocomiales. Pour cette raison, la distribution d’air doit, au même titre que les démarches d’hygiène classique de chirurgie par exemple, suivre une marche en avant du plus « propre » vers le plus « sale » sans croisement possible de l’un vers l’autre.

En clair, un air extrait ne peut pas dans la majorité des cas se mélanger ou être contact avec l’air neuf.

Les échangeurs air/air, où l’air neuf et l’air vicié sont en contact physiquement (échangeur à accumulation par exemple) l’un et l’autre, doivent être évités là où il n’y a pas d’exigence de filtration absolue et où le réseau de distribution d’air alimente des zones à activités médicales multiples (contamination croisée).

Il est aussi difficile de modifier une installation existante sachant que souvent les groupes de pulsion et d’extraction sont assez éloignés les uns des autres. Que ce soit dans la conception « tour » ou « pavillonnaire », les groupes se trouvent aux extrémités opposées des plateaux des bâtiments.

On retiendra, qu’en milieu hospitalier, les récupérateurs les mieux appropriés sont des échangeurs :

à plaque pour autant que les groupes de pulsion et d’extraction soient proches les uns des autres,
à eau glycolée si les groupes sont éloignés.

Découvrez ce bon exemple de système de ventilation qui a été intégré au bâtiment de la société IVEG.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les amenées d’air naturelles

Types de systèmes possibles

Systèmes inadéquats : les fuites, les fentes, les fenêtres et les conduits ouverts

L’URE consiste à assurer le confort des occupants, tout en maîtrisant les consommations énergétiques. Il faut donc limiter les apports d’air extérieurs à la quantité nécessaire et suffisante (ni plus, ni moins !) pour maintenir la qualité de l’air intérieur.

Or, les débits d’air frais entrant dans le bâtiment via les infiltrations (fuites et fentes) sont tout à fait incontrôlables (en quantité, en température, en direction et en durée) et varient fortement avec les conditions atmosphériques

Les fuites et les fentes représentent des ouvertures accidentelles et involontaires n’offrant aucune garantie quant au débit de fuite atteint.
Les fuites et les fentes constituent des dispositifs d’amenée d’air tout à fait incontrôlable, car sans réglage possible. Par grand vent, les risques de courant d’air sont importants et les pertes d’énergie sont incontrôlables. À l’inverse, par temps calme, les débits d’air neuf peuvent être insuffisants.
La surface totale des fuites d’un bâtiment est souvent insuffisante pour atteindre les débits exigés par la norme.
Les inétanchéités du bâtiment sont souvent mal réparties, conduisant à des inégalités de ventilation entre les locaux.

La ventilation par les fenêtres peut quant à elle servir de ventilation intensive périodique qui permet une élimination rapide des polluants émis dans l’ambiance.

Elle est inadéquate pour assurer une ventilation de base continue car :

Elle est liée à la bonne volonté des occupants ;
Elle est intermittente, ce qui signifie qu’entre les périodes d’ouverture le taux de CO₂ dans le local va fluctuer fortement entre les périodes d’ouverture et les périodes de fermeture et dépassera bien souvent la valeur couramment admise de 1 000 ppm ;
Elle est source d’inconfort pour les occupants étant donné les débits importants d’air neuf, souvent froid ;

Les conduits de ventilation ouverts (ouvertures non obturables dans les murs ou le sol) fournissent des débits souvent trop importants et non réglables. Ils ne peuvent servir qu’à la ventilation de locaux spéciaux comme les garages, les caves, les chaufferies, les greniers, …

Systèmes adéquats : les grilles de ventilation

La norme NBN D50-001 décrit les exigences relatives aux amenées d’air naturelles. Bien que son application ne soit obligatoire que pour les locaux d’hébergement, elle peut servir de base pour définir les caractéristiques minimums à respecter en la matière. La solution la plus élégante est la grille d’amenée d’air disposée en façade, soit dans les murs, soit dans les menuiseries.

Les critères de choix d’une grille d’amenée d’air naturelle sont

L’intégration dans la structure existante
Le débit d’air neuf
Les possibilités de réglage
L’étanchéité
L’isolation thermique
L’isolation acoustique
La facilité d’entretien et vieillissement
La sécurité anti-effraction
L’emplacement
L’agrément technique

L’intégration dans la structure existante

En fonction des situations, les grilles d’aération doivent avoir un profil s’intégrant dans les structures existantes, soit entre vitrage et châssis (plusieurs possibilités en fonction de l’épaisseur du vitrage), soit dans la menuiserie, soit dans la maçonnerie.

Quel que soit le mode de placement, il faut que les jonctions avec la grille soient étanches.

Lorsque les grilles sont placées dans des fenêtres, elles ne peuvent entraver l’ouverture de ces dernières

des grilles moins épaisses sont prévues pour châssis coulissants,
pour les fenêtres battantes, les grilles ne peuvent heurter le mur adjacent.

Grilles dans le châssis.

Souvent, les grilles d’amenée d’air naturelle perturbent l’esthétique des menuiseries extérieures. L’aspect visuel joue donc un rôle non négligeable dans le choix d’une grille. On peut exploiter la grille dans l’esthétique de la fenêtre ou essayer de la rendre la plus discrète possible. Il existe ainsi des grilles extrêmement discrètes. Par contre, plus le débit exigé par grille est important, plus celle-ci sera imposante. De même, les grilles isophoniques, par la présence de l’isolant acoustique, dépassent nettement du plan de la fenêtre.


Intégration entre le châssis et le vitrage.	Intégration dans la menuiserie.	Intégration au dessus du châssis, contre la battée.

Dans le cas de fenêtres cintrées, la grille devra bien souvent se placer en partie basse, avec les risques de courant d’air que cela peut provoquer si la grille ne se trouve pas au niveau des radiateurs.

Il n’existe pas de dimension standard pour les grilles. Leur hauteur varie en fonction du débit par mètre recherché. La longueur d’une grille est fonction des dimensions du châssis (elle est coupée sur mesure en usine). La longueur est cependant limitée par la rigidité des mécanismes de réglage intérieurs.

Le débit d’air neuf

Suivant les normes, la somme des débits nominaux des grilles d’un même local doit être au moins équivalente au débit requis par la réglementation wallonne. Inversement, avec les grilles en position complètement ouvertes, ces débits ne peuvent dépasser le double des débits réglementaires.

Comme le débit varie avec les conditions atmosphériques, avec l’étanchéité à l’air du bâtiment, … , le débit mentionné par les fabricants dans leur documentation doit avoir été mesuré conformément à l’Annexe C3 de la PEB, c’est-à-dire pour une différence de pression de part et d’autre de la grille de 2 Pa. Cette différence de pression correspond aux pressions moyennes de vent au droit des fuites et des dispositifs de ventilation dans des conditions climatiques normales.

Le respect des normes par les fabricants pour définir les débits est important pour comparer les différents produits.

Exemple.

aux Pays-Bas, le débit nominal des grilles est défini par la norme néerlandaise pour une différence de pression de 1 Pa. Une même grille a donc, en Belgique, un débit « catalogue » de 40 % supérieur au débit « catalogue » néerlandais (le débit varie comme la racine carrée de la pression : racine de 2 = 1,4).

Les possibilités de réglage

L’Annexe C3 de la PEB impose que l’ouverture de la grille doit pouvoir être réglée manuellement ou automatiquement soit en continu soit via au moins 3 positions entre la position ouverte et la position fermée. Étant donné que la plupart du temps, les grilles sont situées sur le haut des châssis, il est intéressant de disposer d’un système de cordelette, de tringle ou de glissière permettant un réglage facile et accessible. Il existe également des grilles motorisées pour les emplacements difficiles d’accès.

Grille motorisée avec commande par potentiomètre.

Grille à coulisse réglable.

Si un local comprend plusieurs grilles, le réglage peut se faire par ouverture/fermeture de certaines d’entre elles. Chaque grille prise individuellement ne doit pas posséder un réglage propre.

On sait que les débits de ventilation naturelle varient constamment en fonction des conditions atmosphériques (vent, température) et de l’utilisation du bâtiment (ouverture de fenêtres,…). Pour limiter ces influences sur le débit d’air neuf, il est pertinent de placer des grilles dites « autoréglables ». Ces dernières, équipées d’une membrane mobile, permettent d’obtenir un débit de passage relativement constant dans une plage de pression différentielle de 10 à 200 Pa. Non seulement elles assurent une alimentation en air plus ou moins constante, mais elles évitent également que les utilisateurs ne bouchent complètement les grilles pour éviter les courants d’air inévitables par vent fort.

Grille autoréglable.

L’étanchéité

À l’air

La norme NBN D50-001 fixe également le débit maximum de fuite en position fermée. Pratiquement, la section nette résiduelle d’une grille en position fermée ne peut dépasser 3 % de la section en position ouverte.

À l’eau

De plus, la grille doit être étanche à la pluie quelle que soit la direction et la force du vent (un vent violent équivaut à une différence de pression entre intérieur et extérieur d’environ 50 PA).

Ainsi, dans les endroits fortement exposés au vent et à la pluie, il est impératif de choisir une grille, dont la prise d’air extérieure est protégée par un capot.

À ce sujet, l’Annexe C3 de la PEB recommande pour empêcher dans la mesure du possible l’infiltration d’eau par une bouche d’alimentation d’un système de ventilation naturelle ou par une bouche d’alimentation d’un système de ventilation mécanique simple flux par extraction, de ne pas avoir de pénétration d’eau possible pour une différence de pression inférieure ou égale à 150 Pa en position « Fermée » et pour une différence de pression inférieure ou égale à 20 Pa en position « Complètement ouverte ».
Pour les fenêtres qui sont spécifiquement conçues comme bouche d’alimentation, la position « Complètement ouverte » doit être comprise comme la position d’ouverture maximale pour la ventilation (et non la position d’ouverture maximale de la fenêtre).
En l’absence de normes spécifiques, la détermination de l’étanchéité à l’eau des bouches d’alimentation s’effectue selon la norme NBN EN 13141-1. Les tests sont effectués selon la norme NBN EN 1027. La méthode d’essais retenue est la méthode 1A.
Pour les bouches d’alimentation qui ont des dimensions variables, les tests doivent être effectués sur un échantillon dont la mesure-jour de chaque dimension variable est de 1 m. Si la dimension maximale disponible est plus petite que 1 m, le test doit être effectuée sur un échantillon dont la dimension est maximale.

Aux animaux

En position ouverte, certaines grilles disposent d’un moustiquaire empêchant le passage des insectes.

Pour empêcher dans la mesure du possible la pénétration d’animaux indésirables par une bouche d’alimentation d’un système de ventilation naturelle ou par une bouche d’alimentation d’un système de ventilation mécanique simple flux par extraction, l’Annexe C3 de la PEB recommande qu’il ne soit pas possible de faire passer les objets suivants à travers la bouche d’alimentation, soit depuis l’intérieur vers l’extérieur, soit dans l’autre sens :

une petite boule en métal avec un diamètre de 4 mm
un petit disque en métal avec un diamètre de 10 mm et une épaisseur de 3 mm

Cette exigence est valable pour chaque position d’ouverture.

L’isolation thermique

En position fermée, la face intérieure de la grille ne peut constituer un point froid sur lequel des condensations peuvent apparaître. Il ne faut donc pas que la grille constitue un pont thermique par rapport aux matériaux qui l’entourent.

Pour cela, la grille doit comporter une coupure thermique (absence de contact ou matériau isolant) entre les matériaux en contact avec l’extérieur et les matériaux en contact avec l’intérieur. La qualité d’isolation de la grille se mesure par son coefficient de transmission thermique k. Par exemple, une grille placée dans un double vitrage doit avoir un coefficient U semblable à celui du châssis, c’est-à-dire au plus 3 W/m²K.

Dans la pratique toutes les grilles prévues sur le marché pour être associées à un double vitrage comportent une coupure thermique. Il faut cependant être attentif à ne pas placer une grille prévue pour des usages spécifiques (simple vitrage) qui n’en posséderait pas.

L’isolation acoustique

Plus le milieu extérieur est bruyant, plus il est important de veiller à ce que la grille ne soit pas un pont acoustique trop important entre l’extérieur et l’intérieur. L’isolement acoustique des bouches doit être adapté à l’isolement acoustique global de la façade.
Des absorbeurs acoustiques peuvent être prévus dans la grille de ventilation.

Grilles isophoniques.

Mais il est généralement plus efficace d’insérer les prises d’air dans l’épaisseur de la maçonnerie, car l’espace disponible permet une atténuation acoustique plus importante.

Prises d’air à insérer dans la maçonnerie avec isolation phonique.

Si l’isolement souhaité est encore plus important, on sera contraint d’adopter un système de ventilation « double flux« .

Remarquons que le CSTC, dans sa NIT n°192 propose une méthode approximative pour le calcul de la diminution de l’isolation aux bruits aériens due à la mise en œuvre de grilles de ventilation.

En pratique, on peut estimer qu’une isolation acoustique de 30 .. 34 dB(A) est nécessaire en milieu urbain.

À titre de comparaison, pour les riverains de l’aéroport de Bierset, on recommande une isolation acoustique des grilles de ventilation, de 44 dB(A).

La facilité d’entretien et le vieillissement

L’aspect extérieur de la grille doit être garanti dans le temps.

L’idéal est de pouvoir entretenir la grille à partir de l’intérieur des locaux. Les pièces doivent donc être facilement démontables et également remplaçables en cas de détérioration, particulièrement pour le dispositif anti-insecte et les dispositifs d’atténuation acoustique que l’on ne peut nettoyer correctement.

Un mode d’emploi clair doit être joint au matériel.

La sécurité anti-effraction

La présence d’une grille de ventilation ne doit pas faciliter l’intrusion dans le bâtiment.

L’emplacement

Les ouvertures en façade ne doivent pas être source de courant d’air froid pour les occupants. Deux possibilités existent pour éviter cet inconvénient.

Les ouvertures peuvent être placées à plus de 1,80 m du sol. Dans ce premier cas, le risque de courant d’air est encore minimisé si l’ouverture se situe au-dessus d’un corps de chauffe, créant ainsi un mélange rapide entre l’air frais et l’air chaud.

En plus des courants d’air, la position basse de la grille a comme inconvénients de la soumettre au poids du vitrage et d’augmenter les risques d’infiltration d’eau ou de neige.

On peut aussi placer les grilles à l’arrière des corps de chauffe. Dans ce cas l’air neuf est automatiquement préchauffé et entraîné par convection naturelle. Il y a cependant un risque de gel des corps de chauffe à eau, si ceux-ci sont à l’arrêt. Il existe également des convecteurs et climatiseurs possédant une prise d’air frais directement à l’extérieur.

Placement de la grille (et de la tige pour l’actionner), avant la pose du radiateur.

Détail grille.

Mise en œuvre

Voici quelques erreurs à ne pas commettre lors de la mise œuvre de grilles d’amenée d’air.

Positionnement inverse de la grille :
pénétration d’eau, courants d’air, difficulté de réglage.

Mauvais positionnement des joints en néoprène entre la grille et le vitrage :
inétanchéités.

Position basse de la grille :
résistance mécanique de la grille, déformation, courants d’air.

Mauvaise étanchéité entre la grille et la maçonnerie,
un joint souple (silicone) est souvent nécessaire.

Mauvais reserrage des baies :
entrée de poussières d’isolant, de maçonnerie.

Cas particulier de la ventilation intensive de nuit

On peut pratiquer une ventilation intensive de nuit de manière à décharger le bâtiment de la chaleur emmagasinée durant la journée et diminuer ainsi les surchauffes. On parle alors de free cooling.

Attention : les débits d’air de refroidissement nocturne doivent être beaucoup plus élevés que ceux nécessaires à l’apport d’air neuf hygiénique. En pratique, un taux de renouvellement d’air horaire de l’ordre de 4 … 6 doit être assuré pour obtenir l’effet refroidissant. Alors qu’un seul renouvellement d’air horaire est généralement suffisant pour l’apport d’air hygiénique.

Dans le cas d’une utilisation de la ventilation intensive pour pratiquer un refroidissement nocturne du bâtiment, il est recommandé de choisir des systèmes

empêchant l’intrusion d’insectes,
garantissant une protection contre les effractions,
limitant le risque de pénétration de pluie,
évitant la gêne acoustique de l’extérieur.

Les châssis tombants sont adéquats pour la ventilation de nuit. Ils sont étanches à la pluie et protègent assez bien le bâtiment de l’intrusion.

Grille de ventilation nocturne intensive.

Il existe également des systèmes de grilles fixes que l’on peut disposer par l’intérieur dans les châssis ouvrants, permettant ainsi une ventilation intensive par ouverture complète des fenêtres sans risque d’effraction et d’intrusion de pluie. Ces grilles peuvent être facilement placées en été et retirées en hiver, selon les besoins de refroidissement nocturne du bâtiment.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Préparateur d’eau chaude instantané

Technologie du préparateur électrique

En pratique, l’échangeur instantané électrique ne se rencontre pas (ou rarement) dans le secteur tertiaire. La puissance qu’il requiert est en effet trop importante.

Exemple.

Imaginons un préparateur instantané électrique alimentant 3 douches. Il se peut que les 3 douches fonctionnent simultanément. Le préparateur devra dès lors fournir 3 x 10 litres/min à 45°. Ces 30 litres/min correspondent à un débit de 1 800 litres/heure.

La puissance qui en résulte est de :

1 800 litres/h x 1,163 kWh/litre.K x (45 – 10) K = 73,3 kW

Sur base d’une alimentation 230 Volts, l’ampérage nécessaire serait de :

Courant = Puissance / Tension = 73 300 W / 230 V = 319 Ampères !!!

On n’ose imaginer le câble et le disjoncteur de protection !

Seul le petit débit d’un percolateur est admissible en électrique instantané. Il correspond également à la douceur avec lequel le grain de café finement moulu doit être arrosé … afin d’en capter tout l’arôme !

Aucune comparaison avec les besoins d’eau chaude d’un bâtiment tertiaire !

A la limite, on pourrait imaginer un préparateur instantané près d’un point de puisage (lavabo), mais on installe plus classiquement un ballon accumulateur « rapide » de 5 à 30 litres max, doté d’une puissance de 120 à 200 Watts/litre et dont le temps de chauffe n’excède pas 45 minutes. Ils permettent de ne pas devoir tirer un câble spécifique de raccordement depuis le coffret de distribution électrique.

Lors du chauffage de l’eau, son volume se dilate de 4 % environ. Il existe des appareils pour circuit ouvert ou fermé. Pour l’appareil à écoulement libre, on utilisera une robinetterie appropriée. L’appareil à circuit fermé sera lui résistant à la montée en pression.

Technologie du préparateur gaz

Comme tout préparateur instantané, il chauffe l’eau au fur et à mesure du soutirage, c’est à dire en continu lors de son passage dans l’appareil. Cette technique nécessite une puissance de production importante… qui n’est parfois utilisée que sur de très courtes périodes.

On distingue 3 classes d’appareils de ce type :

les appareils non raccordés à un conduit ou à un dispositif d’évacuation de fumées,
les appareils conçus pour être raccordés à un conduit d’évacuation des produits de combustion,
les appareils à circuit de combustion étanche à ventouse.

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.

Le préparateur instantané gaz est réservé à la desserte d’un petit nombre de points de puisage.

Fonctionnement d’un appareil mixte

Voici son fonctionnement en mode chauffage du circuit de radiateurs :

Mode de fonctionnement chauffage.

Corps de chauffe.
Thermocouple.
Bouton de l’aquastat.
Bouton-poussoir gaz.
Pompe.
Réglage puissance chauffage.
Echangeur sanitaire.
Robinet de gaz.
Régulation sanitaire.
Circuit de chauffage.
Sélecteur.
Robinet de remplissage du circuit de chauffage.
Régulateur d’eau.
Elément thermostatique.
Membrane.
Clapet d’admission gaz.
Brûleur.
Sécurité surchauffe.
Arrivée eau chaude sanitaire.
Point de puisage sanitaire.

Et le même appareil en fonctionnement production d’eau chaude sanitaire :

Mode de fonctionnement eau chaude sanitaire.

Corps de chauffe.
Thermocouple.
Bouton de l’aquastat.
Bouton-poussoir gaz.
Pompe.
Réglage puissance chauffage.
Echangeur sanitaire.
Robinet de gaz.
Régulation sanitaire.
Circuit de chauffage.
Sélecteur.
Robinet de remplissage du circuit de chauffage.
Régulateur d’eau.
Elément thermostatique.
Membrane.
Clapet d’admission gaz.
Brûleur.
Sécurité surchauffe.
Arrivée eau chaude sanitaire.
Point de puisage sanitaire.

Fonctionnement d’un appareil à condensation

Si la condensation de la vapeur d’eau des fumées est recherchée, un échangeur complémentaire alimenté en eau froide sera placé avant la sortie des fumées dans la cheminée.

Voici son fonctionnement en mode chauffage du circuit de radiateurs & ECS.

Mode de fonctionnement chauffage.

Corps de chauffe.
Thermocouple.
Bouton de l’aquastat.
Bouton-poussoir gaz.
Pompe.
Réglage puissance chauffage.
Echangeur sanitaire.
Robinet de gaz.
Régulation sanitaire.
Circuit de chauffage.
Sélecteur.
Robinet de remplissage du circuit de chauffage.
Régulateur d’eau.
Elément thermostatique.
Membrane.
Clapet d’admission gaz.
Brûleur.
Sécurité surchauffe.
Arrivée eau chaude sanitaire.
Point de puisage sanitaire.
Condenseur.
Extracteur des produits de combustion.
Coupe tirage.
Régulateur.
Evacuation des condensats.

et le même appareil en fonctionnement production d’eau chaude sanitaire :

Mode de fonctionnement eau chaude sanitaire.

Corps de chauffe.
Thermocouple.
Bouton de l’aquastat.
Bouton-poussoir gaz.
Pompe.
Réglage puissance chauffage.
Echangeur sanitaire.
Robinet de gaz.
Régulation sanitaire.
Circuit de chauffage.
Sélecteur.
Robinet de remplissage du circuit de chauffage.
Régulateur d’eau.
Elément thermostatique.
Membrane.
Clapet d’admission gaz.
Brûleur.
Sécurité surchauffe.
Arrivée eau chaude sanitaire.
Point de puisage sanitaire.
Condenseur.
Extracteur des produits de combustion.
Coupe tirage.
Régulateur.
Evacuation des condensats.

Les schémas ci-dessus sont plutôt des schémas de principe puisque, en tombant, les gouttes d’eau condensées risquent d’éteindre la flamme !

Dans la pratique, l’évacuation des condensats se fera mieux si l’échangeur de condensation est situé en dessous de l’échangeur principal. C’est ce que montre le schéma ci-dessous d’une chaudière à condensation traditionnelle, avec un conduit de fumées raccordé en partie inférieure :

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation des imprimantes

Puissance en fonction du mode

Pour différents types d’imprimante, le tableau ci-dessous montre les puissances dissipées en mode « impression » et en mode « veille/attente » :

Type d’imprimante	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Type d’imprimante	Mode « veille/attente »	Mode « impression »
Jet d’encre économique 10/6 ppm*	5	22
**Duplex jet d’encre économique, 10/6 ppm	5	25
Laser économique, 20 ppm N/B***	6	300
Laser, 22 ppm N/B	6	500
Duplex Laser, 22 ppm N/B	6	500
Laser partagé 32 ppm, A3, N/B	145	655
Duplex Laser partagé 32 ppm, A3, N/B	145	655
Laser couleur économique, 16/4 ppm, 600 dpi	18	300
Duplex Laser couleur commun, 22/22 ppm, A3	50	560
MFD économique 10/6 ppm	5	25
MFD + fax, 12/6 ppm	10	30
Duplex multifonction, 12/6 ppm	5	35
Laser multifonction N/B 15 ppm	15	300
Duplex Laser multifonction 25 ppm/70 scan ppm	0,5	25
ppm : vitesse en pages par minute. Duplex : impression recto-verso. **N/B : noir et blanc.

Ou encore sous forme graphique.

On constate que :

Le gros consommateur d’énergie est l’imprimante laser. Sa consommation d’énergie dépend de deux paramètres :
- la présence d’un four pour permettre l’impression du toner,
- la vitesse d’impression.

Plus la vitesse est importante, plus la température sera élevée et donc la puissance sera importante.

Consommation énergétique annuelle

Des campagnes de mesure (sur environ 150 appareils par type d’imprimante) ont indiqué, qu’en fonctionnement, une imprimante laser (type A4) absorbe, en moyenne, une puissance de 278 W; une imprimante à jet d’encre (type A4), une puissance de 53 W.
Cette même campagne a indiqué une consommation annuelle moyenne de 159 kWh pour une imprimante laser et de 60 kWh, pour une imprimante à jet d’encre.

Sur base des données fournies par Energy Star, pour les types d’imprimantes repris ci-dessous, on calcule les consommations électriques moyennes annuelles spécifiques par 10 000 copies, en fonction :

Des puissances dissipées en mode « impression » en tenant compte de la cadence d’impression (ppm : nombre de pages par minute),

des puissances dissipées en mode « veille/attente » pendant le reste de l’année (8 760 heures – heures d’impression).

Soit les résultats suivants :

Type d’imprimante	Consommation moyenne annuelle [kWh/an.10 000 pages] ( source Energy Star)
Jet d’encre économique 10/6 ppm*	44,15
**Duplex jet d’encre économique, 10/6 ppm	44,22
Laser économique, 20 ppm N/B***	55,01
Laser, 22 ppm N/B	56,30
Duplex Laser, 22 ppm N/B	56,30
Laser partagé 32 ppm, A3, N/B	1272,86
Duplex Laser partagé 32 ppm, A3, N/B	1272,86
Laser couleur économique, 16/4 ppm, 600 dpi	162,38
Duplex Laser couleur commun, 22/22 ppm, A3	441,86
MFD économique 10/6 ppm	44,22
MFD + télécopieur, 12/6 ppm	87,97
Duplex multifonction, 12/6 ppm	44,36
Laser multifonction N/B 15 ppm	134,57
Duplex Laser multifonction 25 ppm/70 scan ppm	4,54
ppm : vitesse en pages par minute. Duplex : impression recto-verso. **N/B : noir et blanc.

Sous forme graphique.

Les conclusions qui sautent aux yeux sont :

Sur une année, les consommations dues à l’impression sont très faibles par rapport à celles dues au mode « veille ».

Les consommations des imprimantes laser sont nécessairement plus importantes.

Les imprimantes partagées en réseau sont très gourmandes énergétiquement. Il est vraiment nécessaire de maîtriser les consommations de nuit et de WE (par des horloges par exemple).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les imprimantes

Fonction unique ou multifonction ?

Fonction unique

Il est clair qu’une imprimante, un scanner ou un télécopieur seuls consommeront normalement moins d’énergie qu’un dispositif multifonction offrant des performances similaires. Pour autant qu’une seule des fonctions soit nécessaire par les utilisateurs, il vaut mieux choisir l’appareil à fonction unique.

Multifonction

Dans le cas contraire, il faut savoir qu’un dispositif multifonction consomme moins de 50 % de l’énergie utilisée par une imprimante, un scanner, un télécopieur et une photocopieuse séparés. Cette règle générale ne s’applique pas seulement aux petits appareils « tout en un » destinés aux bureaux de taille réduite, mais aussi aux bureaux plus grands. En effet, préférer l’utilisation d’un dispositif multifonction vous permettra d’économiser 50 %.

De même, pour un usage limité de ce type d’équipement, la consommation du mode « attente » (qui représente le principal problème pour les équipements d’impression et d’acquisition d’images peu utilisés) des dispositifs multifonctions sera inférieure à la somme de la consommation en mode « attente » des 4 quatre appareils périphériques réunis. Par conséquent, si les caractéristiques de performance (vitesse, délais de réactivation, etc.) conviennent, le dispositif multifonction est probablement le meilleur choix.

Il faut également favoriser l’impression recto-verso, on utilise alors moins de papier, et cela est important quand on sait que nettement plus d’énergie est utilisée pour la fabrication du papier que pour l’impression. De plus, on « use » pas l’imprimante plus vite, elle a été fabriquée pour ça ! Quand à l’idée de croire que l’imprimante consomme plus d’énergie lorsqu’elle imprime en couleur, elle est fausse. L’utilisation de tailles de police raisonnables ainsi que de marges plus étroites sur les feuilles peut également permettre d’économiser l’encre et le papier.

Utiliser du papier recyclé est également très important et est parfaitement toléré par la plupart des imprimantes modernes. Cela est principalement dû à l’amélioration de la qualité de ce type de papier (moins « pelucheux » dorénavant). Ce n’est donc plus vrai de croire que le papier recyclé entraîne « bourrages », déchirements et autres inconvénients avec les imprimantes. De plus, ce papier est aujourd’hui au même prix que le papier traditionnel, et son aspect peut être pratiquement identique.

Pour plus de renseignements voir le site : http://www.ecoconso.be

Les imprimantes laser sont les plus gourmandes en énergie bien que certains modèles d’imprimantes laser, à l’heure actuelle, égalent les imprimantes à jet d’encre. On analysera donc correctement ses besoins pour voir si une imprimante à jet d’encre, consommant beaucoup moins, ne pourrait pas convenir :

Une excellente qualité d’impression est rarement nécessaire.
On peut souvent se contenter d’une vitesse d’impression moindre.

Remarque : lorsque l’on imprime une page en plusieurs exemplaires, l’imprimante à jet d’encre sera nettement moins rapide que l’imprimante laser. La première doit en effet enregistrer chaque exemplaire dans sa mémoire, tandis que la seconde ne l’enregistre qu’une seule fois.

Imprimante à jet d’encre ou laser ?

Jet d’encre

Les imprimantes à jet d’encre sont généralement meilleures pour l’environnement que les imprimantes laser (bien que certaines imprimantes laser égalent les performances énergétiques des jets d’encre). Pourquoi ? Tout simplement parce qu’elles consomment généralement moins. Elles sont cependant moins conformes à une utilisation en réseau où on préférera une imprimante laser pouvant bien sûr entrer en mode veille.

Évaluer

Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des imprimantes à jet d’encre, cliquez ici !

Laser

Une imprimante n’est généralement utilisée que très brièvement. Durant les périodes d’inactivité, la consommation d’énergie peut considérablement diminuer si on laisse refroidir le tambour de chauffe.

Évidemment, plus le tambour se refroidit, plus le temps de remontée en température jusqu’au niveau opérationnel est prolongé (de l’ordre de 30 à 45 secondes). Il faut donc trouver un bon compromis entre les exigences contradictoires d’une faible consommation d’énergie en stand-by et un bref temps de remise en régime.

Il existe maintenant sur le marché des appareils qui déclenchent le tambour de fusion après quelques minutes d’inutilisation. Les nouvelles technologies (tambour à très faible inertie thermique) permettent alors de le réchauffer presque instantanément dès la réception d’une commande d’impression. Ces technologies s’appliquent évidemment aussi aux fax laser et aux photocopieurs.

Exemple : il existe une imprimante de bureau qui déclenche son mode veille et imprime une page en 18 secondes. En mode veille, cette imprimante absorbe une puissance de 5 W.

A terme, ce type d’imprimante ne possédera plus de bouton ON/OFF. Elle ne s’allumera qu’au moment de la commande d’impression et s’éteindra automatiquement après.

Si une imprimante ne dispose pas de mode veille, c’est qu’elle ne possède pas les éléments électroniques lui permettant un réveil lors de la réception d’une commande et une impression sans perte d’information.

Dans ce cas, cela vaut-il la peine de l’allumer pour l’impression et de l’éteindre entre temps ?

Oui, si on considère que l’imprimante n’est généralement utilisée que très brièvement, d’autant plus si elle est dédiée à un seul ordinateur et que les imprimantes à laser modernes ne nécessitent que 30 secondes environ et 3 Wh d’énergie pour passer de l’état froid à l’état opérationnel.

Exemple : Une imprimante laser réalise 50 copies par jour. Pour cela elle a besoin de 17 minutes.

Si l’appareil est déclenché après chaque copie, il consomme 220 Wh (mesure effectuée sur un appareil typique). Par contre, s’il reste enclenché toute la journée (9h), il consomme 690 Wh. L’économie réalisable est donc de 68 %.

Utiliser une imprimante pour plusieurs utilisateurs

La possibilité d’utiliser une seule imprimante pour plusieurs utilisateurs doit être examinée. Il existe sur le marché des appareils qui permettent ce raccordement (si l’ensemble ne se trouve pas raccordé en réseau) avec une commutation soit manuelle, soit automatique, en fonction des besoins de chacun.

Dans ce cas, le temps d’utilisation de l’imprimante s’allonge. À partir d’un certain nombre d’utilisateurs (grosses imprimantes « réseau ») un mode veille devient inutile car l’imprimante fonctionne quasiment en continu. Il ne faut cependant pas perdre de vue que plus le nombre d’utilisateurs est important, moins ceux-ci se sentiront concernés par l’extinction de l’imprimante, en fin de journée et de semaine. Dans ce cas la présence d’un mode veille se justifie amplement. Au pire, les heures d’enclenchement d’une imprimante collective doivent être adaptées automatiquement aux heures de travail à l’aide d’une horloge programmable. Celle-ci peut commander, soit l’extinction et l’allumage, soit uniquement l’extinction. Ce dernier cas demande évidemment une sensibilisation des occupants, car quelqu’un devra prendre en charge l’allumage matinal. L’utilisation en dehors des heures de travail demandera aussi une gestion manuelle (allumage et surtout extinction).

Évaluer

Pour plus de détail sur les puissances mises en jeu au niveau des imprimantes partagées, cliquez ici !

Économiser la matière première

La fabrication du papier consomme également de l’énergie (10 fois plus que son impression !).

Le papier recyclé demande lui aussi beaucoup d’énergie pour sa transformation et le gain énergétique par rapport à la production classique est très faible. Néanmoins, il faut prendre en compte, qu’indépendamment du volet énergétique, l’industrie du papier consomme beaucoup de … forets impliquées dans le cycle d’absorption des gaz à effet de serre (CO₂).
En outre, des études anglaises ont estimé que la consommation d’énergie pour la production du papier consommé aux Royaumes-Unis risquait de doubler de 1998 à 2010 si aucune mesure n’était prise.

Bref, il est donc important d’en faire un usage parcimonieux :

En choisissant des imprimantes capables d’imprimer en recto-verso.
Actuellement on peut trouver des imprimantes à jet d’encre qui permettent d’imprimer en recto-verso automatiquement (sans devoir retourner manuellement le papier).
Certaines imprimantes laser le font aussi automatiquement. Il est déconseillé de le faire manuellement pour les autres car le réchauffage du toner déjà appliqué sur une face encrasse très rapidement la machine.

En utilisant le papier déjà imprimé sur une face pour usage personnel.

Le toner des imprimantes laser peut également être économisé :

Lorsque le signal « manque de toner » s’affiche, on peut prolonger un certain temps la vie de la cartouche en la secouant pour mieux répartir le toner.

Par essais successifs, on peut réduire le contraste d’impression pour obtenir la qualité d’impression juste nécessaire aux besoins. Il existe également des imprimantes présentant un mode d’impression permettant d’économiser 50 % du toner par page. La qualité d’impression s’en ressent évidemment (caractères plus pâles) mais reste tout à fait satisfaisante pour l’impression de documents de travail.

Pour une même qualité d’impression, certaines imprimantes consomment nettement moins de toner ou d’encre que d’autres.

On peut limiter le remplacement des cartouches des imprimantes à jet d’encre :

Pour les imprimantes couleurs, il est préférable de choisir une imprimante pour laquelle les trois couleurs fondamentales et le noir possèdent une cartouche séparée, ce qui est toujours le cas pour les nouvelles imprimantes. Dans ce cas, l’épuisement d’une couleur n’entraînera pas automatiquement le remplacement de la cartouche complète.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’état de l’isolant thermique

Humidité excessive, inondation

Une forte teneur en humidité de l’isolant dégrade de manière importante son coefficient de conductivité thermique λ.

Évolution de la conductivité thermique λ en fonction de l’humidification en volume de l’isolant		sec	10 %	20 %	50 %
		W/mK	W/mK	W/mK	W/mK
MW	Laine minérale	0.044	0.123	0.161	0.315
CG	Verre cellulaire	0.050	impossible	impossible	impossible
EPB	Perlite expansée panneaux	0.055	0.091
PUR	Polyuréthanne	0.029		0.049	0.16
EPS	Polystyrène expansé	0.045		0.06	0.14
XPS	Polystyrène extrudé	0.038		0.052
ICB	Liège	0.050	0.063	0.087	0.12

NB : Les valeurs de λ sec sont celles des matériaux isolants certifiés connus d’après leur nature, reprises au tableau 89 de l’Annexe D de l’AGW du 15 mai 2014.

Certains isolant sont étanches à l’eau de par leur nature (exemple XPS).

Ils peuvent cependant s’humidifier par condensation interne. Dans le cas d’une toiture plate inversée, l’isolant est cependant accessible et peut être vérifié sans démonter l’étanchéité.

Le verre cellulaire (CG) ne peut se gorger d’eau. En cas de défaillance de l’étanchéité, la zone mouillée est très limitée. Il faut cependant vérifier si dans cette zone l’isolant n’a pas été altéré par le gel.

L’humidité (qui peut provenir soit d’une défaillance de l’étanchéité, soit d’une défaillance du pare-vapeur) peut aller jusqu’à l’engorgement complet de l’isolant.

Lorsque l’isolant d’une toiture chaude a été compartimenté, une inondation due à une défectuosité locale de l’étanchéité se limitera au compartiment atteint.

Concevoir

Pour savoir comment compartimenter l’isolant.

Dès que l’isolant est mouillé, il est très difficile, voire impossible, de l’assécher surtout lorsqu’il est enfermé dans des couches étanches (exemple toiture chaude).

L’humidité de l’isolant peut se repérer à travers la une membrane d’étanchéité ou un cimentage à l’aide d’un scanner, d’une thermographie infrarouge ou hygromètre électronique.

Scanners TRAMEX servant à détecter l’eau sous l’étanchéité.

Dans la plupart des cas, seul un sondage destructif (et réparable) jusque dans la couche isolante, permet de déterminer exactement l’ampleur du désordre.

Isolant détrempé.

Un isolant noyé doit être remplacé !

Déformations

Cas des toitures plates

Une observation de la surface de la toiture chaude permet de détecter une déformation de l’isolant.

Les déformations peuvent être dues au vieillissement de l’isolant, aux différences de température, à l’humidité.

Les panneaux se contractent, se dilatent ou se galbent.

Dilatation de la face supérieure de l’isolant par la chaleur.

Contraction de la face supérieure de l’isolant par le froid.

Ces déformations peuvent amener des tensions dans la membrane d’étanchéité, créer des vides sous l’isolant, provoquer des zones de stagnation de l’eau de pluie, provoquer des ponts thermiques (***lien à rediriger).

L’isolant est déformé sous la membrane d’étanchéité, provoquant ainsi des vides entre l’isolant et le support, des zones de stagnation au-dessus de l’étanchéité des contraintes mécaniques dans l’étanchéité et probablement un affaiblissement important de l’accrochage.

L’isolant s’est déplacé sous l’effet de dilatation et contractions thermiques consécutives.

Tassements

Cas des façades

Dans les premiers murs creux réalisés, les isolants placés n’étaient parfois pas adaptés à l’usage qui en était fait (isolant en rouleau pour toiture inclinée beaucoup trop souple) ou étaient insuffisamment ou mal fixés. Avec le temps l’isolant se tassait dans le bas du creux en laissant un vide dans le haut de celui-ci. L’humidité accidentelle de l’isolant pouvait aussi aggraver le phénomène. L’interruption de l’isolant ainsi provoquée crée l’apparition de ponts thermiques parfois très graves.

Une thermographie IR du mur en hiver permet de diagnostiquer le phénomène. Un sondage destructif permet l’accès à l’isolant et la détermination des causes exactes.

Ponts thermiques

Certains ouvrages de raccord ou de rives peuvent avoir été mal réalisés sans respect du principe de continuité de la couche isolante.

Les ponts thermiques (*** lien à éditer !) dans les toitures plates proviennent d’une interruption de l’isolant, d’une dégradation locale de celui-ci, ou de joints vides entre panneaux isolants qui se sont rétractés.

La neige sur la membrane d’étanchéité a fondu aux endroits où ,sous l’effet du retrait, les panneaux isolants se sont écartés les uns des autres, provoquant ainsi des ponts thermiques.

Évaluer	Pour savoir comment repérer les ponts thermiques.
Améliorer	Pour savoir comment corriger les ponts thermiques.

Lorsque les défauts sont généralisés, il faut envisager le remplacement complet de l’isolant.

Écrasement

La résistance à l’écrasement varie d’un isolant à l’autre.

Lorsque la toiture ou un plancher isolé par le haut a été soumis à des charges ponctuelles importantes, à ces endroits, l’épaisseur d’un isolant souple peut avoir été réduite. Lorsque l’isolant est dur, il peut s’être rompu.

Ces désordres localisés doivent être réparés et leurs causes supprimées.

La membrane s’est déchirée suite à l’écrasement local de l’isolant.

Fragilisation par rapport à la délamination et au pelage

Tous les matériaux isolants utilisés en toiture plate résistent suffisamment à la délamination.

En vieillissant, certains d’entre eux se fragilisent (splitting) et l’accrochage de la membrane d’étanchéité n’est plus assurée.

Des tests d’arrachement permettent de déterminer si la résistance au vent est encore suffisante.
Si ce n’est pas le cas l’isolant doit être refixé mécaniquement, ou remplacé si ce mode de fixation n’est pas possible en raison de la nature de l’isolant ou du support.

Les effets du vent sur un complexe « isolant-étanchéité » fragilisé ou mal fixé peuvent être spectaculaires.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Débits d’air neuf recommandés

Débits d'air neuf recommandés

Résidentiel

Dans le résidentiel, les débits à satisfaire sont précisés dans l’annexe C2 de l’AGW du 15 mai 2015 (qui se réfère à la norme NBN D50-001) :

Type de local	Surface plancher du local	Alimentation en air	Transfert d’air : capacité (ou section libre)	Évacuation d’air
Chambres, bureaux, salle de jeux ou de hobby (ou équivalent)	Moins de 7 m²	25 m³/h	25 m³/h (ou 70 cm²)	–
	Entre 7 et 20 m²	3,6 m³/h.m²		–
	Plus de 20 m²	72 m³/h		–
Séjour, salon, salle à manger (ou équivalent)	Moins de 21 m²	75 m³/h	25 m³/h (ou 70 cm²)	–
	Entre 21 et 42 m²	3,6 m³/h.m²		–
	Plus de 42 m²	150 m³/h		–
Toilette	–	–	25 m³/h (ou 70 cm²)	25 m³/h
Cuisine (fermée), salle de bain, buanderie (ou équivalent)	Moins de 14 m²	–	Cuisine : 50 m³/h (ou 140 cm²)Autres : 25 m³/h (ou 70 cm²)	50 m³/h
	Entre 14 et 21 m²	–		3,6 m³/h.m²
	Plus de 21 m²	–		75 m³/h
Cuisine ouverte	–	–	–	75 m³/h

Source : Centre Scientifique et Technique de la Construction.

Non-résidentiel

Les bâtiments non résidentiels (hors habitation et appartement) doivent respecter l’Annexe C3 de la PEB (elle-même basée sur la norme européenne ISO (Ventilation dans les bâtiments non résidentiels – Exigences de performances pour les systèmes de ventilation et de climatisation). Celle-ci impose une qualité d’air au moins égale à la catégorie INT 3 (débit minimum de 22 m³ par heure et par personne).

Norme européenne EN 13779 pour les locaux sans fumeur
Catégorie de qualité d’air	Débit d’air neuf
Excellente qualité (niveau ambiant de CO₂< 400 ppm au dessus du niveau extérieur)	> 54 [m³/h.pers]
Qualité moyenne (niveau ambiant de CO₂ 400-600 ppm au dessus du niveau extérieur)	de 36 à 54 [m³/h.pers]
Qualité acceptable (niveau ambiant de CO₂ 600-1000 ppm au dessus du niveau extérieur)	de 22 à 36 [m³/h.pers]
Faible qualité (niveau ambiant de CO₂ > 1000 ppm au dessus du niveau extérieur)	< 22 [m³/h.pers]

De plus, elle impose un taux d’occupation minimum (m² par personne) à prendre en compte pour le dimensionnement en fonction de l’usage de la pièce.

Pour déterminer le débit d’air neuf minimal à assurer dans chaque local, il faut donc multiplier le taux d’occupation (de conception ou minimum imposé) par le débit de ventilation (INT 3 minimum).

De plus, il faut respecter un débit de conception minimal pour les sanitaires : 25m³/h par WC ou urinoir ou 15m³/h par m² de surface si le nombre de WC n’est pas connu lors du dimensionnement. Dans le cas des salles de douches ou de bains le débit de conception minimal est fixé à 5m³/h par m² avec un minimum de 50m³/h par espace.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Repérer une consommation réactive anormale

En régime de tarification Haute Tension, une consommation réactive trop élevée entraîne l’application d’une pénalité financière par le distributeur. Le seuil est fixé par la valeur du cos phi qui doit rester > 0,9. Cette valeur est indiquée sur chaque facture mensuelle, dans le coin inférieur gauche.

Le placement d’une batterie de condensateurs de compensation s’impose alors, sans autre forme de calcul !

Production électrique

Pour en savoir plus sur le choix d’une batterie de condensateurs.

En effet, la pénalité est telle que l’investissement dans le placement des condensateurs sera amorti en moins d’un an…
Le relevé de l’évolution annuelle du cos phi fournit des indications complémentaires :

Sur l’origine des consommations réactives.
Exemple : l’éclairage est plus important en hiver qu’en été tandis que les moteurs sont généralement d’usage plus permanent. Une augmentation de la consommation réactive en hiver pourra être imputée à l’éclairage (lecture des kVARh sur les factures mensuelles).
Sur une anomalie de fonctionnement de la batterie de condensateurs déjà installée.
Attention : depuis quelques années, le distributeur place des compteurs qui relèvent aussi bien le réactif inductif que le réactif capacitif, et c’est la somme des deux valeurs qui entrera dans le calcul de la pénalité. Dès lors, si vous avez placé jadis une batterie de condensateurs fixes, et que celle-ci est probablement surdimensionnée par rapport aux besoins en heures creuses (la nuit, le week-end, …), vos condensateurs pomperont plus de courant réactif que nécessaire (autrement dit, la correction est trop forte). Avec les nouveaux compteurs, vous êtes pénalisé. Le placement d’une batterie automatique (avec une régulation qui adapte le nombre de condensateurs en jeu aux besoins) est alors impératif.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Porosité des matériaux

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

Une structure poreuse peut être :

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

Lorsque la structure est ouverte, elle permet :

l’absorption d’eau : les canaux se comportent comme des tubes capillaires; on parle de matériaux capillaires,
la progression de la vapeur d’eau : on parle de matériaux perméables à la vapeur d’eau,
le passage de l’air : on parle de matériaux perméables à l’air.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionner une chaudière et ses auxiliaires

Dimensionnement des chaudières à condensation

Le principe

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

Concevoir

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

Quelle puissance pour les chaudières ?

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

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

Rendement de combustion.

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

Exemple

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

La puissance maximale correspondant au dimensionnement est de 600 kW, soit 100 % de taux de charge ;

La période pendant laquelle une chaudière au gaz avec brûleur à pré mélange travaillera entre 10 et 30 %, est de 5 000 – 2 300 = 2 700 heures/an, soit de l’ordre de 2 700 / 5 500 = 49 %. Cette valeur de 49 %, au niveau énergétique est très intéressante. En d’autres termes, pendant la moitié de la saison de chauffe, la chaudière fonctionnera à son meilleur rendement ;

En surdimensionnant de 110 % la puissance de la même chaudière, la période pendant laquelle le même brûleur travaillerait entre 10 et 30 % serait de 4 900 – 1 800 = 3 100 heures/an, soit 56 % de la période de chauffe. Un léger surdimensionnement dans ce cas-ci est bénéfique d’un point de vue énergétique. Attention toutefois que le fait d’augmenter la puissance de l’ensemble chaudière/brûleur implique aussi que pour les faibles besoins de chaleur, le « pompage » (marche/arrêt intempestif) du brûleur sera plus important pour une production surdimensionnée.

Quelle combinaison de puissance ?

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

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

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

Dimensionnement des chaudières bois

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

Plage de modulation de puissance plus restreinte : Les chaudières au bois fournissent leur meilleur rendement près de la puissance nominale, c’est-à-dire proche de la puissance maximale. Quand on réduit la puissance, le rendement diminue légèrement. Néanmoins, comme toute chaudière, la plage de modulation des chaudières au bois sont limitées. Cette plage est plus restreinte que pour le gaz ou certains brûleurs au mazout. En dessous d’un certain seuil de puissance, le rendement de la chaudière et la qualité de la combustion deviennent nettement dégradés. Pour les chaudières de puissances élevées, on peut donner un ordre de grandeur pour la puissance minimale qui est de 25-30 % de la puissance nominale. En dessous de cette valeur de puissance minimale instantanée, il n’est pas souhaitable de faire fonctionner la chaudière au bois.

Besoin de cycles longs de production : Les chaudières au bois ont besoin de fonctionner sur base de cycles de production longs pour atteindre les meilleurs rendements et une qualité de combustion efficace, ce qui limite l’émission de gaz et particules nocifs. Pour un besoin de puissance thermique faible du bâtiment, c’est-à-dire à température extérieure modérée, la puissance minimale de la chaudière ne peut descendre à ce niveau (à cause des limites de modulation citées ci-dessus). On pourrait imaginer de travailler avec une puissance à la chaudière qui appartient à sa plage de modulation (par exemple, à puissance minimale) et arrêter/redémarrer la production de la chaudière de manière régulière pour atteindre le niveau de demande du bâtiment. En d’autres termes, puisqu’on n’est pas arrivé à réduire suffisamment la puissance instantanée de la chaudière pour rencontrer le niveau de besoin du bâtiment, on diminue son temps de fonctionnement. Par définition, cela raccourcit la durée de cycles de production ce qui n’est pas compatible avec de bons rendements et une faible émission de gaz nocifs. Cette notion de « cyclage », c’est-à-dire d’arrêter et redémarrer la combustion pour les faibles besoins, est aussi rencontrée pour le chaudières gaz et mazout possédant un niveau de modulation de puissance relativement faible. Pour les techniques gaz et mazout, idéalement, il faut aussi éviter ces cyclages. Néanmoins, la longueur des cycles de production est moins critique pour ces vecteurs énergétiques que pour le bois-énergie.

Le coût des chaudières au bois : Les chaudières au bois sont intrinsèquement plus chères que leurs homologues au gaz ou au mazout. Il n’y a rien d’alarmant à voir dans ce constat. En effet, avec le bois-énergie, on peut bénéficier d’un coût du combustible inférieur aux autres vecteurs énergétiques classiques. Du coup, le surinvestissement pour la chaudière au bois peut-être amorti. Après ce délai, on peut même engendrer des gains. Par contre, il peut être intéressant de ne pas choisir une chaudière au bois trop puissante pour limiter le coût et de réaliser les appoints de puissance par une chaudière traditionnelle, ces appoints étant relativement peu fréquents.

Dimensionnement de la puissance maximale des besoins

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

Dimensionnement de la chaudière bois : aspects techniques

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

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

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

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

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

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

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

Dimensionnement de la chaudière bois : aspects économiques

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

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

Sécurité d’approvisionnement de chaleur : chaudière de soutien

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

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

Nombre de chaudières

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

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

Dimensionnement des circuits de distribution

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

Exemple

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

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

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

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

= 2,16 [m³/h]

La section des conduites se déduit de la relation :

section = débit / vitesse

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

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

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

Deux techniques sont possibles pour dimensionner le diamètre des conduites :

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

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

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

pour les diamètres réduits (DN10-20), limiter la vitesse de l’eau à 0,4 m/s pour des raisons acoustiques,

augmenter cette vitesse à 0,8 .. 1,2 m/s dans les grands diamètres (> DN50) si les conduites parcourent des locaux inoccupés, pour des raisons économiques,

ne pas dépasser une perte de charge de 120 Pa/m pour les tronçons intermédiaires pour limiter les pertes de charge.

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

Dimensionnement des circulateurs

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

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

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

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

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

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

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

En tout cas si :

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

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

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

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

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

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

Dimensionnement des corps de chauffe

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

Exemple.

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

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

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

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

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

Rendement utile d’une chaudière gaz en fonction de la température des fumées et de l’excès d’air (n = 1,3 équivaut à un excès d’air de 30 %). Pour un excès d’air de 20 %, une température de retour 43° C (équivalent à une température de fumée de 46 °C) équivaut à un rendement utile de 97 %, une température de retour de 33 °C (équivalent à une température de fumée de 36 °C), à un rendement utile de 103 %.

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

> Que conclure ?

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

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

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Cas particulier : La protection des fenêtres en toiture

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

Des systèmes de protection comparables sont ainsi appliqués :

Les brise-soleil en aluminium, fixes ou orientables

Techniques

Pour en savoir plus sur les brise-soleil placés en position verticale.

Les stores enroulables extérieurs

Techniques

Pour en savoir plus sur les stores extérieurs enroulables placés en position verticale.

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

Techniques

Pour en savoir plus sur les stores extérieurs enroulables placés en position verticale.

Les films adhésifs

Techniques

Pour en savoir plus sur les films adhésifs placés en position verticale.

Critères de choix

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

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

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

Les fenêtres (presque) horizontales et les coupoles

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

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

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

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

Les verrières élevées

Difficultés d’entretien

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

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

Manipulation

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Corrosion

L’oxygène renforce la corrosion de l’acier

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

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

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

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

H2O –> H+ + (OH)-

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

2 H+ + 2 électrons –> H2

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

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

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

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

Le renforcement de la corrosion en présence d’oxygène

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

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

2 H+ + 1/2 O2 + 2 électrons –> H2O

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

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

O2 + 2 H2O + 4 électrons –> 4 (OH)-

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

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

Ce qu’on appelle couramment de la rouille !

Conséquence

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

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

La présence de boues renforce la corrosion de l’acier

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

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

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

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

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

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

Par exemple pour le Fer :

Fe –> Fe++ + 2 électrons

Une corrosion sous les boues du réseau

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

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

Deux métaux différents se corrodent entre-eux

La noblesse des métaux

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

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

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

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

La création d’une pile entre 2 métaux

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

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

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

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

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

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

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

La protection contre la corrosion électrochimique

Voici quelques exemples de procédés utilisés pour combattre la corrosion :

Choix de combinaisons de métaux aussi voisins que possible dans la série galvanique.

Revêtements protecteurs tels que la peinture. Un tel revêtement constitue une barrière entre le métal et son environnement, empêchant le courant de circuler.

Addition d’inhibiteurs chimiques dans la solution en contact avec le ou les métaux. Ils créent généralement une fine pellicule d’hydroxydes ou de sels à la surface du métal. Le passage du courant est freiné et la corrosion aussi.

Isolation des métaux différents par une rondelle de Bakélite, de plastique, … à l’endroit de leur contact.

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

Protection cathodique : un courant électrique extérieur est appliqué au métal de telle sorte que le courant entre dans le métal par la totalité de sa surface. Les régions anodiques sont transformées en régions cathodiques. Ce courant s’oppose au courant anodique de corrosion.

Protection par « anode sacrificielle » : un métal ne peut s’oxyder si l’on fait en sorte qu’il soit la cathode d’une pile. Ainsi, dans l’eau de mer, un objet en cuivre est protégé s’il est relié électriquement à une électrode de fer. C’est le fer qui sera oxydé puisqu’il constitue l’anode de la pile associant les couples Cu⁺⁺/Cu et Fe⁺⁺/Fe). De même, un objet en fer (une coque de bateau, par exemple) est protégé par des anodes en zinc fixées sur lui : c’est le zinc qui sera attaqué (= « anode consommable »). De même encore, on peut protéger des canalisations en fonte enfoncées dans le sol en les reliant de loin en loin, à des électrodes d’un métal plus réducteur que le fer (Zn, Mg), également enterrées.Dans les boilers (réservoirs d’eau chaude sanitaire), c’est souvent une électrode soluble de magnésium qui sera placée pour protéger la cuve en acier. Elles doivent être renouvelées après quelques années.

Ne pas adoucir trop fortement l’eau : un léger dépôt renforce la protection interne de la tuyauterie. On évitera donc de régler l’adoucisseur en dessous des 15°F.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la robinetterie

Choix de la qualité

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

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

Mélangeur à 2 robinets ? Mitigeur monocommande ? Mitigeur thermostatique ?

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

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

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

	Eau chaude	%
Bain
– mitigeur thermostatique	64	100
– mitigeur à monocommande	69	108
– mélangeur à 2 robinets	76	119
Lavabo	–	–
– robinetterie sans contact	16	100
– mitigeur à monocommande	20	125
– mitigeur thermostatique	23	143
– mélangeur à 2 robinets	25	156

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

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

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

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

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

Le réglage optimum du débit avant celui de la température

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

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

Favoriser l’usage de l’eau froide

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

Le thermostatique : avant tout un confort renforcé

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

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

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

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

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

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

Choix d’équipements à faible débit

Utilisation des « boutons poussoirs »

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

Utilisation des commandes électroniques

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

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

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

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

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

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

Placement de mitigeurs avec butée

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

Placement de « mousseurs »

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

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

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

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

Problème commun à tous ces équipements : le calcaire !

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

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

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

Tous ces équipements devront pouvoir être facilement démontables et nettoyables.

Choix du mécanisme de vidange des WC

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

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

Le WC à double commande

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

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

Chasse de WC à double commande.

Les cuvettes avec accélérateurs de débit

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

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

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

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

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

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

Évaluer	Pour comprendre la logique tarifaire du distributeur – Haute Tension.
Évaluer	Pour comprendre la différence entre heures creuses et heures pleines.
Gérer	Cette gestion peut se faire soit par sensibilisation, soit par horloge. Si vous voulez en savoir plus sur la sensibilisation des utilisateurs.

En liaison chaude

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

En liaison froide

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

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

Les appareils électriques sont-ils délestés ?

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

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

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

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

Les appareils fonctionnant ponctuellement et à pleine puissance, tels que les fours à micro-ondes, les friteuses, les plaques de cuisson radiantes ou à induction, les salamandres, les toasteurs, les machines à café, etc. Ces appareils ne se prêtant pas à des coupures, ils ne sont pas raccordés à l’installation.

Les appareils supportant des coupures d’alimentation de courte durée (maximum 1,5 minutes), tels que fours statiques et à air pulsé, sauteuses, machines à laver la vaisselle (les boilers peuvent être coupés mais pas le moteur ou les pompes), les chauffe-assiettes.

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

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

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

Puissance de délestage

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

Où :

coefficient de foisonnement de délestage = 0.7

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionner les câbles de raccordement au bâtiment

Perte [W/m] = R x I²

où,

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

Exemple.

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

Courant véhiculé dans chaque fil :

I = 100 [kW] / 0,9 / 400 [V] / 3_^0,5= 160 [A]

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

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

Pertes par effet joule :

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

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

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

Coût sur 10 ans = 6597 [€]

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

I = 100 [kW] / 2 / 0,9 / 400 [V] / 3_^0,5= 80 [A]

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

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

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

Coût sur 10 ans = 3298 [€]

Résultats – Rentabilité
Nombre de câble (4 x 95²)	1	2	>3
Coût des pertes [€/an]	660	330	180
Investissement [€] (un câble posé = 15 €/m)	1 200	2 400	3 600
Temps de retour [ans]	–	7,2	20

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

Calculs

Pour estimer les pertes de votre alimentation et comparer plusieurs solutions

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Compartimenter l’isolant [toiture plate]

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

Compartimenter l'isolant

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

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

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

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

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

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

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Infiltration d’air au travers de l’enveloppe

Infiltration d'air au travers de l'enveloppe

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

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

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

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

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

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

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

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gestion en fonction d’un horaire [éclairage]

Gestion en fonction d'un horaire [éclairage]

Les minuteries

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

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

Actuellement les détecteurs de présence sont souvent préférés aux minuteries.

Contrôle de l’heure

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

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

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

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Durée de vie d’une lampe

Définitions

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

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

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

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

Courbes de durée de vie

1. Chute du flux lumineux

Le flux lumineux d’une lampe diminue progressivement.

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

2. Durée de vie moyenne

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

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

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

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

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

3. Durée de vie utile

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

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

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

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

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

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

Remarque.

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

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Plaque de cuisson en fonte (électrique)

Principe

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

Description

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

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

Commande et régulation

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

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

Gamme

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

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

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

Efficacité énergétique

Pour un bon rendement, il est nécessaire d’utiliser des casseroles au fond parfaitement plan, ayant un bon contact et d’adapter les dimensions des récipients à celles des plaques.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Gérer la charge électrique

Compensation du courant réactif consommé

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

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

Réduction de la pointe quart-horaire

Avant et après.

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

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

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

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

Études de cas

La gestion de la pointe quart horaire aux Facultés Notre Dame de la Paix à Namur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

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

Favoriser l’éclairage naturel extérieur

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

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

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

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

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

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

L’éclairage naturel extérieur n’est pas uniforme

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

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

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

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

Lumière solaire directe ou lumière solaire diffuse ?

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

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

L’influence de l’environnement

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

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

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

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

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

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

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

Sélectionner la fenêtre comme espace capteur de lumière

Pour quels locaux ?

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

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

Ouverture latérale ou zénithale ?

Ouverture latérale et ouverture zénithale.

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

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

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

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

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

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

Quelle orientation de la fenêtre latérale ?

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

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

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

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

Les dimensions de l’ouverture

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

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

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

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

L’emplacement de l’ouverture

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

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

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

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

Une telle fenêtre en hauteur procure les avantages suivants :

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

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

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

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

De cette étude, on peut déduire une autre conclusion très intéressante : c’est la zone inférieure d’une fenêtre qui est la moins efficace en matière d’éclairage naturel. La présence d’une allège opaque est donc thermiquement préférable (présence d’une isolation pour diminuer les pertes en hiver et opacité vis-à-vis des apports solaires).

La forme de la fenêtre

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

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

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

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

Le type de châssis

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

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

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

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

Cafétéria dans un lycée.

Valoriser l’éclairage naturel capté

Les dimensions du local

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

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

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

La réflexion sur les parois

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Distribuer l’éclairage dans les locaux

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

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

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

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

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

L’aménagement des parois intérieures

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

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

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

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

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

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

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

Concevoir

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

Renforcer l’éclairage naturel à l’intérieur du bâtiment

Le puits de lumière

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

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

Architecte : M. Botta.

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

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

Exemple d’un atrium bien dimensionné.

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

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

Le conduit solaire

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

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

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

Le « light shelf »

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

L’objectif est double

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

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

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

Architecte : Michael Hopkins and Partners.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Enfin, le light shelf combiné assure la distribution lumineuse la plus uniforme dans le local; il se révèle également la meilleure protection solaire.

Comment poser correctement de l'isolant ?

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir l’isolant [Concevoir la toiture plate]

Quelle matière choisir ?

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

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

L’efficacité du matériau isolant

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

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

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

Exemple.

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

R = e(EPS) / λ(EPS) = e(CG) / λ(CG)

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

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

La résistance à l’écrasement

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Exemple.

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

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

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

Compatibilité avec le support

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

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

La compatibilité avec le système de toiture

Toiture inversée

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

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

Toiture chaude

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

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

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

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

Le comportement au feu

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Protection de l’étanchéité par le gravier du lestage.

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

Protection de la couverture par le caractère RF du support.

Le prix

« LE NERF DE LA GUERRE ».

À performance égale on choisira le matériau le moins cher.

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

Exemple.

Supposons deux isolants possible a et b.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

La compatibilité avec les autres matériaux mis en œuvre

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

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

La perméabilité à la vapeur d’eau

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

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

L’impact écologique

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

Quelle épaisseur choisir ?

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

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

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

calculs

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

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

e_i= λ_i( (1/U) – (1/h_e+ 1/h_i+ e₁/λ1 + e₂/λ₂+ e₃/λ₃+ … ) )

où,

λ_i est le coefficient de conductivité thermique de l’isolant,
U est le coefficient de transmission thermique U de la paroi à atteindre : 0.3 W/m²K,
h_eet h_i les coefficients de transmission thermique entre le toit et les ambiances extérieures et intérieures valant respectivement 23 W/m²K et 8 W/m²K,
e_x/λ_x la résistance thermique des autres couches de matériaux.

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

e_i= λ_i((1/ 0.3) – (1/23 + 1/8 )) m = λ_ix 3.16 m

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

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

Exemple.

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

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

e_i = 0.039 x 3.16 = 0.12324 m

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

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

calculs

Pour estimer l’épaisseur suffisante d’un isolant.

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Modèles d’isolation – plancher léger sans aire de foulée

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

Panneaux semi-rigides entre gîtes

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

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

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

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

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

Gîte.
Isolant semi-rigide.
Pare-vapeur.
Finition du plafond.

Matelas souples à languettes entre les gîtes

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

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

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

Matelas de laine minérale en rouleau à languettes.

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

Gîte.
Isolant souple.
Papier Kraft.
Languettes superposées agrafées.
Pare-vapeur en Kraft-Aluminium.
Finition du plafond.

Panneaux rigides entre gîtes

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

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

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

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

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

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

Gîte.
Isolant rigide.
Pare-vapeur.
Finition du plafond.
Mousse injectée.

Flocons ou granulés d’isolant entre gîtes

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

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

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

Gîte.
Isolant en vrac.
Pare-vapeur.
Finition du plafond.

Matelas souple qui enveloppe l’ensemble du plancher

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

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

Isolation enveloppant l’ensemble du plancher non circulable.

Gîte.
Isolant souple.
Pare-vapeur.
Finition du plafond.

Isolant posé au-dessus du gîtage

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

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

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

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

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

Gîte.
Isolant.
Pare-vapeur.
Plancher.
Finition du plafond.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Chaudières traditionnelles [Chauffage]

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

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

Chaudières gaz ou fuel à brûleur pulsé

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

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

Chaudière à foyer pressurisé sans et avec son brûleur.

Types de foyer

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

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

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

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

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

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

Rendement

Pertes à l’arrêt

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

d’un degré d’isolation de la jaquette important, équivalent à une épaisseur de laine minérale de 10 cm enveloppant l’ensemble de la chaudière,

de la présence d’un clapet (motorisé, pneumatique, …) refermant l’aspiration d’air du brûleur lorsque celui-ci est à l’arrêt.

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

Rendement de combustion

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

Rendement saisonnier

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

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

Le rendement saisonnier de cette chaudière est estimé à :

η_sais= η_utile/ (1 + q_Ex (NT/NB – 1))

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

Chaudières gaz atmosphériques

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

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

Chaudière gaz à brûleur gaz atmosphérique à prémélange.

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

Chaudière atmosphérique :

Corps de chauffe (en fonte)
Échangeur à ailettes profilées
Isolation
Bouclier thermique
Buse de fumée avec coupe-tirage intégré
Tableau de commande
Jaquette
Porte d’accès (pivotante)
Collecteur de départ
Collecteur de retour
Brûleur à prémélange (bas NOx)
Rampe gaz
Électrode d’allumage et sonde d’ionisation
Transfo d’allumage
Connecteurs électriques
Vanne gaz à 2 allures
Vanne de vidange

Avantages

Le prix moindre. Une chaudière atmosphérique de conception « bas de gamme » coûte moins cher qu’une chaudière équipée d’un brûleur gaz pulsé.

L’absence de bruit. Une chaudière atmosphérique ne comportant pas de ventilateur est nettement moins bruyante qu’un brûleur pulsé.

La facilité de montage et de réglage.

Inconvénients

Un rendement utile moindre. La gestion moins précise de l’excès d’air diminue le rendement utile des chaudières qui est voisin de 91 .. 92 % pour les nouvelles chaudières à prémélange et inférieur à 90 % pour les chaudières de conception plus ancienne (chaudières répondant juste aux exigences de l’AR du 18 mars 97 et encore vendues), alors que l’on peut espérer un rendement de 93 .. 94 % avec une chaudière moderne à brûleur pulsé bien réglée.

Une production importante de NO_x. Les chaudières atmosphériques « bas de gamme » émettent généralement une quantité importante de NO_x, à telle point que certains modèles ne peuvent plus être vendus qu’en Wallonie (émission de NO_x> 150 mg/kWh) où il n’y a pas de réglementation en la matière. Les technologies du prémélange et le refroidissement de la flamme au moyen de barres métalliques diminuent fortement les émissions de NOx (< 60 .. 70 mg/kWh) pour les rendre compatibles avec la plupart des labels européens.

Brûleur à prémélange « LOW NO_x« .

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

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

Exemple.

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

Chaudières gaz à prémélange avec ventilateur

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

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

Les pertes à l’arrêt sont légèrement moindres (0,5 .. 0,7 %, pour une température d’eau de 60°C), soit parce qu’un clapet d’air supprime le tirage au travers du foyer à l’arrêt, soit parce que la configuration du brûleur et du foyer est telle que le balayage d’air est moindre.

La technologie du brûleur radiant permet une diminution importante des émissions de NO_x.

En outre, les brûleurs de ces chaudières sont souvent modulants, (jusqu’à 25 % pour les chaudières qui ne sont pas à condensation) ce qui implique une diminution du nombre de démarrages, donc des émissions polluantes, une diminution des temps d’arrêt de la chaudière, donc des pertes à l’arrêt et une augmentation du rendement utile à charge partielle.

> Dans le cas d’atmosphère corrosive pour les chaudières, certaines de ces chaudières peuvent être équipées d’un système de combustion étanche (dites « à ventouse ») dont l’alimentation en air et l’évacuation des fumées se fait par deux conduits concentriques (l’air est aspiré par le conduit périphérique et les fumées rejetées par le conduit central). Une telle configuration est possible jusqu’à une puissance de 1 000 kW en conduit vertical.

Chaudières gaz reliées à un système de combustion étanche.

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

Les technologies « très basse température »

Actuellement, on retrouve sur le marché des chaudières traditionnelles dites :

« Basse température », dont la température moyenne d’eau interne ne peut descendre en dessous d’une certaine valeur, de l’ordre de 50 …60°C (on parle aussi dans la réglementation de chaudières « standards »).

« Très basse température », ne présentant aucune contrainte en ce qui concerne la température de l’eau.

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

Conception des chaudières « très basse température »

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

Exemple.

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

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

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

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

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

Rendement de production

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

meilleur est l’échange entre les fumées et l’eau, ce qui augmente le rendement de combustion,

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

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

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

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

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

Pertes à l’arrêt

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

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

Pertes de distribution et de régulation

La diminution de la température moyenne de l’eau dans la chaudière, en fonction de la saison, n’a pas un intérêt énergétique que sur le rendement de la chaudière :

la limitation des pertes par distribution dans le collecteur primaire, dans le cas des circuits avec distribution secondaire possédant sa propre régulation de température (vannes mélangeuses),

la limitation des pertes de distribution dans l’ensemble du réseau de distribution dans le cas des installations sans circuit secondaire,

le fonctionnement correct des vannes thermostatiques dans le cas des installations sans circuit secondaire.

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

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les appareils de conservation

Type d’enceinte de conservation

Il existe différents types d’enceintes de conservation :

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Volume et puissance

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

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

L’évaporateur

Photo évaporateur.

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

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

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

Une chambre froide peut se trouver à proximité d’une source chaude telle qu’un four, par exemple. Dans ce cas, le four transmet de la chaleur par conduction du sol, par convection et par rayonnement.
Dans ce cas, un évaporateur calculé « normalement » ne suffit pas à satisfaire la consigne de température intérieure.
Bien sûr, cette situation est à éviter absolument pour des raisons énergétiques.

Dans certaines chambres froides négatives sur terre-plein, un chauffage sous le sol doit être prévu pour éviter le gel du sol s’il y a présence d’eau à faible profondeur.
Dans ce cas, la puissance du chauffage doit être ajoutée aux apports par le sol.
Ce chauffage se fait par câbles électriques ou tuyaux de circulation d’eau. Ces tuyaux peuvent être connectés par un échangeur au condenseur de la machine.

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

Elle dépend de la masse de l’évaporateur. Or celle-ci dépend du résultat du calcul du bilan frigorifique.

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

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

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

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

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

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

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

Régulation

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

Climatisation

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

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

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

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

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

Caractéristiques techniques générales

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

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

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

Les fluides frigorigènes CFC (Chlorofluorocarbone) sont interdits pour des raisons écologiques. Les HCFC (hydro chlorofluorocarbone) sont à éviter pour les mêmes raisons. Ils sont d’ailleurs en voie d’interdiction (interdiction prévue pour 2015).

Pour des raisons de coûts, de disponibilité, de compatibilité avec les installations et de respect de la réglementation, les fluides les plus utilisés sont le R134a (qui remplace le R12) pour les chambres positives (de 0 à 4 °C ) et le R507 (qui remplacent le R502) ou le R404a pour les chambres négatives (-10°C-> ~ -25°C). Ces fluides sont des HFC (hydrofluorocarbone).

Climatisation

Pour plus de détails concernant le choix du fluide frigorigène, cliquez ici !

Lorsque l’humidité est préjudiciable (stockage de cartons, par exemple) on peut ajouter un circuit de traitement de l’air.

Pour limiter les pertes lors de l’ouverture des portes, on peut prévoir des languettes en plastic à l’entrée de la chambre froide.

Pour faciliter la maintenance, les compresseurs des différentes chambres froides sont regroupés dans un même local. Un local situé en façade facilite sa ventilation. D’après certaines sources, au-delà de 15 compresseurs, il est plus rentable de prévoir une centrale de froid.

Refroidissement du condenseur

Pour améliorer l’échange thermique au niveau du condenseur entre le fluide frigorigène et l’ambiance extérieure, on peut prévoir un ventilateur, ou mieux, on fait circuler de l’eau courante sur le condenseur. Le rendement du groupe est ainsi amélioré.

La puissance frigorifique pour une même quantité de frigories est de 10 à 15 % plus faible pour un groupe à eau.

Dans les coûts d’utilisation d’un groupe à eau, il faudra tenir compte de la consommation en eau.

La chaleur des condenseurs des installation frigorifiques peut être récupérée pour chauffer l’eau sanitaire.

L’échangeur du récupérateur est placé en série sur celui de la machine frigorifique.

D’après les fabricants, ce système peut être intéressant à partir d’une installation frigorifique dont la puissance installée des compresseur est de 3 500 W.

Climatisation

Pour plus de détails concernant la récupération de chaleur sur condenseur, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les scanners

Suivant le type de scanner, les modes de fonctionnement disponibles et suivant le respect ou pas des critères de labellisation par le constructeur, les consommations énergétiques peuvent varier. Le tableau ci-dessus donne une idée des consommations électriques annuelles auxquelles il faut s’attendre :

Type de scanner	Consommation moyenne [kWh/an] ( source Energy Star)
	Fonction basse énergie pas activée ou pas disponible		Fonction basse énergie activée
	Toujours allumé (BEPA/TA)	Éteint en fin de journée (BEPA/EFJ)	Toujours allumé (BEA/TA)	Éteint en fin de journée (BEA/EFJ)
Scanner conventionnel	214	69	0	0
Scanner labellisé	214	69	108	37

Évaluer

Pour plus de détail sur les puissances et les consommations mises en jeu au niveau des scanners, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Améliorer la régulation de la production de vapeur

Pendant le cycle

En général, la régulation des étages de puissance des résistances chauffantes est assurée correctement par l’automate de gestion du générateur. Vu que le nombre d’étages est relativement important par générateur, la découpe de l’appel de puissance électrique peut être modulée efficacement au niveau énergétique.

Inutile, par exemple, d’enclencher toute la puissance pour corriger une petite variation de température ou de pression aux alentours des 134 °C 3 bar.

À ce stade de la régulation pas grand chose à apporter d’autant plus que c’est la qualité du process qui prime avant tout.

Néanmoins, on pourrait considérer que la réduction du temps de séchage sur le temps global du cycle est une économie sur la consommation d’eau adoucie de la pompe à vide.

Les constructeurs essayent de mettre au point divers systèmes permettant de refroidir plus rapidement la chambre de stérilisation :

Par brumisation. La pulvérisation d’eau osmosée dans la chambre de stérilisation permettrait de refroidir la chambre sous vide; l’eau étant directement vaporisée (prise de chaleur latente dans la chambre et, par conséquent, abaissement de la température) par la présence d’un vide poussé et évacuée par la pompe à vide.

Par refroidissement au contact de plaques situées dans la chambre de stérilisation et traversées par de l’eau froide.

Entre les cycles

Coupure de l’alimentation du générateur entre les cycles

Entre les cycles, par contre on se rend compte qu’il y a beaucoup de temps morts au niveau du fonctionnement même de la stérilisation:

le temps de préparation des charges à stériliser est important;
la quantité de matériel à stériliser est limitée (coûts énormes des instruments de chirurgie);
…

L’évaluation de ce temps correspond environ à la proportion suivante (cas où le temps de cycle moyen est de l’ordre de 45 minutes):

Si le temps de cycle passe de 45 à 75 minutes, comme c’est le cas dans certaines stérilisations centrales, les proportions sont modifiées comme suit :

Quel que soit le temps de cycle choisi, durant l’intercycle, on maintient toute l’installation sous pression avec une déperdition au travers des parois importante.

À ce stade, on est en droit de se demander s’il ne vaudrait pas mieux entre chaque cycle couper purement et simplement l’alimentation du générateur. On pourrait alors réduire les déperditions des parois du système sachant qu’elles sont proportionnelles à l’écart de température entre l’intérieur et l’extérieur de part et d’autre de la paroi. Pour une température externe ambiante dans la zone technique relativement constante, les déperditions diminuent car la température interne ou la température de la vapeur diminue au fur et à mesure qu’elle condense au contact des parois qui se refroidissent. La loi selon laquelle la température de la vapeur diminue est complexe puisqu’elle dépend :

du changement d’état de la vapeur à volume constant,
de l’inertie du système (parois d’acier, tuyauterie de cuivre, …).

Il est intéressant de connaître l’économie qui serait réalisée en considérant un système théorique à inertie très faible cédant rapidement sa chaleur à l’ambiance. Attention toutefois que les équipements de l’installation sont, en régime stable, déjà soumis à des contraintes de température et de pression importantes. Si, en plus, le système subit des régimes variables, on risque de provoquer des fatigues prématurées des matériaux et d’augmenter le risque de fuite au niveau des raccords. On considère donc un régime ou l’on maintient une certaine pression (1 bar par exemple) par un appoint de chaleur réduit mais maintenu au niveau du générateur :

Évaluer

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant l’évaluation des pertes.

On sait que :

par les données du constructeurs :
- les pertes des parois du générateur, de la distribution et de la double enveloppe en régime établit (3 bar 134 °C) sont de l’ordre de 2,9 [kW];
- les pertes des parois au travers des portes de la chambre sont de 0,5 [kW];
- les pertes totales sont de Q_{déperdition 3 bar} = 2.9 + 0,5 = 3,4 [kW];
- le volume occupé par la vapeur dans le système est de l’ordre de 0,6 [m³];
- le volume de la chambre de stérilisation est de l’ordre de 0,6 [m³].
t_ambiante = 25 [°C];
t_{vapeur_av} = 134 [°C];
t_{vapeur_ap} = 100 [°C];

On fait l’hypothèse que :

en fin de cycle, dès que la charge est retirée du stérilisateur, on referme les portes directement;
la consigne de pression du générateur, en fin de cycle, est de 1 bar;
la pression chute rapidement dans le système de 3 à 1 bar (front raide sans inertie).

On a :

les déperditions au travers des parois sont de l’ordre :

Q_{déperdition 1 bar}

= Q_{déperdition 3 bar} x (t_{vapeur_ap} – _tambiante) / (t_{vapeur_av} – _tambiante)

= 3,4 [kW] x (100 – 25) [°C] / (134 – 25) [°C]

= 2,35 [kW]

Soit une amélioration de l’ordre de 30 %.

L’amélioration de 30 % est purement théorique et tient compte d’une inertie nulle de l’acier; ce qui n’est pas le cas en pratique puisque un acier ordinaire est capable d’emmagasiner beaucoup d’énergie et de la restituer pendant l’intercycle à la fois à la vapeur et à l’ambiance extérieure en prolongeant le maintien dans la double enveloppe d’une vapeur saturée. Cette inertie contribue donc à garder la température de la vapeur assez haute, du moins au début de l’intercycle.

En fait, c’est encore plus complexe que de réduire le phénomène de stockage et de déstockage à l’inertie seule.

Au niveau de l’enveloppe, on assiste à la conjugaison :

Dans le même sens, de l’effusivité thermique qui caractérise un matériau par la quantité d’énergie qu’il lui faut pour se réchauffer. L’acier a une grande effusivité et donc un besoin important d’énergie pour s’échauffer (grand échange avec la vapeur). À l’inverse, il est capable de restituer beaucoup d’énergie.

À l’inverse, de sa diffusivité thermique qui caractérise un matériau par sa capacité à changer rapidement de température en stockage ou déstockage. Pour l’acier inoxydable, elle est importante et donc l’acier se refroidit assez vite en échangeant avec l’ambiance; c’est pour cette raison qu’en pratique, par exemple, on annonce des temps de remontée en pression et en température d’un quart d’heure.

Donc l’acier est capable d’emmagasiner et de restituer beaucoup d’énergie de part son effusivité tout en s’échauffant et se refroidissant rapidement de part sa diffusivité.

En tenant compte de l’inertie de la double enveloppe et de son isolation, le temps de refroidissement augmente et naturellement réduit l’économie par rapport à une cuve à inertie nulle et sans isolation.

Les graphes suivants donnent une idée des temps de refroidissement et de réchauffe pendant l’intercycle :

Refroidissement de la double enveloppe.

Il faut de l’ordre de 30 minutes pour refroidir l’acier de la double enveloppe de 134 à 100 °C. C’est à la fois dû à l’inertie de la double enveloppe et à son isolation.

Réchauffe de la double enveloppe.

Par contre, la remontée en température est assez rapide (de l’ordre de 1 à 2 minutes) puisque c’est le générateur qui fournit sa pleine puissance (40 kW par exemple) à la double enveloppe via la reformation de vapeur (l’isolation jouant dans ce cas le rôle d’un mur à faible déperdition contre lequel l’acier est acculé à se charger).
Dans ce cas, l’économie est plutôt de l’ordre de 15 à 20 %.

Théories

Pour voir le détail concernant les temps de refroidissement et réchauffe durant l’intercycle.

Au niveau de la vapeur, il y a lieu de parler du phénomène de prise de vide dans le sens où lorsque la vapeur échange sa chaleur avec la paroi, elle se refroidit et condense. Mais, en plus, son volume diminue rapidement risquant de créer un vide dans la double enveloppe et d’aspirer l’eau présente dans le générateur de vapeur; d’où l’importance de placer un casse-vide.

Casse-vide.

Ce casse-vide agit simplement par la mise à l’atmosphère de la cuve en permettant à l’air de rentrer. Il s’ensuit un refroidissement accéléré de la cuve.

Conclusion

L’économie dépend donc de différents facteurs :

Une isolation importante joue en défaveur de la coupure du générateur durant les intercycles. Ceci dit, plus on isole moins de déperdition il y aura. Cependant, en amélioration, on tiendra compte de la difficulté de renforcer l’isolation de cuve. En effet, l’environnement immédiat des cuves est encombré de tuyauterie dans tous les sens.

Plus le temps d’intercycle est important plus la coupure augmente l’économie.

Plus le générateur est surdimensionné, plus la relance sera courte.

Pour faire le point à ce niveau, il est utile d’en parler au constructeur.

Le tableau suivant reprend les pertes énergétiques et économiques durant les intercycles et l’amélioration apportée par l’intermittence.

Consommation	Unité	Quantité total	coût unitaire	coût total [€/an]	Réduction [€/an]
Entre les cycles
Eau osmosée (vapeur)	m³/an	48	2,75 [€/m³]	132
Electricité	kWhan	45 059	0,11 [€/kWh]	4 956
Intermittence (-15 %)
Eau osmosée (vapeur)	m³/an	40	2,75 [€/m³]	110	– 22
Electricité	kWhan	38 300	0,11 [€/kWh]	4 213	– 743

Si l’on met en place l’intermittence, on peut s’attendre, en réduisant les consommations de 15 %, à économiser de l’ordre de 765 [€/an]. Cette amélioration peut se réaliser par la mise en place au niveau de l’automate programmable de chaque stérilisateur d’une commande :

de coupure de l’alimentation du générateur à la fin d’un cycle de stérilisation;
du ré enclenchement de cette alimentation au moment du lancement du cycle suivant.

Évaluer

Pour aller plus loin dans la réflexion concernant l’évaluation des pertes.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir la liaison [cuisine collective]

Une ou plusieurs liaisons

On peut choisir une liaison chaude ou froide de manière globale ou de manière partielle. En effet, certaines cuisines fonctionnent selon plusieurs concepts de liaison à la fois :
Exemples.

Liaison froide pour les viandes en sauce, liaison chaude pour les frites.
Liaison chaude en semaine, liaison froide pour le WE.
Liaison chaude en général mais liaison froide pour assurer quelques plats pour les consommateurs végétariens.
etc.

Critères de choix de la liaison

Plusieurs critères permettent de choisir entre les différents types de liaisons :

Le type de repas que l’on souhaite servir et les qualités gustatives,
la distance entre le lieu de production et le lieu de consommation,
le besoin de séparer le moment de production par rapport à celui de consommation,
l’hygiène,
le souhait d’offrir une large carte.

Le type de repas que l’on souhaite servir et les qualités gustatives

La liaison froide ne permet pas de tout préparer. Exemples : frites, grillades, etc.

En outre, certaines personnes refusent de passer à la liaison froide pour des raisons de goûts. Celles-ci prétendent que le goût des repas en liaison froide est plus fade et préfèrent offrir une cuisine traditionnelle en liaison chaude.

La distance entre le lieu de production et le lieu de consommation

Si la distance entre le lieu de production et de consommation est trop grande ou si la distribution est d’une complexité telle que les repas risquent d’arriver à destination froids (cas des hôpitaux par exemple) une liaison froide s’impose. En effet, en liaison chaude, les plats doivent être consommés dans les deux heures.

Le besoin de séparer le moment de production par rapport à celui de consommation

La liaison froide peut se choisir lorsqu’on souhaite différer le moment de production par rapport à celui de consommation. Cela se passe, par exemple, dans des institutions où l’on sert des repas le week-end mais que l’on souhaite limiter au maximum le personnel de cuisine durant ces périodes.

L’hygiène

La liaison froide est un mode de préparation très hygiénique. Les qualités nutritives sont conservées. C’est pourquoi elle est très souvent choisie dans les hôpitaux.

Le souhait d’offrir une large carte

La liaison froide permet plus facilement de satisfaire cette exigence.

Consommation de la liaison

La consommation varie de :

1,2 à 4,25 kWh/repas (moyenne de 2,5) en liaison chaude,
0,7 à 1,5 kWh/repas (moyenne de 1) en liaison froide positive.

Les puissances appelées sont en moyenne de :

420 W/repas en liaison chaude,
120 W/repas en liaison froide positive.

L’origine de la différence entre la liaison chaude et la liaison froide positive est multiple :

La liaison froide demande une descente, puis une remontée rapide en température. Ces étapes consomment une énergie supplémentaire par rapport à la liaison chaude. La remontée en température en liaison froide engendre une puissance de pointe très élevée du fait que l’on ne peut étaler la remontée.

Néanmoins, les surconsommations dues aux deux étapes supplémentaires de la liaison froide sont compensées.

En effet, d’une part, la liaison froide permet d’utiliser les appareils à leur charge nominale, ce qui les rend beaucoup plus efficaces au niveau énergétique. Une marmite qui permet de cuire 100 kg. de pomme-de-terre est utilisée à sa pleine charge même si l’on en a besoin que de 50 kg.; le reste sera consommé plus tard.

De plus, l’eau chaude d’un bain-marie, par exemple, peut être récupérée pour la cuisson suivante. D’autre part, en liaison froide, il n’y a, en principe, pas de maintien en température nécessaire. Les repas sont remontés en température juste avant le service.

Ainsi, la consommation plus importante de la liaison chaude par rapport à la liaison froide n’est pas directement due au mode de liaison mais principalement à une différence dans le types d’aliments préparés : les cuissons à haute température telles que fritures, grillades, etc. ne concernent que la liaison chaude.

Ce type de cuisson est très énergivore. En effet, le rendement des grills, des sauteuses et des friteuses, … est faible. Il y beaucoup de pertes : la chaleur n’est pas confinée à l’intérieur des appareils vu qu’ils sont ouverts. L’évaporation très énergivore est importante. Le transfert de chaleur n’est pas favorisé comme dans des appareils tels que fours à convection forcée ou four combiné air-vapeur.

La consommation ne représente donc pas un critère de choix de la liaison. C’est le type d’aliment que l’on veut préparer qui va conditionner la consommation et non la liaison choisie.

Enfin, au niveau du prix de revient de l’énergie, la liaison froide permet de décaler la préparation par rapport au service et permet donc de décaler la consommation de la préparation en dehors de la période où a lieu la pointe quart-horaire et diminue ainsi la facture électrique. Dans certains cas, on peut même décaler la préparation vers les heures creuses. On bénéficie alors d’un prix plus avantageux pour le kWh.

Audit	Pour comprendre la logique tarifaire du distributeur – Haute Tension.
Audit	Pour comprendre la différence entre heures creuses et heures pleines.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer la consommation des ordinateurs

Les modes de fonctionnement

Différents modes de fonctionnement sont disponibles au niveau des ordinateurs modernes. Suivant le mode configuré sur la machine, les consommations peuvent être totalement différentes :

Mode « actif »

Les valeurs de puissance dissipées par l’ordinateur sont déterminées en effectuant une moyenne entre la « pleine charge » et le mode « marche » normal de l’ordinateur (où le processeur fonctionne à peine). Quant à l’écran, on évalue la puissance par rapport à un écran fort lumineux et présentant une image blanche pour les écrans à tube cathodique (les écrans LCD ne modifient que très peu leur puissance en fonction de la couleur prédominante de l’image affichée).

Mode « attente »

Lorsqu’on utilise ce mode, l’ordinateur réduit sa consommation afin de respecter des puissances spécifiques (le label Energy Star par exemple). Par défaut, la plupart des ordinateurs entre en mode d’attente après 20-30 minutes; ce qui permet de réduire les consommations. Le mode « attente », lui, réduit le niveau de puissance en coupant l’alimentation de tout ce qui n’est pas utile, seule la RAM et certains périphériques restant « à l’écoute » (souris, carte réseau, …).

On coupe donc principalement l’alimentation :

du disque dur,
de l’écran,
…

La réactivation s’exécute soit en poussant sur le bouton marche-arrêt de l’ordinateur, soit en bougeant la souris.

Attention de ne pas confondre ce mode avec le mode « écran de veille » (qui n’économise pratiquement pas d’énergie) ou le mode « mise en veille prolongée » qui éteint l’ordinateur après avoir sauvegarder les données en cours sur le disque dur.

Mode « arrêt »

En mode arrêt, on peut constater que certains éléments de l’ordinateur restent sous tension et continuent à dissiper de la puissance comme la carte mère par exemple.

Les types d’ordinateur

Depuis la venue des ordinateurs type « personal computer PC », le monde de l’informatique, auparavant plutôt réservé à l’élite, est entré dans les ménages, le monde professionnel et plus particulièrement dans le secteur tertiaire (type bureautique).

À l’heure actuelle, sur l’échelle de temps, on peut considérer que nos vieux ordinateurs équipés d’un processeur 8088 sont les « vélociraptors » de l’informatique.

En plus de croissance exponentielle de la capacité de traitement des données, on est passé de vitesses, à l’époque considérées comme très rapides, de 8-16 MHz pour un processeur 286 XT à des valeurs de vitesses donnant le vertige (au-delà de 3 GHz).

Il s’ensuit que la consommation électrique des processeurs a augmenté également. Dans les mêmes proportions ? Heureusement non ! Mais la dérive de consommation est importante à analyser puisqu’elle influence notre quotidien au niveau :

Des consommations directes (facturation de l’électricité).

des consommations indirectes de climatisation pour dissiper les apports internes (également sur la facture électrique) qui peuvent perturber le niveau de confort au-delà d’une certaine valeur.

Puissance

Les processeurs étant de plus en plus puissants, ils consomment de plus en plus. La fréquence est telle qu’il devient difficile de dissiper la chaleur, ce qui amènera les fabricants à adopter la technologie « double-cœurs » (dual-core), qui va permettre sans augmenter la puissance, mais avec deux processeurs distincts, d’améliorer sensiblement les performances des ordinateurs.

De plus, on a tendance aujourd’hui à intégrer dans le même boîtier beaucoup plus de cartes, modem, réseau, CDRom, DVD etc… C’est donc un peu réducteur de parler uniquement de dissipations électriques et calorifiques des processeurs; il faut tenir compte de tous les périphériques.

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

Le tableau ci-dessous montre des puissances moyennes pour des ordinateurs couramment rencontrés sur le marché en mode actif.

Type d’ordinateur	Puissance moyenne [W]
PC portable	15
PC portable économique	25
PC portable grand format	35
Petit serveur	60
PC économique	100
PC multimédia	120
Station de travail	200

Source Energy Star.

On remarque tout de suite l’importance que pourrait prendre le marché des portables sachant qu’il peuvent répondre à un meilleur confort (écran plat) mais aussi à un profil de flexibilité de plus en plus présent dans les institutions du tertiaire.

Mode de fonctionnement

Suivant le mode de fonctionnement, les puissances moyennes dissipées ont été évaluées.

Type d’ordinateur	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Type d’ordinateur	Mode actif	Mode attente	Mode arrêt
PC portable	15	4	4
PC portable économique	25	11	7
PC portable grand format	35	15	7
Petit serveur	60	15	2
PC économique	100	20	10
PC multimédia	120	20	10
Station de travail	200	40	15

Source Energy Star.

La puissance dissipée en mode éteint :

Des portables est due au maintien sous tension du transformateur mais aussi de l’électronique de régulation de la batterie.

Des ordinateurs est due principalement à l’électronique de l’alimentation générale et de la carte mère pour un accès à distance.

Les types d’écran

À l’heure actuelle, on retrouve deux familles d’écran principales :

Les plus anciens, les écrans à tubes cathodiques (CRT) battus en terme d’efficacité énergétique et de confort par les écrans « plats ».

Les écrans à cristaux liquides (LCD) qui offrent un confort important (reposent la vue) et consomment nettement moins d’énergie.

Puissance

La taille et la qualité de l’écran ont un impact très important sur la puissance dissipée.

Voici la puissance moyenne absorbée pour différents types d’écran.

Sur base des résultats suivant, force est de constater que les écrans plats sont promis à un avenir énergétique certain.

Type d’écran	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
*LCD 15″ économique	15
LCD 17″ haut de gamme	25
LCD 17″ économique	30
LCD 17″	35
**CRT 15″	40
CRT 17 » économique	60
CRT 21″ grand format	115
LCD : liquid crystal display (écran à cristaux liquides). *CRT : cathod ray tube (tube cathodique).

Mode de fonctionnement

La faible perte constatée en mode arrêt correspond à la puissance dissipée à vide du transformateur. De nouveau, l’activation du mode attente permet de réduire de manière draconienne les puissances mises en jeu.

Type d’écran	Puissance moyenne [W] ( source Energy Star)
Type d’écran	Mode actif	Mode attente	Mode arrêt
*LCD 15″ économique	15	5	5
LCD 17″ haut de gamme	25	5	5
LCD 17″ économique	30	5	5
LCD 17″	35	5	5
**CRT 15″	40	10	5
CRT 17 » grand format	60	3	3
CRT 21″ économique	115	5	3
LCD : liquid crystal display (écran à cristaux liquides). *CRT : cathod ray tube (tube cathodique).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Champignons parasites du bois

Les champignons provoquent la pourriture du bois.
Leurs spores sont présentes en permanence dans l’air. Lorsqu’elles rencontrent des conditions favorables, elles germent et les champignons se développent.

Les conditions favorables au développent sont les suivantes :

Humidité environnante trop importante provenant :
- d’infiltrations,
- de condensation,
- ou d’humidité ascensionnelle.

Ventilation trop faible,
Température favorable,
Hygiène générale défectueuse,
Vapeur ammoniacales (fosses, étables, …),
Absence de traitement du bois.

Les champignons détruisent le bois par transformation chimique.
Ses filaments microscopiques, invisibles à l’oeil nu, produisent des enzymes qui digèrent le bois.

L’attaque du bois n’apparaît que lorsque l’état de celui-ci est déjà fortement avancé.
À ce stade, les filaments se sont groupés en tissus pour former des masses bien visibles à la surface du bois. L’aspect du bois se modifie et la pourriture de celui-ci apparaît.

L’identification exacte du champignon présent n’est pas toujours possible. Elle n’est pas nécessaire, car les traitements à préconiser sont les mêmes dans tous les cas.

Les principaux champignons parasites du bois de construction dans nos régions sont

La mérule (Serpula lacrymans)

Symptômes de l’attaque :

fructifications visibles,
spores répandues,
paquets d’ouate,
forte odeur fétide,
débris et réseaux de fils accrochés aux maçonneries.

Aspect du bois : pourriture cubique

Les bois attaqués prennent une coloration brun clair.

Des cassures nettes suivant trois directions perpendiculaires fractionnent le bois en une série de petits parallélépipèdes visibles.

Description du champignon

Ce champignon dégage une forte odeur fétide.

Il peut se présenter sous différentes formes.

Sous sa forme la plus spectaculaire :

Il s’étale en paquets d’ouate blanche à la surface du bois et de la maçonnerie. En vieillissant ces paquets se parcheminent et prennent une couleur foncée. A la lumière le champignon développe des fructifications en forme de disques plus ou moins complets, avec bordure plissée blanche et partie centrale brune couverte de spores. Ces spores envahissent les locaux infectés avant de s’envoler et de contaminer l’atmosphère.

Sous sa forme la plus discrète :

Accroché à la maçonnerie, il ressemble à des débris de peau ou à des réseaux des fils qui peuvent être confondus avec des toiles d’araignée. De gros cordons s’insinuent dans les joints des maçonneries et amènent l’eau des zones humides jusqu’aux tissus du champignon qui se sont développés dans des endroits plus secs.

Le champignon des caves (Coniophora puteana)

Symptômes de l’attaque

Présence du mycélium peu abondant en voile ténu sur la surface du bois ou de la maçonnerie. Fructification rare.

Aspect du bois : pourriture cubique

Les bois attaqués prennent une coloration brun foncé.

La pourriture cubique est, dans ce cas, interne. A la dessiccation, le bois atteint est extérieurement légèrement déprimé. Sous cette pellicule de bois relativement intact, le bois est entièrement fissuré longitudinalement et transversalement. Il se réduit en poudre sous la pression.

Description du champignon

Fructifications rares dans le bâtiment sous forme de croûte membraneuse continue de forme irrégulière, épousant la forme du substrat, dont la surface est bosselée ou tuberculée, brun ocre à violacé à l’état frais, brun-tabac à l’état sec.

Marge étroite ou large suivant les conditions (1 à 15 mm) blanche ou jaunâtre.

Les cordons mycéliens se développent en éventail. Ils sont d’abord blancs, puis brunissent pour devenir noirs.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité d’une pompe à chaleur

Par Kristoferb sur Wikipédia anglais, CC BY-SA 3.0, https://commons.wikimedia.org/w/index.php?curid=10795550

Distinguer les différents coefficients de performance

Il existe 4 ratios pour évaluer la performance d’une pompe à chaleur, résumée ci-dessous. Globalement, elles partent toutes du même principe : établir le rapport entre ce qui a été fourni comme chaleur au bâtiment et ce qu’il a fallu injecter dans l’appareil.

1. La performance instantanée

L’indice de performance, « ε », est le rapport entre l’énergie thermique utile délivrée au condenseur et l’énergie (souvent électrique) fournie au compresseur.

ε = chaleur au condenseur/travail du compresseur = Q2 / W.

Par exemple, si, à un moment de mesure donné, les températures des sources chaudes et froides d’une certaine PAC sont telles qu’elle transmet via son condenseur une puissance de 3 kW alors qu’au même moment son compresseur requiert une puissance de 1 kW, on pourra dire que son indice de performance vaut 3 kW / 1 kW = 3 pour ces conditions de température.

2. La performance instantanée, auxiliaires compris

Le « COP », ou coefficient de performance, est le rapport entre l’énergie thermique utile délivrée au condenseur et l’énergie fournie au compresseur additionnées des auxiliaires (dispositif antigel, commande/régulation et installations mécaniques (pompe, ventilateur)).

Reprenons l’exemple de PAC ci-dessus. Dans les conditions imposées par la norme EN 255, la puissance mise à disposition au condenseur ne sera peut-être pas de 3 kW mais de 3,2 kW pour une température de sortie du condenseur identique. De plus, la puissance absorbée par l’ensemble des équipements à prendre en compte ne sera peut-être pas de 1 kW mais de 1,1 kW. Le coefficient de performance vaudra alors 3,2 / 1,1 = 2,9.

3. La performance annuelle, auxiliaires compris

Le « COPA », ou coefficient de performance annuel est le rapport, mesuré sur site, entre la quantité totale d’énergie consommée et d’énergie utile fournie. C’est le coefficient de performance annuel qui donne vraiment idée du « rendement » et de l’efficacité de l’installation.

Imaginons que notre PAC exemple fasse maintenant partie de toute une installation de chauffage. Les variations de température des sources froides et chaudes, les pertes par émission du réseau de distribution, la consommation d’un chauffage d’appoint, etc… font que 13 000 kWh* de chaleur sont produits sur une année, tandis que les consommations globales s’élèvent à 6 200 kWh* d’énergie électrique. On dira alors que le COPA de cette installation vaut 13 000 kWh / 6 000 kWh = 2,17.

*Ces valeurs ne servent qu’à illustrer la définition du COPA. Il ne s’agit pas d’une quelconque moyenne d’installations existantes ou du résultat d’une étude de cas.

4. La performance annuelle théorique

Le Facteur de Performance Saisonnier (« SPF ») est le rapport de la quantité d’énergie fournie au bâtiment et apportée à la machine, en un an, calculée de façon théorique sur base du COP instantané à différentes températures.

Il s’agit donc bien d’une valeur théorique, mais prenant en compte les variations de température de la source froide et non pas d’une valeur mesurée en situation réelle comme le COPA. De plus, le SPF décrit une PAC tandis que le COPA décrit une installation complète.

Il est donc fondamental de bien analyser le type de performance indiqué par le fabricant ou l’installateur !!

Techniques

Pour plus de précisions sur les coefficients de performance d’une PAC.

Évaluer l’indice de performance à partir du catalogue

L’indice de performance peut être déduit du catalogue du fournisseur, à partir de mesures qu’il aura effectuées dans des conditions standards.

Exemple.

Voici les spécifications techniques d’un climatiseur réversible présent sur le marché. En hiver, ce climatiseur peut fournir de la chaleur au local : il fonctionne alors en mode « pompe à chaleur ».

Unité intérieure			FHYB35FJ
Unité extérieure			RY35D7
Puissance frigorifique		kcal/h	3 100
		Btu/h	12 300
		kW	3,60
Puissance calorifique		kcal/h	3 500
		Btu/h	14 000
		kW	4,10
Puissance absorbée	rafraîchissement	kW	1,51
Puissance absorbée	chauffage	kW	1,33

On y repère :

L’efficacité frigorifique, E.F. :

puissance frigorifique / puissance absorbée =
3,6 kW / 1,5 kW = 2,4

L’indice de performance au condenseur, e :

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

Attention ! Ce coefficient est obtenu dans des conditions très favorables ! En petits caractères, le fabricant précise qu’il s’agit de valeurs obtenues pour 7 °C à l’extérieur … Cette performance va s’écrouler en période plus froide.

En réalité, c’est le rendement moyen saisonnier qui nous intéresse… mais celui-ci n’est jamais donné puisqu’il dépend des conditions d’exploitation.

Logo Eurovent.

EUROVENT ?

Comment comparer les rendements de 2 machines frigorifiques si les valeurs annoncées ont été mesurées dans des conditions différentes (température intérieure et extérieure, niveau acoustique, …) ?

Certains gros fabricants du secteur ventilation et climatisation, irrités de la concurrence exercée par des producteurs peu scrupuleux de la qualité du matériel, ont décidé de définir des références communes de comparaison.

Le logo « EUROVENT » n’est pas un label de qualité en soi. Il certifie que le matériel a été testé dans des conditions standards admises par les différents membres de l’association.

Mesurer le COP in situ

Pour calculer les différents coefficients de performance, et particulièrement le COPA, les valeurs suivantes doivent être prises en compte :

La quantité de chaleur délivrée (énergie utile), au moyen, par exemple, d’un compteur de chaleur installée sur la boucle d’eau chaude.

La quantité d’énergie de haute valeur introduite dans le système, généralement au moyen d’un compteur spécifique sur le matériel électrique.

Si la PAC est réversible, on souhaitera peut-être connaître également le bilan frigorifique de l’équipement.

Pour mesurer des débits, on peut prévoir des by-pass équipés d’appareils de mesure simples, en évitant les coûteuses unités permanentes de mesures, de conversion et d’affichage. Pour les mesures de température, il faudra prévoir des doigts de gants (il s’agit d’une matière conductrice de la chaleur permettant de séparer l’appareil de mesure du fluide à mesurer).

Exemple de doigts de gants.

Un enregistrement manuel des valeurs est en général suffisant pour les installations de pompes à chaleur standards dans les maisons familiales (monovalent et bivalent) et les immeubles locatifs (monovalent, peu de groupes et circuits de raccordements courts). Un enregistrement automatique supplémentaire s’avère en général utile pour des installations non standards, spécialement lorsqu’elles sont bivalentes ou multivalentes et qu’elles possèdent plusieurs groupes et de longs circuits de raccordement.

La mise en valeur et l’interprétation des données doit être confiée au responsable du projet. Les informations ainsi acquises lui permettront d’éliminer certains défauts par des corrections ciblées.

Quels COP rencontrés en pratique ?

Nous manquons cruellement de résultats de mesure annuelle sur des installations tertiaires existantes. Une étude est en cours par la Faculté Polytechnique de Mons.

Concevoir

Pour accéder à leurs résultats provisoires de 5 mois de mesure.

Le facilitateur pompe à chaleur de la Région Wallonne, EF4, donne les ordres de grandeurs suivantes concernant les coefficients de performances annuels (COPA) des différentes catégories de PAC. Les valeurs de COP typiquement obtenues en laboratoire sont aussi indiquées si bien qu’on se rend bien compte que COP et COPA sont deux concepts distincts :

Type de PAC	COP (EN 14511)	Essais (°C)	COPA (EF4)
Air/Eau	3-4	A2/W35	2.5-3.5
Eau/Eau	5-6	W10/W35	3-4.5
Sol (eau glycolée)/Eau	4-5	B0/W35	3-4
Sol (fluide)/Eau		F5/W35	3-4
Sol (fluide)/Sol (fluide)		F5/F35	3-4
Production de l’ECS			2.5-3

Repérer un problème ?

Un contrôle régulier du fonctionnement de la pompe à chaleur est conseillé.

Des campagnes de mesures temporaires, effectuées pendant de brèves périodes, par exemple pour l’équilibrage hydraulique ou pour des mesures auxiliaires assurant l’optimalisation du fonctionnement peuvent être prévues.

Que peut-on mesurer ?

Le nombre d’ heures de fonctionnement et fréquence d’enclenchement pour chaque partie de l’installation, comme : compresseurs, pompes, ventilateurs et brûleurs.

Le signalement de pannes, par exemple : les pannes « Haute Pression » (se produisant dans la partie de la PAC où circule le fluide frigorigène sous forme de vapeur à haute pression et, par extension, les pannes survenant au niveau de la source chaude), les pannes « Basse Pression » (se produisant dans la partie de la PAC où circule le fluide frigorigène sous forme de liquide ou de vapeur à basse pression et par extension les pannes survenant au niveau de la source froide), les pannes de brûleur si installation bivalente.

La température extérieure.

Les températures importantes du système : départ, retour, pour l’évaporateur, le condenseur et l’accumulateur éventuel.

Les débits dans les points importants du système.

Pour les pompes à chaleur faites sur mesure pour des installations importantes, des défauts de construction peuvent apparaître. Dans ce cas, il faut être particulièrement attentif aux vibrations qui, à la longue, peuvent provoquer des ruptures de conduites.

Quel type de panne ?

Une détection précoce des pannes mineures permet souvent d’éviter des problèmes plus importants. Voici la liste des pannes les plus fréquentes rencontrées avec les pompes à chaleur :

Dérangements et causes

Identifiable rapidement ?

Panne basse pression

– manque de fluide frigorigène	Oui
– puissance de la source de chaleur trop faible	Oui
– manque de fluide caloporteur (eau glycolée)	Partiellement
– dégivrage défectueux	Non
– traitement incorrect de l’eau	Non

Panne haute pression

– encrassement du condenseur	Non
– traitement incorrect de l’eau	Non
– dégivrage incorrect	Non
– manque d’eau dans le système de chauffage	Oui

Surcharge du compresseur

– approvisionnement électrique insuffisant	Non
– raccordements électriques défectueux	Non
– défaut dans le circuit du fluide frigorigène	Non

Ventilateur

– raccordements électriques défectueux	Non
– dégivrage incorrect	Non

Pompes

– raccordements électriques défectueux	Non
– blocage mécanique	Oui

Source : Ravel.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Définir les éléments de contrôle [isolation de la toiture plate]

Il s’agit d’éléments tubulaires qui drainent la couche d’isolant et qui permettent de détecter la présence d’eau avant que celle-ci ne puisse provoquer des dégâts plus importants.

En outre, de tels points de contrôle permettent la vérification de la réalisation correcte de la toiture, par exemple lors de la réception des travaux.

Les dispositifs de contrôle se placent aux points bas du support.

Lorsque l’isolant est du verre cellulaire (CG) posé suivant la technique de la toiture compacte, ce dispositif est inutile, l’isolant étant imperméable.

Évaluer

Le contrôle de l’humidité sous la membrane d’étanchéité peut également être réalisé à l’aide d’un scanner de plate-forme ou hygromètre électronique que possèdent certains fabricants d’isolant et de membranes d’étanchéité.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Placer l’isolant dans le versant ou dans le plancher des combles ? [Concevoir]

Isolation dans le versant de toiture et dans le plancher des combles.

En bref !

L’isolant doit être placé à la limite de l’espace protégé.

Ce choix sera dicté par différents facteurs :

L’espace sous les versants doit-il être habitable ?
Comment réaliser l’étanchéité à l’air ?
Quels sont les risques de ponts thermiques ?

Si les combles doivent être habitables, il faut évidemment placer l’isolation dans les versants de toiture. Il ne faut pas oublier d’isoler les pignons jusqu’à la pointe.

Si les combles ne doivent pas être habitables, il est préférable d’isoler leur plancher. On réduit ainsi le volume chauffé mais surtout aussi la surface de déperdition thermique. Cela n’empêche pas l’utilisation des combles comme espace de rangement pour des objets insensibles au froid. On crée ainsi un espace adjacent non chauffé (EANC) qui protège thermiquement le bâtiment en servant de tampon entre le volume protégé et l’environnement extérieur.

Dans certains cas cependant, pour simplifier la forme de l’enveloppe du volume protégé, on intégrera les combles non habitables au volume protégé. On diminue ainsi les nœuds constructifs qui sont sources potentielles de ponts thermiques ou les raccords de la barrière d’étanchéité à l’air qui sont sources potentielles de fuites (infiltrations – exfiltration) d’air.

Pour être efficace, la barrière d’étanchéité à l’air d’une toiture légère (généralement le pare-vapeur ) doit être posée le plus près possible de la couche isolante. De plus, cette barrière d’étanchéité doit être la plus continue possible (le moins de raccords possible). On tiendra compte de cette contrainte pour choisir l’emplacement de l’isolant (plancher ou versant).

La présence de conduites de ventilation ou de chauffage dans les combles peut également influencer le choix. On se posera la question de savoir s’il est préférable d’isoler les conduites ou bien d’isoler les combles dans lesquels elles se trouvent. Cela dépendra notamment de la facilité de réaliser la barrière d’étanchéité à l’air et du nombre de percement de celles-ci par les conduites.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Mur rideau

Le mur-rideau a modifié l’architecture des constructions à ossature : au remplissage traditionnel des vides laissés par l’ossature, s’est substitué un revêtement léger, fabriqué industriellement, posé sur le devant de l’ossature, entourant le bâtiment … comme un rideau.

Études de cas

Pour mieux percevoir la technique du mur-rideau, découvrez la mise en place sur chantier d’un projet réel.

Définition

Le mur-rideau est un mur de façade légère, qui assure la fermeture mais ne participe pas à la stabilité du bâtiment. Il se caractérise comme suit :

Il est fixé sur la face externe de l’ossature porteuse du bâtiment (ou squelette).
Son poids propre et la pression du vent sont transmis à l’ossature par l’intermédiaire d’attaches.
Il est formé d’éléments raccordés entre eux par des joints. On réalise ainsi une surface murale continue, aussi grande qu’on le désire.

Il diffère du panneau de façade qui est utilisé pour remplir les vides laissés par l’ossature. Dans ce système, les panneaux sont appuyés, étage par étage, sur le squelette. La façade laisse apparaître toute l’ossature, les nez de plancher ou les poteaux.

Panneaux de façade.

Dans le mur-rideau au contraire, l’ossature est cachée derrière la paroi, elle n’intervient pas pour composer la façade.

Mur rideau.

Bien qu’elle ne porte pas l’édifice, cette façade légère doit remplir toutes les autres fonctions d’un mur extérieur, soit :

isoler thermiquement,
assurer ou interdire la barrière de vapeur,
isoler phoniquement,
résister au feu,
résister aux conditions extérieures, dont le climat, les agents chimiques, les vibrations, les chocs,…

Avantages techniques et économiques recherchés :

légèreté (50 à 80 kg/m²), soit 20 à 30 % du poids d’une construction traditionnelle ;
encombrement réduit (de 10 à 20 cm), soit un gain de 10 à 30 cm par rapport à la construction traditionnelle ;
préfabrication industrielle permettant une grande vitesse de mise en œuvre ;
performances d’étanchéité à l’eau, à l’air et au vent, supérieures à une construction traditionnelle ;
entretien réduit ;
larges possibilités d’adaptation au niveau du concept architectural.

Ces avantages expliquent le très fort développement de cette technique, principalement dans les bâtiments destinés au secteur tertiaire.

Les différents types de murs-rideaux se distinguent par leur degré de préfabrication en atelier ainsi que par leur mode de report de charge sur le support (structure de bâtiment).

Technologie du mur-rideau monté sur grille

Une grille est fixée au squelette du bâtiment. Elle formée soit de raidisseurs verticaux et de traverses horizontales assemblés sur chantier, soit de cadres complets préfabriqués en usine et juxtaposés sur chantier. Ce treillis est peut-être dissimulé dans le mur une fois achevé, ou gardé apparent pour articuler la façade et donner à ce type de construction son allure caractéristique.

Cadre.

Eléments linéaires.

Le quadrillage est ensuite obturé par des panneaux pleins et opaques (isolant, tôle, pierre, …) ou par des éléments transparents en glace.

Technologie du mur-rideau monté en panneau

Il est réalisé à l’aide de panneaux de grande dimension, hauts d’un étage ou d’un demi-étage et fixés à l’ossature du bâtiment ou à une ossature secondaire. Ils sont entièrement préfabriqués en usine, juxtaposés sur chantier et fixés généralement par une ou deux attaches par panneau.

Les seuls éléments de construction sont ici les panneaux, qui assurent simultanément la fermeture, la transmission de leur propre poids et de la pression du vent à l’ossature ; ils sont autoportants.

Les panneaux sont essentiellement caractérisés par le fait que leur surface extérieure est fermée et dépourvue de joints. Lorsque la façade est équipée de fenêtres, elles sont ménagées dans la surface des panneaux; les châssis des fenêtres sont solidaires des panneaux. Les panneaux sont assemblés directement entre eux sans pièce intermédiaire.

Sur le plan architectural, les murs à panneaux sont essentiellement marqués par des surfaces dégageant une impression d’unité, sans autre articulation que celle des joints entre panneaux. Ce système est plus rapide que le précédent et donne plus de facilités au point de vue de la réalisation des étanchéités.

L’assemblage par emboîtement est réalisé par le profil de cadre qui est mâle et femelle ou encore par un profil auxiliaire en H, dans lequel viennent s’insérer les profils mâles de deux cadres adjacents. Ce mode d’assemblage ne permet que difficilement le montage d’un élément sans déplacer les cadres adjacents.
L’assemblage par juxtaposition de cadre permet un démontage ultérieur simple, mais demande l’emploi d’un profil couvre-joint aussi bien à l’intérieur qu’à l’extérieur.

Technologie du mur-rideau en verre structurel

Dans ce cas, la paroi est entièrement constituée par des lames de verre.

La liaison entre les panneaux vitrés est assurée par un simple joint silicone. Les déplacements relatifs des panneaux les uns par rapport aux autres doivent être infimes, sous peine d’ouvrir les joints ou de créer des contraintes tendant à briser l’élément vitré. C’est pourquoi les pièces en suspension et les assemblages sont conçus pour absorber tous les mouvements et les efforts entre le mur vitré et la structure porteuse.

On distingue diverses techniques de fixation au vitrage :

Verre Extérieur Agrafé ou Attaché ou « VEA«

Le verre extérieur attaché (VEA) est perforé et fixé directement sur une structure porteuse par l’intermédiaire d’attaches mécaniques métalliques ponctuelles, platine de serrage, boulons traversants ou non le verre, lesquels seront, ensuite, repris soit par des rotules, soit articulées, soit rigides. Ce dispositif doit permettre la reprise des efforts dus :

au vent et/ou à la neige,
au poids propre,
aux mouvements différentiels entre verre et structure

En fonction du choix architectural, la paroi peut être supportée par différents types de structure : charpentes métalliques, structures en câbles inoxydables, poutres en verre, structures intégrant des contreventements…

Verre Extérieur collé ou « VEC«

La technique VEC permet, par l’effacement de la structure métallique derrière les produits verriers, d’obtenir un aspect de façade uni, mettant en valeur les vitrages. Les composants verriers sont collés à l’aide de mastics qui agissent avant tout comme élément de transfert des contraintes de ces composants vers leur support.

Joint de structure.
Vitrage.
Joint d’étanchéité.
Structure de collage.
Espaceur.
Fond de joint.
Plans d’adhérence.

Ce sont les mastics qui doivent transférer les contraintes extérieures vers le support. Les mastics jouant le rôle de joint de structure doivent reprendre les efforts engendrés par le vent, éventuellement le poids propre et les dilatations différentielles entre verre et cadre support. En aucun cas, ils ne doivent reprendre les déformations prévisibles du bâtiment. Celles-ci doivent être reprises au niveau de la liaison « cadre/structure » porteuse du VEC.

Le VEC est un système de collage et non un système mécanique pur. La maîtrise des problèmes de vieillissement, de compatibilité, de propreté de surface, de définition de barrière d’étanchéité, est donc fondamentale.
Deux systèmes VEC peuvent être utilisés :

le système « deux côtés » pour lequel les volumes verriers sont pris en feuillure classique sur deux côtés, les autres côtés étant collés sur une structure de maintien,
le système « quatre côtés » ou système intégral, pour lequel les volumes verriers sont collés sur quatre côtés sur des châssis non apparents (cadre à coupure thermique), ce qui se traduit par un aspect extérieur uniforme et sans aspérité.

Les parties ouvrantes et les parties fixes sont fabriquées selon le même principe. Chaque remplissage est collé séparément sur un cadre en atelier.

Il y a lieu, de prévoir des moyens de réglage des cadres pour assurer une planéité, un aplomb, un équerrage et une rectitude des lignes optima de l’ensemble de la façade.

La juxtaposition des éléments vitrés laisse un joint extérieur ouvert de ± 12 mm qui est remplis à refus d’un silicone spécial inaltérable aux U.V. et 100 % compatible avec le silicone structurel.

Verre Extérieur Parclosé

Le remplissage n’est pas collé sur le cadre, mais maintenu par une parclose visible autour du verre ou du panneau vitré autour du verre ou du panneau vitré.

Cas particulier : la double peau

Le mur rideau peut être dédoublé par une deuxième façade vitrée. La distance entre les deux parois est généralement comprise entre 200 et 1 000 mm.

On crée ainsi une lame d’air qui peut-être utilisée de multiples façons selon le type de construction. La température de l’air dans la lame d’air peut être influencée par la modification des surfaces des entrées et sorties d’air.

Ces systèmes peuvent être conçus avec ou sans recoupements horizontaux ou verticaux de la lame d’air. Les recoupements empêchent les flux d’air sur plusieurs niveaux, appelés de court circuit, qui font que l’air se mélange avec l’air frais.

De plus, les recoupements permettent d’empêcher de façon efficace la transmission acoustique entre deux étages dont les fenêtres sont ouvertes.

Ces systèmes permettent par leur construction d’intégrer les avantages suivants :

Le store peut-être intégré dans la lame d’air. Il est ainsi protégé des intempéries et de la pollution.
La protection solaire fonctionne même en cas de vent important, ce qui représente un avantage incontestable pour les immeubles de grande hauteur. Donc on renonce aux stores intérieurs peu efficaces.
La chaleur retenue par les stores entraîne une élévation de la température dans la lame d’air. Par un effet de poussée thermique, l’air chaud monte et s’échappe à l’extérieur ou il peut être conduit vers un accumulateur d’énergie.
La paroi complémentaire (si étanche) peut améliorer sensiblement l’isolation acoustique contre le bruit extérieur.
Les fenêtres de la façade intérieure peuvent être ouvertes. Même pour les immeubles de grande hauteur, une aération naturelle est possible.
La paroi vitrée extérieure, assure les aspects de sécurité en cas d’ouverture nocturne des fenêtres, permettant un rafraîchissement du bâtiment non occupé.
Les pertes par transmission thermique sont diminuées en hiver en raison de la vitesse d’air réduite et de la température plus élevée dans l’espace tampon.
Amélioration de la lumière dans les volumes intérieurs, par une ouverture accrue de la façade.

Mais des inconvénients apparaissent également dont tout particulièrement le surcoût du système. Par rapport aux économies d’énergie réalisées (à étudier finement car le bilan d’été n’est pas forcément positif…), il apparaît que d’autres techniques sont beaucoup plus efficaces, à budget égal.

Les éléments de remplissage

Ce sont des matériaux simples ou composites qui s’insèrent dans l’ossature de la façade légère pour en remplir les vides et former la façade.

Ces éléments peuvent être fixes ou mobiles, isolants ou non, opaques, transparents ou translucides; ils doivent, en tous cas, assurer leur propre stabilité. Les éléments de remplissage sont indépendants de la nature de l’ossature.

Des exigences élevées :

On doit sélectionner des matériaux en plaques ou en feuilles, incombustibles, résistants aux conditions atmosphériques et de belle apparence.

En plus des produits verriers rencontrés dans les fenêtres des façades traditionnelles, on rencontrera donc :

Les matériaux isolants

Les laines minérales.
Certains bois très légers comme le balsa.
Le verre cellulaire.
Les mousses de résines synthétiques :
- le polystyrène,
- le polyuréthane,
Le liège aggloméré.
Les panneaux isolants de fibres.

Les parois extérieures

Les parois rarement employées seules, constituent généralement les faces rigides des complexes isolants ou servent de parement à ces complexes, dont elles sont alors séparées par une lame d’air.

Certaines parois, outre leur résistance propre, possèdent les qualités d’aspect nécessaires à un parement décoratif. Il s’agit par exemple, de tôles d’acier inoxydable, de verre ou de glace trempées colorées dans la masse, de tôle d’aluminium teintées ou non ou encore de tôle de cuivre.

D’autres n’offrent pas un aspect suffisamment esthétique et sont alors revêtus sur la face visible d’un revêtement extérieur de décoration, dont :

Les produits verriers qui sont utilisés dans ce but sont : le verre coulé coloré dans la masse (armé ou non), le verre opaque, le verre opalescent, le verre émaillé, le verre façonné.
Les tôles d’acier :
- inoxydable,
- recouverte d’émail vitrifié à haute température,
- galvanisée ou électrozinguée à peindre sur chantier,
- laquée au four en usine sur support laminé à froid, électrozingué ou galvanisé,
- prépeinte en continu en usine.
Les tôles d’aluminium planes ou à dessins sont utilisées sous différents états.
Le bois déroulé ou tranché.
Le bois massif.
Les plaques en asbeste-ciment.
Les feuilles de matières plastiques les plus diverses collées sur le parement.
Les peintures appliquées à froid.

Les parties transparentes et translucides en matières plastiques

Les stratifiés en polyester renforcés à la fibre de verre : des éléments translucides de toutes formes et de toutes dimensions peuvent être obtenus par imprégnation de tissus de fibres de verre à l’aide de diverses résines polyesters.
- nid d’abeilles
- âme polyester
Les plaques de chlorure de polyvinyle : les plaques translucides et transparentes en P.V.C sont utilisées principalement en bardage extérieur et pour la décoration intérieure.
Les plaques en polymétacrylate de méthyle : ces plaques transparentes d’aspect lisse, sont obtenues par moulage. Elles sont utilisées en allège.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Systèmes de motorisation

Généralités

On peut ranger les types d’ascenseurs électriques dans deux catégories principales :

les ascenseurs à traction à câbles;
les ascenseurs hydrauliques.

Les ascenseurs à tractions à câbles sont de loin ceux le plus répandu au niveau du parc machine. C’est une des raisons pour laquelle on détaillera plus la motorisation des ascenseurs à traction à câbles. De plus, énergétiquement parlant, la motorisation des ascenseurs hydrauliques a des rendements assez faibles (de l’ordre de 20 %) et, de par l’absence entre autres de contre-poids, les moteurs hydrauliques consomment plus et ont des appels de puissance au démarrage beaucoup plus importants.

Le tableau ci-dessous montre un comparatif des performances énergétiques de différents types de motorisation :

Type de motorisation		Rendement	Courant nominal	Courant de démarrage
Moteur hydraulique		de l’ordre de 20 %	3 In	12 à 18 In
Moteur-treuil à vis sans fin	ancienne génération	de l’ordre de 45 %	In	2 à 3,5 In
	nouvelle génération	60 à 65 %
Moteur sans treuil (« gearless »)		de l’ordre de 78 %	**	**
Moteur-treuil planétaire		de l’ordre de 97 %	**	**

Comme nous le verrons ci-dessous, l’efficacité énergétique des systèmes de motorisation des ascenseurs dépend surtout du type de moteur d’entraînement accouplé :

au treuil pour les ascenseurs à traction,
à la pompe pour les ascenseurs hydrauliques.

Un réducteur planétaire, par exemple, peut être accouplé à :

un moteur à courant continu à excitation indépendante ou shunt,
un groupe Ward Léonard,
un moteur à courant alternatif asynchrone à démarrage :
- étoile-triangle,
- à deux vitesses,
- commandé par un variateur de fréquence,
- …
un moteur à courant alternatif synchrone à démarrage par variateur de fréquence;
…

Suivant la combinaison du moteur et du réducteur planétaire, les consommations peuvent être sensiblement différentes. Dans un souci de trouver la meilleure adéquation, il sera nécessaire de prendre en compte :

le rendement mécanique de l’ensemble,
le rendement électrique du circuit puissance (alimentation et moteur).

Les moteurs-treuils ou moteur à traction

Les moteurs-treuils à vis sans fin à une ou deux vitesses

Moteur-treuil à vis sans fin.

À l’heure actuelle, les moteurs-treuils avec vis sans fin sont abandonnés au profit des moteurs à attaque directe (sans réducteur ou « gearless).

Dans ce type de motorisation, la vis sans fin entraîne beaucoup de pertes mécaniques et, par conséquent, des consommations électriques plus importantes.

Au début de l’utilisation des vis sans fin, les rendements énergétiques de l’ensemble moteur-treuil étaient de l’ordre de 20 %. Avec le perfectionnement des outils, des lubrifiants, …, les rendements se sont nettement améliorés pour atteindre les 45 % et, même plus récemment, 60 à 65 %.

Les moteurs électriques couplés au treuil à vis sans fin étaient généralement des moteurs à courant continu à excitation indépendante ou shunt avec la faculté bien connue de pouvoir faire varier très facilement la vitesse de rotation.

Les moteurs électriques à courant alternatif utilisés avec ce type de réducteur sont en principe des moteurs à deux vitesses. A l’heure actuelle, on peut encore remarquer ce type de moteur-treuil lorsqu’on se trouve dans la cabine :

au démarrage, la vitesse est plus lente (petite vitesse),
pour atteindre la vitesse de déplacement optimale, le moteur passe en seconde vitesse en provoquant un léger choc d’accélération (passage de petite en grande vitesse).

Les moteurs-treuils à vis sans fin ont les principaux avantages et inconvénients suivants :

(+)

couple élevé.
grande plage de variation de vitesse.
précision dans les déplacements et sur la régulation de vitesse.
…

(-)

entretien important.
efficacité énergétique faible.
consommation électrique non négligeable.
…

Les moteurs-treuils planétaires

Moteur-treuil planétaire.

Les appareils à treuil planétaire utilisent le système de réduction de vitesse par engrenages planétaires. Accouplés à un moteur électrique, ils permettent d’avoir un rapport de réduction appréciable pour obtenir une plage de vitesse compatible avec le confort et l’efficacité de déplacement souhaitée.

Sans rentrer dans les détails, le treuil planétaire est composé d’un assemblage mécanique complexe d’engrenages. Il est basé sur le principe de gravitation des planètes autour du soleil où :

Le soleil est l’engrenage calé sur l’arbre de sortie du réducteur et couplé avec la roue à câble de l’ascenseur.
Les trois engrenages planétaires tourne sur eux-même et autour de l’engrenage soleil à la manière de notre système solaire.
L’engrenage couronne est celui qui, relié au moteur d’entraînement, fournit le couple moteur.

Réducteur planétaire.

Ce système a un rendement mécanique de l’ordre de 97 à 98 % permettant, pour autant que les moteurs d’entraînement soient performants, d’obtenir des rendements énergétiques globaux intéressants au niveau du moteur-treuil (de l’ordre de 80 %).

Les réducteurs planétaires peuvent être accouplés à des moteurs électriques :

à courant continu (grande plage de variation de vitesse),
à courant alternatif asynchrone à deux vitesses,
à courant alternatif asynchrone commandé par un variateur de fréquence.

Les moteurs-treuils planétaires ont les principaux avantages et inconvénients suivants :

(+)

Couple important.
en fonction du type de moteur accouplé :
- grande plage de variation de vitesse (courant continu ou alternatif à variation de fréquence).
- rendement énergétique important entraînant une diminution des coûts à la conception (puissance installée plus faible) et des consommations moindres à l’exploitation.
précision dans les déplacements et sur la régulation de vitesse.
…

(-)

Entretien nécessitant une main d’œuvre qualifiée.
…

Les moteurs à attaque directe (« Gearless » ou sans treuil)

Moteur gearless classique.

Les moteurs à attaque directe sans réducteur ont fait leur apparition avec la venue des variateurs de fréquence. Les installations deviennent tellement compactes qu’ils est possible à l’heure actuelle de se passer de local des machines sur le toit des immeubles.

Ce système est énergétiquement performant principalement de part la présence d’un variateur de fréquence qui optimise la consommation énergétique; la réduction des pertes mécaniques vu l’absence de réducteur contribuant aussi à l’optimisation de l’efficacité énergétique.

Certains constructeurs annoncent des rendements énergétiques de l’ordre de 80 %.

Les moteurs à attaque directe ont les principaux avantages et inconvénients suivants :

(+)

vitesse optimisée par le variateur de fréquence.
compacité du système.
pas de cabanon technique nécessaire pour les ascenseurs.
précision dans les déplacement et sur la régulation de vitesse.
pertes mécaniques réduites.
efficacité énergétique intéressante.
pas de lubricant.
faible niveau de bruit.
poids réduit.
…

(-)

la compacité peut entraîner des difficultés de maintenance.
difficulté d’intervention dans la cage d’ascenseur.
…

Les motopompes hydrauliques

Les groupes motopompes utilisés dans les ascenseurs hydrauliques sont composés essentiellement :

d’une pompe hydraulique de mise en pression de l’huile dans le cylindre,
d’un moteur électrique d’entraînement de la pompe,
d’une vanne de réglage de débit pour la descente de l’ascenseur,
d’un réservoir à huile,
d’une régulation,
…

La consommation électrique du moteur d’entraînement est due en grande partie au fait que, dans le principe même d’un ascenseur hydraulique, il n’y a pas de contre-poids. De plus, dans une moindre mesure et pour une même charge, les consommations :

des motopompes centrifuges, par exemple, varient avec le cube de la vitesse,
des moteurs-treuils, par exemple, varient proportionnellement à la vitesse.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Salles d’opération [éclairage]

Le niveau d’éclairement

Certaines caractéristiques de plaies et de tissus, bien que différentes par nature, ne se distinguent souvent, au niveau des contrastes de luminance, que par quelques points seulement, exprimés en pourcentage. Par conséquent, l’opérateur doit faire preuve d’une acuité visuelle particulièrement élevée, pour être sûr de reconnaître les infimes différences de luminosité.

Pour que l’œil puisse distinguer de très faibles nuances de luminosité, il faut d’une part un haut niveau de luminance d’environnement et un temps l’adaptation de l’œil assez long.

La figure montre l’évolution de l’acuité visuelle en fonction de la tâche visuelle et de la luminance des objets. La situation 3 représente la situation couramment rencontrée lors d’une opération. Une deuxième abscisse montre le niveau d’éclairement nécessaire pour atteindre ces luminances si le facteur de réflexion des objets est de 0,05 (tissus foncés). Ainsi pour que l’acuité visuelle puisse tendre vers un maximum, le niveau d’éclairement du champ opératoire doit souvent atteindre 100 000 lux.

Il n’est évidemment pas nécessaire de maintenir de tels niveaux d’éclairement dans l’ensemble de la salle d’opération. Cependant, on a vu que l’acuité visuelle maximum demande un temps d’adaptation assez long. C’est pourquoi, il est nécessaire de maintenir un éclairement suffisamment important sur les pourtours du champ pouvant être parcourus du regard par le chirurgien, pour éviter des troubles d’adaptation, dus à des différences de luminance trop marquées.

Les reliefs

La visualisation de la structure des tissus, des cavités étroites nécessite une lumière permettant de faire ressortir les reliefs peu prononcés. Cela sera possible grâce à un éclairage ayant à la fois une composante rasante et une composante perpendiculaire.

Le spectre et la couleur

L’interprétation de l’état du patient dépend fortement de la très bonne restitution des couleurs des plaies ou tissus.

Température de couleur de 4 500 K et de 3 000 K.

La vision des couleurs dépend de la sensibilité de l’œil mais aussi d’une composition la plus homogène possible du spectre de la source lumineuse. La lumière idéale de ce point de vue est la lumière naturelle (IRC = 100, Température de couleur = 5 600 K). Les lampes émettant une lumière chaude (3 000 K env.) possède trop de jaune et de rouge, ce qui peut altérer la vision correcte en salle d’opération. Pour obtenir une lumière blanche, il faut une température de couleur supérieure à 4 500 K.

Les ombres

Les instruments, les mains ou la tête de l’opérateur peuvent masquer ou assombrir la lumière du champ opératoire. La manière la plus efficace pour supprimer de telles ombres portées consiste à doter l’éclairage opératoire d’une lumière inondant le champ selon un angle spatial le plus large.

Les rayonnements infrarouges

Pour empêcher le dessèchement des tissus, dû au rayonnement thermique émis par les lampes, il faut que la lumière émise comprenne le moins de rayonnement infrarouge possible. La suppression de ce rayonnement profite aussi à l’opérateur qui peut subir lors des longues interventions des contraintes thermiques au niveau de la tête.

Les reflets

Lorsque le diamètre du champ lumineux est trop important, il y a des risques d’éblouissement de l’opérateur par réflexion de la lumière sur des objets se trouvant en périphérie du champ opératoire. C’est pour cela qu’il faut limiter le diamètre du champ lumineux à 20 .. 35 cm.

Au sein de ce champ lumineux, la lumière sera considérée comme agréablement répartie si son intensité suit le profil suivant en fonction du rayon du faisceau lumineux.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Types d’ascenseurs

Familles d’ascenseurs

On distingue essentiellement deux types de familles d’ascenseur :

les ascenseurs à traction à câble,
les ascenseurs hydrauliques.

En règle générale, ces deux types utilisent l’énergie électrique pour déplacer les cabines verticalement (moteur électrique continu ou alternatif).

Ascenseur à câbles.

Ascenseur hydraulique.

Les ascenseurs hydrauliques

Principe

Comme toute machine hydraulique la pompe met sous pression l’huile qui pousse le piston hors du cylindre vers le haut. Lorsque la commande de descente est programmée, le bypass (vanne) de la pompe permet de laisser sortie l’huile du cylindre vers le réservoir.

Description

Les ascenseurs hydrauliques sont utilisés en général pour satisfaire des déplacements relativement courts de l’ordre de 15 à 18 m maximum.

Plusieurs modèles existent sur le marché. On citera les ascenseurs hydrauliques :

à cylindre de surface,
à cylindre enterré,
télescopiques à cylindre de surface.

Ce type d’ascenseur n’est pas très présent sur le marché belge.

À cylindre enterré.

À cylindre de surface.

À cylindre de surface télescopique.

Les ascenseurs hydrauliques se composent principalement de :

d’une cabine,
de guides,
d’un ensemble pistons-cylindres hydrauliques placé sous la cabine de l’ascenseur,
d’un réservoir d’huile,
d’un moteur électrique accouplé à une pompe hydraulique,
d’un contrôleur,
…

Les différents modèles permettent de tenir compte de critères :

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

Énergie

Énergétiquement parlant les ascenseurs hydrauliques posent un problème dans le sens où il n’y a pas de contre-poids qui équilibre la cabine comme dans les systèmes à traction à câble par exemple.

Avantages et inconvénients

Ci-dessous, on trouvera les principaux avantages et inconvénients des ascenseurs hydrauliques :

(+)

Précision au niveau du déplacement (mise à niveau) ;
réglage facile de la vitesse de déplacement ;
ne nécessite pas de cabanon de machinerie ;
implantation facile dans un immeuble existant ;
…

(-)

Course verticale limitée à une hauteur entre 15 et 18 m ;
risque de pollution des sous-sol ;
consommation énergétique importante ;
nécessiter de renforcer la dalle de sol ;
…

Les ascenseurs à traction à câbles

Description

Les ascenseurs à traction à câbles sont les types d’ascenseurs que l’on rencontre le plus, notamment dans les bâtiments tertiaires.

Ils se différencient entre eux selon le type de motorisation :

à moteur-treuil à vis sans fin,
à moteur-treuil planétaire,
à moteur à attaque directe (couramment appelé « Gearless » ou sans treuil),
…

Ascenseur à moteur-treuil.

Ascenseur à moteur à attaque directe.

Quel que soit le type, les ascenseurs à traction à câbles comprennent généralement :

une cabine,
un contre-poids,
des câbles reliant la cabine au contre-poids,
des guides,
un système de traction au-dessus de la cage de l’ascenseur,
…

Énergie

Énergétiquement parlant les ascenseurs à traction à câbles sont plus intéressants que les ascenseurs hydrauliques dans le sens où le contre-poids réduit fortement la charge quelle que soit le type de motorisation.

Avantages et inconvénients

Ci-dessous, on trouvera les principaux avantages et inconvénients des ascenseurs hydrauliques :

(+)

Course verticale pas vraiment limitée ;
suivant le type de motorisation précision au niveau de la vitesse et du déplacement ;
rapidité de déplacement ;
efficacité énergétique importante ;
pas de souci de pollution ;
…

(-)

En version standard, nécessite un cabanon technique en toiture ;
exigence très importante sur l’entretien ;
…

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Repérer l’origine des consommations [Electrique]

Simulation de sa propre consommation

Calculs

Vous pouvez accéder à un programme conçu pour simuler la consommation électrique d’un bâtiment neuf ou existant.

Il s’applique particulièrement aux bâtiments de type bureaux ou écoles (un outil permettant de simuler la consommation électrique d’un hôpital est en cours de développement au sein de l’Ademe en France).

Sur base de caractéristiques propres au bâtiment (nombre d’occupants, nombre de repas cuisinés en interne, …), il estime la consommation énergétique annuelle (en kWh/an) et la pointe quart-horaire par grand poste consommateur et pour l’entièreté du bâtiment.

En modifiant directement certaines données du programme, il est déjà possible d’en estimer l’impact d’une amélioration.

Par exemple : que peut-on gagner en modifiant les horaires de fonctionnement ? Ou quel est l’impact sur la pointe quart-horaire si on arrête l’extraction sanitaire de 11 à 12 h ? …

Ratios moyens par secteur d’activité

Des ratios de consommation de diverses provenances sont disponibles dans la littérature.

Il faut être attentif au fait que certains comparent la consommation de chaque usage à la consommation électrique totale du bâtiment, d’autres se réfèrent à la consommation énergétique globale (électricité + combustible).

Source : Laborélec

Le plus gros consommateur électrique du secteur tertiaire est l’éclairage. Il représente environ 40 % de la consommation totale d’électricité de l’entièreté du secteur (tous types d’activité confondus), soit, pour la Belgique, environ 5 700 GWh/an.

Une amélioration de 1 % du rendement des installations d’éclairage signifierait une économie de 5,7 millions € et permettrait d’éviter, chaque année, 20 500 tonnes d’émissions de CO₂, 62 tonnes de SO₂, 46 tonnes de NO_x et 5 tonnes de suie.

Source : AICVF

D’après l’AICVF (Association française des Ingénieurs en Climatique, Ventilation et Froid), les chiffres suivants sont rencontrés :

Pourcentage de la consommation énergétique totale [%]
–	Chauffage et climatisation	Eau chaude sanitaire	Cuisson	Éclairage	Autres
Bureaux	60	8	1	14	17
Écoles	81	6	4	6	3
Établissements de soin	65	11	5	10	9
Hôtels et restaurants	48	13	25	7	7

–	Eau chaude sanitaire [kWh/chamb.an]	Cuisson [kWh/repas]	Éclairage [kWh/m².an]
Bureaux	–	–	40
Écoles	–	–	10
Établissements de soin	–	1,5	30
Hôtels et restaurants	1 500	1 .. 1,5 (en collectif) 2,5 .. 5 (à la carte)	27

Source : STEM

Les ratios suivants sont issus d’une étude réalisée par le département STEM de l’Université USSIA d’Antwerpen : »De energievraag en de besparingmogelijkheen in de tertiaire sector in België 1992-2003″. Cette étude fut publié par l’Institut de Conseils et d’Études en Développement Durable dans le recueil « Consommation énergétique dans le secteur tertiaire en Belgique » pour le compte d’Eurostat (1998).

Répartition des consommations électriques par usage en Belgique [%]
	Éclairage	Traitement d’air	Refrigération	Pompes de circulation	Chauffage Eau chaude sanitaire	Autres
Hôtels et restaurants	40,7	11,2	16,9	5,5	3,4	22,2
Établissements de soin	37,4	32,3	7,8	5,8	3,6	13,1
Écoles	59,1	19,7	1	9,8	3,3	7,1
Services aux personnes	68,5	4,5	6,5	3,4	3,7	13,4
Bureaux et administrations	47,2	19,3	1	4,5	3,9	24,1
Commerces	39,8	19,9	23,5	5,5	5,1	6,2
Total secteur tertiaire	45,8	18,7	11	5,3	4,2	15,0

Source : ICEDD

Périodiquement, l’ICEDD réalise un bilan énergétique de la Wallonie pour le compte du SPW. Les ratios ci-dessous sont ceux de 2012 et présentent la répartition de la consommation d’électricité du secteur tertiaire par usage.

Répartition des consommations électriques par usage en Wallonie [%]
	Éclairage	Chauffage et eau chaude	Conditionnement d’air	Pompes et ventilateur de circulation	Froid	Autres
Commerce	39	4	11	6	16	24
Transport communication	24	4	10	9	0	53
Banques assurances services aux entreprises	35	2	13	15	0	35
Enseignement	61	2	9	9	4	15
Soins santé	32	1	8	6	0	53
Culture et sport	23	4	9	8	0	55
Autres services	23	4	9	8	0	55
Administration	35	2	13	15	0	35
Divers	54	0	0	0	0	46
Total secteur tertiaire	40	3	9	7,5	6,5	34

Découvrez cet exemple de gestion des consommations électriques aux FUNDP de Namur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Production de radio interférence [éclairage]

Les ballasts ou encore les transformateurs pour lampes halogènes basse tension produisent des signaux haute fréquence qui peuvent affecter les autres consommateurs électriques.

Les luminaires choisis doivent donc être protégés pour éviter ce genre de désagrément. Tel est le cas des luminaires portant les marquages :

Pour les luminaires à ballast électromagnétique.
Pour les luminaires à ballast électronique.
Pour tout luminaire.

En principe, les luminaires marqués « CE » respectent toutes les exigences de qualité et de sécurité prescrites par les normes. Cependant, vu le caractère obligatoire de ce marquage depuis le 1^er janvier 1997, les luminaires sont maintenant tous marqués « CE » par leur fabricant, qui ne sont pas tenu de faire vérifier leurs appareils par un organisme de contrôle. Seul un marquage européen « ENEC » garantit le contrôle des produits par un organisme tiers.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Interpréter la fiche d’entretien d’une chaudière

L’attestation de contrôle d’un générateur de chaleur et ses paramètres

La fiche d’entretien est un document qui, selon l’Arrêté wallon du 29/01/2009, doit être établi par un technicien agréé, au terme de l’entretien obligatoire des chaudières. Un modèle type à utiliser est disponible sur le site de l’AWAC.

Cette fiche contient le relevé des différents paramètres que l’on mesure pour calculer le rendement de combustion de la chaudière.

Caractéristiques de l’alimentation en fuel

La fiche d’entretien reprend les caractéristiques du gicleur installé sur le brûleur : calibre en [gal/h] ou [kg/h] et son angle de pulvérisation, ainsi que la pression d’alimentation en combustible en [bar].

Le calibre et la pression permettent de calculer la puissance du brûleur par les formules :

où,

q_fuel= débit de fuel
q_gicleur= calibre du gicleur
p = pression de la pompe fuel

P_brûleur[kW] = q_fuel[litres/h] x 10 [kWh/litre]

On peut comparer cette puissance à la puissance utile de la chaudière et se rendre ainsi compte de la charge de la chaudière. Par exemple, une puissance de brûleur inférieure à la puissance de la chaudière permet d’augmenter le temps de fonctionnement du brûleur, ce qui est favorable à une bonne combustion (moins de cycles de démarrage/arrêt). Diminuer la puissance du gicleur par rapport à la puissance de la chaudière permet également d’augmenter le rendement de combustion (la surface d’échange par kW de flamme est plus grande et les fumées ressortent plus froides). Une limite existe cependant : si la puissance du brûleur est trop faible (moins de 50 .. 60 %), les fumées se refroidissent tellement que des condensations risquent d’apparaître dans la chaudière.

Remarque : si on se trouve en présence d’un brûleur 2 allures, chacun des essais correspondant à la mesure des paramètres de combustion pour chaque allure.

Exemple.

Sur une attestation d’entretien, on retrouve :

Puissance chaudière : 465 000 [kCal/h] (ou 539 kW)
Gicleur : 5 [gal/h]
Pression pompe : 19 [bar]

Le débit du brûleur est donc de :

La puissance du brûleur est de :

31,1 [l/h] x 10 [kWh/l] = 311 kW

La chaudière est donc chargée à :

311 [kW] / 539 [kW] = 58 [%]

Remarquons que la fiche d’entretien ne reprend pas une troisième caractéristique du gicleur : le type de pulvérisation. Si, après entretien, les performances de l’installation ont diminué, sans explication, par rapport à l’entretien précédent, il peut être bon de vérifier auprès du technicien d’entretien si le type du gicleur n’a pas été modifié.

Caractéristiques de la cheminée

La dépression dans la buse de cheminée est l’image du tirage de cette dernière, quand le brûleur est en fonctionnement.

Chaudières en dépression

Pour les chaudières fonctionnant en dépression (les chaudières dont on peut ouvrir le regard), il faut que la dépression soit comprise entre 10 et 15 Pa pour permettre une combustion et une évacuation des fumées correctes.

Si « Pression de la cheminée » < 10 PA, le tirage n’est pas suffisant. Il y a alors un risque de surpression dans le foyer, d’introduction de gaz de combustion dans la chaufferie et de production d’imbrûlés (suies, CO).

Si « Pression de la cheminée » > 15 PA .. 20 PA, le tirage est trop important. Les fumées sont aspirées trop rapidement par la cheminée et se refroidissent moins. Il est résultera une baisse de rendement. Cela peut également nuire au démarrage en provoquant un « décrochement » de la flamme et l’arrêt du brûleur. L’installation du régulateur de tirage ou son meilleur réglage (s’il existe) s’impose.

Régulateur de tirage.

Chaudières en surpression

Il est plus difficile de définir des règles de bon fonctionnement. Celles-ci dépendent du type de brûleur et de chaudière. Il faut, en tout cas, être en dépression au niveau de la buse de cheminée. Faute de quoi, des fumées risquent de s’introduire dans la chaufferie.

Améliorer

Améliorer le tirage de la cheminée.

Indice de noircissement des fumées

L’indice de noircissement des fumées « Indice fumée » ou indice de « Bacharach » est l’image de la production de suie du brûleur. Selon l’AGW du 29 janvier 2009, cet indice ne peut dépasser une valeur de 2.

L’indice de Bacharach est mesuré en aspirant les fumées au travers d’un papier filtre et en comparant à l’échelle de noircissement ci-dessus.

Cela est évidemment trop élevé. Il suffit pour s’en convaincre de voir la mesure la quantité de suie produite pour atteindre un tel indice.

L’objectif est un indice 0. Le label « OPTIMAZ » est obtenu pour un indice maximum de 1. 0 ..1 sont donc des valeurs acceptables. Une amélioration (meilleur réglage ou changement du brûleur) s’impose au-delà de 1.

La formation de suie et de CO (qui composent les d’imbrûlés) sont liés. Une teneur en CO des fumées mesurée de 75 ppm équivaut à un indice de Bacharach de 1.

La production de CO et de suie est le résultat d’un manque d’air comburant :

Réglage de l’excès d’air trop faible (s’accompagne alors d’un déficit de CO₂ dans les fumées).
Manque de ventilation de la chaufferie. Attention, cette ventilation peut être correcte au moment de la mesure et ne plus l’être au quotidien car on avait enlevé le capot du brûleur, car on avait laissé la porte de la chaufferie ouverte, car couramment un séchoir en fonctionnement crée une dépression, …
Mauvais choix du couple gicleur, pression de pompe.
Inadéquation entre la puissance du brûleur et la puissance de la chaudière. Ces deux derniers éléments perturbent le mélange intime entre le combustible et l’air comburant, au niveau de l’accroche-flamme et du foyer.
Tirage incorrect de la cheminée (trop grand, trop faible, inconstant) qui perturbe le développement de la flamme et qui risque de provoquer des retombées dangereuses de CO vers la chaufferie.

Remarquons que si on dispose d’un appareil permettant de mesurer la teneur en CO des fumées (analyseur de combustion électronique), on peut estimer l’émission de CO au démarrage du brûleur (introduire l’analyseur de combustion dans le conduit de fumée, avant d’enclencher le brûleur). Plus celle-ci est élevée (> 120 ppm), plus le brûleur produit de la suie à ce moment et plus vite la chaudière va s’encrasser.

Idéalement, cette mesure de CO devrait être complétée par une mesure manuelle de l’indice de Bacharach pour éviter toute erreur liée à l’interprétation de la mesure de CO de l’appareil électronique.

Teneur en CO₂ des fumées

La teneur en CO₂ des fumées est une image de la transformation complète du combustible. Plus la teneur en CO₂ des fumées est grande, meilleur est le rendement de combustion.

Ordre de grandeur

La teneur maximale en CO₂ que l’on peut atteindre dans les gaz de combustion est de 15,2 % pour le fuel (en fonction de la teneur en carbone du combustible) et de 11,9 % pour le gaz naturel. D’un point de vue pratique, il est impossible de régler le brûleur à ces valeurs sans produire d’imbrûlés (suie, CO).
La valeur cible est de

12,5 % pour les chaudières fuel de moins de 400 kW
13 % pour les chaudières fuel de plus de 400 kW (ces deux valeurs sont, en fait les exigences pour l’attribution du label « OPTIMAZ »)
10 % pour les chaudières gaz.

Une teneur de 14 % pour le fuel (pour les brûleurs à flamme bleue) ou 11 % pour le gaz n’est toutefois pas impensable.

Influence du réglage de la combustion et de l’excès d’air

Évolution du contenu des fumées avec l’excès d’air [%].

Une trop faible teneur en CO₂, entraînant un mauvais rendement de combustion, peut avoir deux origines :

Un excès d’air trop important qui dilue les gaz de combustion. C’est comme si on prenait simplement de l’air à 20°C, qu’on le chauffait à environ 160°C (ou plus) et qu’on le rejetait directement dehors. À titre d’exemple, un excès d’air de 50 % conduit à une perte calorifique d’environ 2 %.
Un excès d’air trop faible (c’est plus rare) et donc un manque d’oxygène pour assurer une combustion complète du combustible.

Il vaut donc toujours mieux contrôler aussi par mesure l’excès d’air de combustion. Une valeur de référence est un excès d’air de 17 .. 24 % (valeur qui dépend du tandem brûleur/chaudière). En dessous, il y aura production d’imbrûlés et de monoxyde de carbone (CO) et au dessus, le rendement de combustion diminue.

Réglage d’un brûleur avec analyse en direct des fumées.

Exemple.

en connaissant le % CO₂ repris sur la fiche d’entretien, il est possible de connaître l’excès d’air de la combustion :

Excès d’air (calculé) = % CO_{2 théorique max} / % CO_{2 mesuré}

Si le % CO₂ mesuré est de 10 % :

Excès d’air = 15,2 % / 10 % = 1,52 ou 52 % d’excès d’air

ce qui est excessif.

Si le % CO₂ mesuré est de 14,5 % :

Excès d’air = 15,2 % / 14,5 % = 1,05 ou 5 % d’excès d’air

ce qui est vraisemblablement trop peu pour éviter les imbrûlés.

Un excès d’air de 17 % équivaut à un % CO₂ de 13 % et un excès d’air de 20 % équivaut à un % CO₂ de 12,5 %.

En résumé

En résumé, on peut dire qu’il faut régler le brûleur pour atteindre le % CO₂ maximal tout en évitant :

La production de suie dans les chaudières fuel. L’objectif à atteindre est un indice de Bacharach compris entre 0 et 1,
La production de CO dans les chaudières gaz. L’objectif à atteindre est de moins de 75 ppm de CO maximum (une pointe de 120 ppm maximum au démarrage est admissible). En Allemagne, une valeur de 30 ppm maximum est imposée.

Notons qu’un réglage trop élevé de la teneur en CO₂ peut causer des problèmes. Lors de basse température (hiver), la teneur en oxygène dans l’air est plus importante qu’à température élevée (été). Lorsque la température de l’air ambiant, aspiré par le brûleur augmente, la quantité d’oxygène, pour assurer une combustion correcte, diminue inévitablement. Ceci peut entraîner la formation de suie qui se déposera sur les parois du foyer. Par conséquent :

L’échange diminuera dans la chaudière et la température des fumées augmentera.
la résistance du foyer augmentera et la quantité d’air de combustion aspirée va diminuer. La production de suie s’accentuera avec comme suite la panne du brûleur.

Dans les anciennes chaudières, la présence d’inétanchéités au niveau du foyer (fentes, portes non étanches, …) peut rendre difficile la réduction de l’excès d’air dans les fumées sans conduire à la production d’imbrûlés. Il est donc impératif de supprimer au maximum les entrées d’air parasites pour garantir un rendement correct.

Chaudières très anciennes présentant d’importants défauts d’étanchéité au niveau des portes : une carrosserie de chaudière rouille très rapidement si elle est contact avec des fumées. Cette rouille est donc un signe d’inétanchéité de la chaudière.

Améliorer

Améliorer le réglage du brûleur ou même remplacer le brûleur.

Température des fumées

Moins l’échange de chaleur entre la flamme et l’eau est bon, plus la température des fumées à la sortie de la chaudière (« T°gaz ») est élevée, et plus grandes sont les pertes.

Ordre de grandeur

Les chaudières modernes performantes peuvent fonctionner avec une température de fumée de l’ordre de 120°C, encore moins pour les chaudières à condensation.

Une température de fumée de l’ordre de 160°C (pour le gaz) à 180°C (pour le fuel) peut être considérée comme performante pour une chaudière ancienne.

À titre de comparaison, il n’est pas rare de mesurer, sur d’anciennes chaudières, des températures de fumée de plus de 300°C. Il en résulte une perte et une consommation supérieure d’une dizaine de pour cent par rapport aux chaudières modernes performantes.

Une augmentation de 15°C de la température des fumées entraîne une surconsommation de l’ordre de 1 .. 1,5 %.

Diagnostic

Une température de fumée élevée peut être le résultat

d’une mauvaise conception du corps de la chaudière (ancienne chaudière),
d’une puissance de brûleur trop importante par rapport à la chaudière,
d’un passage trop rapide des fumées dans la chaudière. Cela peut s’expliquer par un tirage trop important de la cheminée,
d’un mauvais échange dû à la présence de suie dans la chaudière (1 mm de suie sur la surface de l’échangeur équivaut à une perte de rendement de combustion de 4 à 8 %),
d’un brûleur inadapté à la chaudière (puissance trop importante, mauvaise forme de flamme).

Notons que les fabricants de chaudières indiquent dans leur documentation, la température nominale des fumées (à pleine charge et à charge partielle) à laquelle doit théoriquement fonctionner leur matériel.

Extrait de fiche technique d’une chaudière.

On peut considérer qu’un dépassement de plus de 15 % de la valeur constructeur constitue une anormalité. De même, une température de fumée supérieure de 15°C à la valeur mesurée lors du dernier entretien indique souvent un encrassement excessif de la chaudière.

Améliorer	Placer un régulateur de tirage, diminuer la puissance du brûleur, remplacer le brûleur.
Améliorer	Remplacer la chaudière.
Améliorer	Améliorer la maintenance.

Température ambiante

La température ambiante est la température de la chaufferie mesurée à l’entrée du brûleur.

Lorsque la mesure du rendement est effectuée manuellement, la plupart des chauffagistes indiquent par défaut une valeur de 20°C. La température réelle de la chaufferie est bien souvent différente, parfois de plus de 30°C dans d’anciennes chaufferies. Cela change un peu le résultat dans le calcul du rendement.

Exemple.

Valeurs reprises sur la fiche d’entretien :

Teneur en CO₂: 12 %
Temp.cheminée : 223°C
Temp.ambiante : 20°C
Temp.nette : 203°C
Rendement : 90,3 %

Si la température ambiante réelle est de 35°C, le calcul du rendement de combustion donnerait comme résultat : 91,1 %

Rendement

Il s’agit ici du rendement de combustion, c’est-à-dire un rendement instantané lorsque le brûleur est en fonctionnement. Il ne représente donc pas le rendement global de la chaudière durant toute la saison de chauffe, qui est évidemment inférieur puisqu’il prend également en compte les pertes de la chaudière lorsque le brûleur est à l’arrêt.

En dessous de 88 %, le rendement de combustion doit être considéré comme inacceptable et une amélioration doit être apportée.

Si celle-ci s’avère impossible, parce qu’elle entraîne par exemple la production de suie, parce qu’il n’est plus possible de diminuer l’excès d’air du fait de l’usure mécanique de l’alimentation d’air du brûleur, parce que la chaudière présente des inétanchéités trop importantes, il faudra envisager le remplacement du brûleur et éventuellement de la chaudière.

Améliorer	Améliorer la chaudière.
Améliorer	Remplacer la chaudière.

En résumé : contrôle des paramètres de la combustion

Contrôle des paramètres de la combustion
Contrôle	Causes	Conséquences	Amélioration
Température de fumée trop élevée	Encrassement de la chaudière	Perte de rendement	Nettoyer la chaudière
	Tirage de la cheminée trop important		Placer un régulateur de tirage sur la cheminée Régler le régulateur de tirage
	Conduit de fumée trop court ou de section trop grande (diminution de résistance de la cheminée à l’écoulement des fumées)		Vérifier et diminuer la section de la cheminée
Température de fumée trop faible (< 160°C pour les anciennes chaudières)	Excès d’air trop important	Risque de condensation	Régler le registre d’air
% CO₂ trop faible % CO₂ < 12 % (fuel) ou 9 % (gaz)	Excès d’air trop important	Perte de rendement	Régler le registre d’air
	Mauvais mélange air/combustible au niveau de la tête de combustion		Régler la tête de combustion
	Si volet d’air presque fermé, entrées d’air parasites dans la chaudière		Colmater les inétanchéités de la chaudière (portes, entre éléments en fonte)
Production d’imbrûlés (suies, CO) Indice de Bacharach > 2, CO > 75 ppm	Excès d’air insuffisant ou extrêmement important	Pollution atmosphérique Encrassement de la chaudière Perte de rendement	Régler le registre d’air
	Mauvais mélange air/combustible au niveau de la tête de combustion (accroche flamme déformé ou déplacé)		Régler la tête de combustion ou la remplacer
	Registre d’air bloqué en position intermédiaire		Nettoyer le registre et régler
	Ouïe d’aspiration du brûleur obturée par des déchets (poussières, pluches, …)		Nettoyer le brûleur
	Roue du ventilateur encrassée		Nettoyer le brûleur
	Gicleur non adapté (angle trop grand ou trop petit) (fuel)		Vérifier l’adéquation du gicleur (angle/débit) et changer
	Gicleur défectueux (rayure ou obstruction) (fuel)		Changer le gicleur ou le nettoyer
	Arrivée irrégulière de combustible		Vérifier le filtre à combustible et le bon fonctionnement de la pompe (fuel) et du régulateur de pression (vis de réglage desserrée, désétallonage du ressort, piston coincé, … )
	Température du fuel trop basse		Vérifier l’état et le réglage du réchauffeur
	Tirage de la cheminée insuffisant		Colmater les inétanchétités de la chaudière (portes, entre éléments en fonte) Vérifier si la buse de la chaudière n’est pas trop enfoncée dans la cheminée Nettoyer la cheminée Modifier le tracé de la cheminée si trop sinueux Écarter la dalle de couverture de la cheminée Vérifier le bon positionnement du débouché de cheminée Placer un aspirateur statique sur la cheminée

Améliorer	Améliorer la chaudière.
Concevoir	Concevoir un conduit de cheminée.

Exemple : mesure des paramètres de la combustion avant et après réglage d’un brûleur gaz pulsé.

Exemple 1 :

Mesure	Avant réglage	Interprétation et amélioration	Après réglage
Dépression cheminée	– 34 [PA]	tirage trop important : réglage du régulateur de tirage	-19 [PA]
Teneur en CO₂	7 [%]	excès d’air calculé de 71 % : refermer le registre d’air	9,8 [%]
Teneur en CO	200 [ppm]	excès d’air beaucoup trop important	25 [ppm]
Température cheminée	260 [°C]	tirage trop important	230 [°C]
Température ambiante	20 [°C]	–	20 [°C]
Rendement	84,0 [%]	teneur en CO₂ basse et température des fumées élevée	89,3 [%]

Régulateur de tirage.

Exemple 2 :

Mesure	Avant réglage	Interprétation et amélioration	Après réglage
Dépression cheminée	– 19 [PA]	tirage correct	-19 [PA]
Teneur en CO₂	11 [%]	excès d’air calculé de 9 % (légèrement trop faible pour éviter les imbrûlés) : ouvrir le registre d’air	9,7 [%]
Teneur en CO	800 [ppm]	manque d’air	30 [ppm]
Température cheminée	170 [°C]	bon échange de chaleur	185 [°C]
Température ambiante	20 [°C]	–	20 [°C]
Rendement	93,0 [%]	rendement bon mais importante production de CO	91,5 [%]

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique de la production d’eau chaude sanitaire

Évaluer l'efficacité énergétique de la production d'eau chaude sanitaire

Estimer le rendement global saisonnier

Ce rendement est difficile à évaluer. Beaucoup de facteurs interviennent et les hypothèses d’exploitation modifient fortement le bilan.

Prenons l’exemple simple d’un ballon électrique de 1 000 litres :

son rendement est performant… si le puisage est de 850 litres chaque jour,

son rendement est catastrophique … si le ballon alimente 3 lavabos, situés deux étages plus haut, avec des utilisateurs qui, en pratique, n’attendent même pas que l’eau soit chaude pour se rincer les mains !

Il n’est donc pas possible de parler « du rendement d’un ballon électrique » en soi.

Pour avoir malgré tout une idée des performances moyennes des différents systèmes présents sur le marché, voici les chiffres de rendement saisonnier que propose le VITO (Vlaamse Technologisch Onderzoek) dans le cadre d’un diagnostic d’une installation domestique (programme SAVE BELAS).

		Rendement exprimé en énergie locale			Rendement exprimé en énergie primaire
	Épaisseur d’isolant du ballon éventuel	2,5 cm	5 cm	10 cm	2,5 cm	5 cm	10 cm
Ballon combiné à une chaudière (1 enveloppe commune)	ancienne chaudière à T°constante	0,46	0,52	0,56	0,46	0,52	0,56
	nouvelle chaudière à T°constante	0,61	0,69	0,74	0,61	0,69	0,74
	nouvelle chaudière à T°glissante	0,69	0,78	0,83	0,69	0,78	0,83
Ballon combiné à une chaudière (2 enveloppes distinctes)	ancienne chaudière à T°constante	0,41	0,48	0,54	0,41	0,48	0,54
	nouvelle chaudière à T°constante	0,54	0,64	0,72	0,54	0,64	0,72
	nouvelle chaudière à T°glissante	0,61	0,72	0,81	0,61	0,72	0,81
Instantané gaz (combiné ou non avec le chauffage)		0,90	0,90	0,90	0,90	0,90	0,90
Accumulateur gaz		0,69	0,78	0,83	0,69	0,78	0,83
Accumulateur électrique		0,76	0,87	0,93	0,29	0,33	0,35

Les hypothèses de calcul sont les suivantes :

demande annuelle d’ECS : 43 litres/pers.jour à 40°C pour une famille de 4 personnes.
volume de stockage éventuel de 150 litres
rendement moyen de la production d’électricité en Belgique : 0,38

Conclusion de ce tableau : même si quelques imprécisions subsistent (le rendement du préparateur de gaz instantané paraît fort élevé, de même que celui de l’accumulateur de gaz), la production instantanée de gaz sort clairement du lot et est donc à conseiller dans le secteur domestique.

L’évaluation du rendement saisonnier d’une installation existante

Même s’il est difficile d’estimer le rendement d’un installation existante, un petit logiciel est à disposition. Il tente d’évaluer les différentes pertes et d’en déduire un rendement annuel.

Calculs

Pour accéder à un logiciel d’évaluation du rendement saisonnier de l’eau chaude sanitaire.

Le cas particulier du chauffage par boiler électrique à accumulation

Il peut être relativement aisé de faire l’évaluation globale de la performance d’une telle installation … pour autant que l’on dispose d’un compteur d’eau chaude et d’un compteur électrique sur le préparateur. S’il s’agit d’un petit ballon avec une prise individuelle, il est même possible d’insérer un compteur entre la prise et le câble de raccordement (un peu comme une allonge).

En théorie, chauffer 1 m³ d’eau à la température moyenne d’utilisation de 50°C, requiert :

1,163 [kWh/m³.K] x (50 – 10) [K] = 47 [kWh]

En pratique cependant, l’EDF a constaté que « pour une installation électrique à accumulation de nuit, un ratio de 75 kWh par m³ chauffé et distribué jusqu’au point de puisage est une bonne performance. Les diverses dérives de fonctionnement peuvent malheureusement porter ce chiffre à plus de 100 kWh » (source CVC – avril 2001).

Autrement dit, le rendement évolue de 63 à 47 %… On aperçoit là l’effet négatif de la boucle de circulation souvent présente dans les installations tertiaires.

Évaluer la production

Un surdimensionnement du stockage de l’eau chaude ?

Il n’est pas rare de constater un surdimensionnement des réservoirs. Idéalement, c’est un compteur placé sur le départ d’eau chaude qui devra permettre de comparer la consommation journalière et le besoin de stockage. À défaut, on pourra procéder à un redimensionnement théorique de l’installation en fonction des données réelles d’exploitation et comparer avec l’installation en place.

Si une telle situation se rencontre systématiquement en fin de journée,
il y a intérêt à couper l’alimentation du 3ème ballon.

La mise hors service d’un ballon est alors justifiée pour limiter les pertes par les parois

Calculs	Pour évaluer les pertes énergétiques d’un ballon non utilisé.
Concevoir	Pour dimensionner l’installation nécessaire.

Situation critique en été ?

La question est souvent posée de l’intérêt d’une production d’eau chaude au moyen d’un système combiné au chauffage du bâtiment puisque celui-ci est mis à l’arrêt.

Si la chaudière est ancienne et est maintenue en température, elle présente des pertes à l’arrêt importantes par rapport à l’énergie utile nécessaire à la production d’eau chaude, surtout pour les chaudières gaz atmosphériques.

En outre, les démarrages de brûleurs fréquents et de courte durée (suite à des petits puisages) sont préjudiciables au rendement de combustion.

L’association CEDICOL a réalisé une mesure sur site dont il ressort un rendement saisonnier annuel de 71 % et un rendement d’été de 49 %.

Le détail de cette campagne de mesures

La production de cette installation domestique est, en été, de 186 litres d’eau chaude par jour.

L’installation comprend une chaudière au fuel de 27 kW alimentant un ballon de stockage de 160 litres. La chaudière est régulée en température glissante avec une priorité sanitaire. Cela signifie qu’entre les demandes du ballon, la chaudière redescend en température.

Durant l’été 88, la chaudière à consommé 189 litres de fuel (soit 1 880 kWh) pour produire 24 180 litres d’eau chaude (soit 939 kWh). Le rendement de production en été est donc de 939 / 1 880 kWh = 49 %.

Pour l’ensemble de l’année, le système produit 42 150 litres d’eau chaude avec un rendement saisonnier de 71 %.

(Source : magazine « L’entreprise », mars 90).

À noter que l’on se trouve dans la situation la plus favorable de production combinée, avec une chaudière fonctionnant en température glissante. Dans le cas d’une ancienne chaudière restant à température constante tout l’été (de 70°C, par exemple), il n’est pas rare d’avoir des rendements de production inférieurs à 20 % en été !

Améliorer	Pour plus d’informations sur la désolidarisation du chauffage de l’eau chaude sanitaire et du chauffage du bâtiment.
Améliorer	Pour plus d’informations sur la régulation avec « priorité eau chaude sanitaire », cliquez ici !

Mauvaise stratification des températures dans les ballons ?

Si un ballon de 1 000 litres à 50°C est vidé pour moitié, on peut y trouver :

soit 500 litres d’eau à 50°C (encore exploitables) et 500 litres à 10°C,
soit 1 000 litres à 30°C, inutilisables…

En soi, il n’y a pas de perte d’énergie lors du mélange des eaux chaude et froide. Simplement, le volume utile d’eau chaude est diminué, ce qui entraînera soit un surdimensionnement du ballon, soit une augmentation de la température de consigne. Dans les 2 cas, les pertes par l’enveloppe seront augmentées.

Les facteurs qui favorisent le mélange des températures dans le ballon sont :

une vitesse d’arrivée de l’eau froide trop élevée au bas du ballon,

une faible isolation des parois qui favorise la circulation interne,

une boucle de distribution non isolée qui génère un retour d’eau trop froide qui « tombe » dans le réservoir et crée des turbulences,

une absence d’isolation de la tubulure de sortie de l’accumulateur,

une position horizontale du ballon de stockage.

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Pour plus d’information sur l’amélioration de la stratification des ballons accumulateurs.

Insuffisance de l’isolation des ballons ?

Pour des ballons existants, une intervention se justifie si l’épaisseur d’isolation est inférieure à 5 cm, sans hésitation.

Et ce critère est renforcé si, suite à des mesures anti-légionelles, justifiées ou non, la température du ballon dépasse les 60°C.

Si aucune isolation n’est présente, passer de 5 à 10 cm est amorti généralement en 3 ans.

Pour les autres cas, on devra donc juger de la rentabilité de la rénovation en fonction de l’âge du ballon.

Pour évaluer sa situation dans un cas précis, il est possible :

de mesurer T°ballon, la température de surface du ballon,

de se baser sur une puissance d’échange en surface de l’ordre de 10 Watts par m² et par degré d’écart entre le ballon et l’ambiance,

de calculer la surface du ballon en fonction du diamètre D et de la hauteur H :Surface totale d’un cylindre = 3,14 x D x H + 3,14 x D²/2

Il est alors possible de connaître la perte énergétique du ballon.

Puissance = 10 [W/m².K] x S [m²] x (T°ballon – T°ambiance) [K]

Par exemple dans une ambiance à 15°, si les 8 m² de surface du ballon sont à une température de 30°C, les pertes seront de :

Puissance = 10 [W/m².K] x 8 [m²] x (30 – 15) [K] = 1 200 [Watts]

En multipliant par les 8 760 heures de l’année, on obtient les kWh perdus :

Pertes d’énergie = 1 200 [W] x 8 760 [h] / 1 000 = 10 512 [kWh]

Une évaluation du prix du kWh comprise entre 0,0625 € (si chauffage combustible) et 0,16 € (si chauffage électrique), rendement compris, permet d’évaluer la perte financière annuelle.

Calculs

Pour évaluer la rentabilité de l’isolation d’un ballon.

A noter que la mesure sur site des pertes dépasse, souvent, le double de la valeur par calcul théorique, en raison de la mise en œuvre pas toujours aisée de l’isolation en jaquette souple (source : EDF). Et les pertes augmentent avec le vieillissement de l’isolant.

Voici les critères proposés par l’Ordonnance sur la procédure d’expertise énergétique des réservoirs d’eau chaude en Suisse (22/01/92) :

Capacité	Pertes maximum admissibles [kWh/24h]	Capacité	Pertes maximum admissibles [kWh/24h]
30	0,75	1 000	4,70
50	0,90	1 100	4,80
100	1,30	1 200	4,90
200	2,10	1 300	5,00
300	2,60	1 400	5,05
400	3,10	1 500	5,10
500	3,50	1 600	5,12
600	3,80	1 700	5,14
700	4,10	1 800	5,16
800	4,30	1 900	5,18
900	4,50	2 000	5,20

A noter que les pertes réelles sont probablement inférieures puisque les conditions d’essai imposent une température moyenne de l’eau de 65°C sans soutirage d’eau. Dans la pratique, le soutirage diminue la température moyenne du ballon.

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Pour plus d’information sur l’isolation des ballons accumulateurs.

Évaluer la distribution

Un mètre de tuyau en acier, de 1 pouce de diamètre, non isolé, dans lequel circule de l’eau chaude à 70°C et qui parcourt une ambiance à 20°C a une perte équivalente à la consommation d’une ampoule de 60 W.

Or cette ampoule, si elle restait allumée toute l’année dans la chaufferie, il est fort probable que quelqu’un l’éteindrait, parce qu’elle est bien visible …

Isoler les tuyauteries

Par exemple, 20 m de tuyauteries DN 20 non isolées, véhiculant une eau à 55°C ont des pertes de l’ordre de :

36 W/m x 20 m x 24 h/j x 365 j/an =
6 300 kWh/an ou l’équivalent de 630 litres de fuel ou m³ de gaz !

Pour seulement 20 m…

Or une isolation des conduites est très rentable. Il suffit de constater que l’isolation fera chuter la consommation à 20 % de sa valeur. L’économie est donc de l’ordre de 395 € par an pour les 20 mètres. L’investissement est amorti en 1 an. Toutes les années qui suivent, ce n’est que bénéfice, financier et écologique.

Calculs

Pour calculer la rentabilité de l’isolation de la tuyauterie.

Boucle de distribution d’eau chaude sanitaire non isolée,
parcourant un vide ventilé de plus de 100 m de long.

Réduire les fuites

S’il est plus courant de rencontrer des fuites sur le réseau d’eau froide (tout particulièrement aux chasses de WC), il peut être utile de vérifier s’il n’existe pas de pertes sur le réseau d’eau chaude : le joint déficient d’un pommeau de douche, un robinet d’arrêt entartré sur un lavabo, un groupe de sécurité sur un ballon électrique (qui doit lâcher un peu d’eau suite à la dilatation lors du chauffage de l’eau mais qui serait bloqué en position ouverte), …

D’autant qu’une technique simple est généralement disponible : la mesure de la consommation durant la nuit ou le weekend.

Évaluer l’émission

De nos jours, le rendement d’émission peut être fortement amélioré. Par exemple, moyennant une pomme de douche appropriée, le débit peut être fortement réduit par un bon mélange, émulsion d’air et d’eau.

Exemple : si, autrefois, la pomme de douche déversait joyeusement 30 litres/minute d’eau chaude, aujourd’hui une pomme de 8 à 12 litres/minute est tout aussi confortable.

Il est assez facile d’évaluer la performance d’une douche en mesurant le temps mis pour remplir un seau de 10 litres, par exemple.

Il en est de même pour l’ensemble de points de puisage, où réducteurs de pression et mousseurs permettent de sérieuses économies sans inconfort.

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Pour plus d’informations sur les techniques de réduction des débits.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Isoler un mur par l’extérieur

Mesures préliminaires

Si le mur présente des problèmes d’humidité ascensionnelle, ceux-ci doivent d’abord être supprimés. Une barrière étanche perpendiculaire au mur doit exister juste au-dessus du niveau des terres. Si cette barrière est inexistante ou mal positionnée, il faut la créer. Pour ce faire une membrane étanche peut être placée en démontant la maçonnerie par petits tronçons. Cette méthode est la plus efficace, mais difficile et délicate à réaliser. Aussi, on peut créer cette barrière en injectant des produits hydrofuges dans la masse du mur.

On doit ensuite laisser au mur le temps de sécher.

La maçonnerie sur laquelle va être posé l’isolant ne peut être perforée, ce qui permettrait une pénétration directe d’air intérieur (humide) dans l’isolant.

Choix du système

> Le choix du système d‘isolation par l’extérieur se fait en fonction des critères suivants :

les performances à atteindre
l’esthétique recherchée
les performances énergétiques
la complexité de la façade
le prix

Les performances d’étanchéité à atteindre

Le système le plus performant est le panneau isolant protégé par un bardage. Celui-ci assure une excellente étanchéité à l’eau. De plus si de l’eau pénètre malgré tout accidentellement, celle-ci est drainée par la coulisse et évacuée par le bas du mur. Ainsi isolant et mur sont parfaitement protégés des pluies.

Il est en outre facile à démonter pour vérifier l’état de l’isolant.

L’esthétique recherchée et contraintes urbanistiques

Bien qu’actuellement très varié au niveau de l’aspect extérieur (ardoises naturelles, synthétiques, bois, feuilles métalliques, …) le bardage ne correspond pas toujours à l’esthétique recherchée ou aux contraintes urbanistiques imposées. L’enduit de finition est généralement plus largement accepté.

Si l’on souhaite un parement extérieur classique en briques, on choisit soit une isolation par l’extérieur par éléments isolants préfabriqués (recouvert de plaquettes de briques), soit on crée un mur creux à partir de la maçonnerie existante.

Les performances énergétiques

L’enduit isolant nécessite des épaisseurs excessives pour atteindre le coefficient de transmission thermique U recommandé.

Les systèmes tels que panneaux isolants plus enduit ou les éléments isolants préfabriqués présentent une très bonne continuité de l’isolation.

Un système avec structure (bardage ou enduit supporté par une structure) présente une isolation discontinue et donc moins efficace pour une même épaisseur d’isolant.

Une structure métallique est déconseillée car elle engendre des ponts thermiques.

La complexité de la façade

Le tandem panneaux isolants + enduit est plus approprié dans les cas d’une façade complexe très découpée. Un bardage est plus approprié dans le cas d’une façade sans ou avec peu de découpes.

Le prix

« Le nerf de la guerre…! »

Les prix peuvent être très variables en fonction du type de finition (différents types de bardages, différents revêtements pour les éléments isolants préfabriqués, ….), de la complexité de la surface à isoler, de la préparation du support, et du coût des installations de chantier (distances, échafaudages, hauteur, protections, …).

La création d’un mur creux revient nettement plus cher.

> Les systèmes d’isolation par l’extérieur qui comportent une finition sous forme d’enduit doivent disposer d’un agrément technique ATG.

Les composants doivent faire partie d’un même système (colle, isolant, mortier, armature et finition). L’exécution nécessite un savoir-faire particulier, surtout pour ce système et est donc, de préférence, confiée à un entrepreneur spécialisé.
Il en va de même pour le système des panneaux isolants couverts de plaquettes en briques.

Choix de l’isolant

Type d’isolant

L’isolant est placé directement contre le mur. Si l’isolant est souple, il épouse parfaitement la forme de son support même si celui-ci est un peu irrégulier. Si l’isolant est rigide, il est nécessaire de régler le support avant de poser l’isolant.

Un isolant perméable à l’air (laine minérale, par exemple) ne peut être choisi que si le mur-support sur lequel il est posé est lui-même étanche à l’air (maçonnerie plafonnée, …). Si la maçonnerie doit rester apparente à l’intérieur du bâtiment, pour rendre le mur étanche à l’air, la face extérieure du mur plein doit être enduite avant pose de ce type d’isolant.

Les produits minces réfléchissants (PMR), dont l’efficacité est beaucoup moins élevée que celle annoncée par les fabricants, sont à proscrire dans une isolation par l’extérieur puisqu’ils constituent un film pare-vapeur placé « du côté froid » du mur, susceptibles de provoquer une forte condensation sur la face interne (entre le mur et l’isolant).

Épaisseur de l’isolant

Les épaisseurs d’isolant sont calculées à partir des performances à atteindre.

Conseils de mise en œuvre

> Les panneaux isolants doivent être posés de manière parfaitement jointive et appliqués contre le mur-support afin d’éviter les interruptions dans la couche isolante (= pont thermique) et les courants de convection.

Courants de convection.

Remarque : le risque de courants de convection est encore plus important lorsqu’il y a une lame d’air ventilée entre l’isolant et le parement extérieur.

> Afin d’éviter les ponts thermiques, l’isolation de l’enveloppe doit être continue. Elle doit être dans le prolongement et en contact avec le dormant du châssis muni d’un vitrage isolant. La couche isolante du mur doit être raccordée aux couches isolantes des autres parois du volume protégé.

> Il faut protéger et manipuler les panneaux isolants avec précautions pour éviter les écrasements, les déchirures, l’eau, la boue.

Choix de l’enduit éventuel

Lorsque le mur est isolé par l’extérieur, mur et isolant doivent rester parfaitement secs.

Lorsque le système d’isolation par l’extérieur choisi comporte un enduit, c’est celui-ci qui assure l’étanchéité à l’eau.

Les enduits disponibles sur le marché – qu’ils soient minéraux ou synthétiques – présentent une absorption d’eau faible et assure ainsi l’étanchéité à l’eau pour autant qu’ils soient appliqués en suivant les recommandations et qu’ils ne présentent pas de fissurations importantes (> 1 à 2 mm).

Outre l’étanchéité à l’eau, les enduits doivent également :

Être perméable à la vapeur afin de permettre le séchage de la maçonnerie et de laisser sortir l’humidité qui aurait pénétré sous forme de vapeur. La plupart des enduits disponibles sur le marché – qu’ils soient minéraux ou synthétiques – présentent cette perméabilité à la vapeur élevée.
Présenter une bonne résistance mécanique : ils doivent pouvoir résister à des chocs modérés principalement au rez-de-chaussée, adhérer suffisamment à leur support, disposer d’une cohésion adéquate et résister à la fissuration. Les enduits – qu’ils soient minéraux ou synthétiques – présentent, en général, ces qualités pour autant qu’ils soient appliqués en suivant les recommandations et sur un support bien préparé. Lorsque l’enduit est appliqué directement sur l’isolant thermique, une armature est généralement prévue pour limiter le risque de fissuration.
Donner l’aspect décoratif recherché. Cette variété décorative est donnée par la grande variété de composition, de teinte et d’état de surface : lisse, gratté, tyrolien, ….).

Les enduits, aussi bien minéraux que synthétiques, sont préparés en usine afin d’obtenir une meilleure constance dans les mélanges et limiter de ce fait les variations de teinte et d’état de surface.

Vu les sollicitations importantes dues aux variations thermiques que peuvent subir les enduits, on choisit, de préférence, un enduit de couleur claire. Il sera suffisamment déformable pour limiter le risque de fissuration.

L’enduit nécessite un entretien tous les 10 à 15 ans pour des raisons esthétiques (encrassement).

Détails d’exécution

L’isolation par l’extérieur est un système qui permet d’isoler un mur existant de manière continue pour autant que les détails aux nœuds constructifs (interruptions dans le mur et raccords avec les parois adjacentes tels que ceux montrés ci-dessous) soient réalisés avec soin. Seul le pont thermique au droit d’un balcon reste difficile à éviter.

La baie de fenêtre

Seuil et linteau – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Mur existant + enduit intérieur.
Arrêt d’enduit + mastic.
Panneau isolant collé.
Armature et mortier d’enrobage.
Enduit de finition.
Armature d’angle.
Retour d’isolation au niveau du linteau (panneau collé revêtu des mêmes couches que le mur).
Profilé d’interruption fixé mécaniquement à la maçonnerie.
Retour d’isolation au niveau du seuil.

Retour d’isolation au niveau du seuil – étapes :

Le seuil en pierre existant est démonté.
Un support de forme adéquate pour laisser de la place à l’isolant sous le châssis (un profilé en acier en « U » par exemple) est placé sous le châssis pour le soutenir.
Une couche isolante (isolant compressible) est placée sous le châssis jusqu’au panneau isolant extérieur.
Un nouveau seuil plus fin (métallique par exemple) est placé en garantissant l’écoulement vers l’extérieur de l’eau évacuée par le châssis (le conduit de drainage doit se trouver en avant du « talon » du seuil).

Ébrasement de baie – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Mur existant + enduit intérieur.
Arrêt d’enduit + mastic.
Panneau isolant collé.
Armature et mortier d’enrobage.
Enduit de finition.
Armature d’angle.
Retour d’isolation au niveau de l’ébrasement (panneau collé revêtu des mêmes couches que le mur).

Seuil et linteau – cas de l’ isolant protégé par un bardage

Retour d’isolation au niveau du linteau.
Retour d’isolation au niveau du seuil de fenêtre.
Retour au niveau de l’ébrasement de fenêtre.
Feuille métallique.

Retour d’isolation au niveau du linteau et au niveau de l’ébrasement : des lattes sont fixées sur le linteau et sur l’ébrasement de fenêtre. L’isolant est posé entre les lattes. Le tout est recouvert d’une finition ( feuille métallique par exemple).

Retour d’isolation au niveau du seuil – étapes (idem que seuil de l’isolant revêtu d’un enduit).

Seuil et linteau – cas de la création d’un mur creux

Mur existant + enduit intérieur.
Isolant thermique (cas d’une coulisse intégralement remplie).
Mur de parement neuf.
Remplissage de l’espace qui était réservé au seuil d’origine par de la maçonnerie.
Nouveau seuil de fenêtre.
Isolant thermique assurant la continuité entre l’isolant du mur et le châssis.
Support de fenêtre sans appui sur le seuil (patte en acier galvanisé fixée mécaniquement au mur porteur).
Cornière.
Linteau extérieur.
Membrane d’étanchéité (avec bords latéraux relevés) et joints verticaux ouverts au-dessus du linteau afin d’évacuer l’eau infiltrée dans la coulisse.
Nouvelle fenêtre.
Joint d’étanchéité (Mastic).
Mousse isolante injectée.
Nouvelle tablette (bois par exemple).
Joint d’étanchéité (fond de joint + mastic).
Calfeutrement.
Nouvelle finition de l’encadrement intérieur.

concevoir

Les principes à respecter sont les mêmes que ceux pour un seuil et un linteau d’un nouveau mur creux !

Cas particulier

Lorsque les dimensions du dormant du châssis que l’on souhaite conserver, ne sont pas suffisantes pour permettre un retour de l’isolant contre celui-ci, il faut casser la maçonnerie des battées.

Linteau – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Ébrasement de baie – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

De même, si l’on souhaite conserver un seuil en pierre, il faut également casser la maçonnerie pour gagner de la place.

S’il n’est pas possible de casser la maçonnerie (linteau en béton, par exemple), il faut remplacer le châssis par un châssis plus petit.

Remarque : de par son épaisseur, l’isolant posé à l’extérieur fait apparaître les châssis plus enfoncés dans la façade. De même, suivant la pose au niveau du linteau et du retour de baie, les dimensions du dormant du châssis peuvent paraître moins important.

Joints de mouvement – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Les joints de dilatation ou de tassement doivent être répercutés dans l’isolation et dans l’enduit. Les rives libres des panneaux, ainsi que les bords des joints de mouvement sont protégés par des profilés « ad hoc » faisant partie du système.

Joint de mouvement en partie courante

Joint de mouvement dans un angle

Raccord avec une paroi adjacente

Mur existant.
Panneau isolant collé.
Armature et mortier d’enrobage.
Enduit de finition.
Profil protecteur.
Joint élastique d’étanchéité.
Fond de joint.
Joint mécanique.

Construction en encorbellement – cas du panneau isolant revêtu d’un enduit

Enduit.
Revêtement de sol.
Chape.
Isolant acoustique.
Dalle de plancher.
Mur plein.
Panneau isolant.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer un risque de condensation superficielle au droit d’une terrasse en béton

Description de la situation

Un immeuble de bureaux possède des terrasses en béton en encorbellement sans coupure thermique. On améliore la situation en ajoutant une isolation d’une résistance thermique de 1 m²xK/W au droit du linteau et entre la dalle et le plancher.

Schéma de principe de la terrasse en encorbellement.

L’immeuble de bureaux est équipé d’un conditionnement d’air contrôlant la qualité de l’air intérieur.
La température de jour (η_i) est maintenue à 21°C et l’humidité relative (φ_i) à 50 %.
La nuit et le weekend, nous avons imaginé deux possibilités :

le chauffage est coupé et la ventilation continue,
la ventilation et le chauffage sont coupés.

La température descend alors jusqu’à 18°C la nuit et jusqu’à 16°C le week-end.

On voudrait évaluer le risque de condensation à l’intérieur des locaux au droit des terrasses en encorbellement.

Calcul du pont thermique : facteur τ

Tout point intérieur d’un détail constructif ou d’un pont thermique est caractérisé par un facteur de température τ. τ_min est la valeur minimale de ces différents τ.
Au droit d’éléments de construction ou de ponts thermiques complexes, il est difficile de calculer les facteurs de température manuellement. Ces calculs se font par programmes informatiques (basés, par exemple, sur la méthode des éléments finis ou des différences finies). Les facteurs de température du pont thermique de la terrasse en encorbellement de l’immeuble de bureau ont été calculés à l’aide du programme KOBRU 82. En voici les résultats :

τ₁ = 0,705;
τ₂ = 0,905;
τ₃ = 0,955;
τ₄ = 0,785;
τ₅ = 0,98;
τ₆ = 0,885;
τ₇ = 0,545;
τ₈ = 0,77.
τ_min = τ₇ = 0,545
Remarque : les résultats de nombreux ponts thermiques sont repris dans la NIT 153.

Évaluation du risque de condensation

Il ne se formera pas de condensation superficielle si :

Avec,

θ_i : la température intérieure,
θ_e : la température extérieure,
θ_d : la température de rosée correspondant à l’ambiance intérieure.

Le jour

	Température extérieure (°C)	Température intérieure (°C) φ_i = 50 %	θ_d (°C)
La journée	– 10	21	10	0,65
	– 5	21	10	0,58
	0	21	10	0,48
	5	21	10	0,29
	8	21	10	0,15
	10	21	10	0

0,65 < τ_min = 0,545 ? : non !

Il y a donc risque de condensation… !!!

Néanmoins, on peut calculer à partir de quelle température extérieure il y a risque de condensation sur le pont thermique ayant un τ_min de 0,545 :

τ_min = (θ_d – θ_e) / (θ_i – θ_e)

où,

τ_min = 0,545
θ_i = 21°C
φ_i= 50 %
ssi θ_d = 10°C

0,545 = (10 – θ_e) / (21°C – θ_e)

θ_e = – 3,2°C

Occurrence des températures extérieures.

Vu que la température de – 3°C n’est atteinte que 150 heures par an, la période durant laquelle de la condensation superficielle se forme est négligeable.

La nuit

1° hypothèse : le chauffage est coupé et l’humidité relative intérieure (φ_i) est maintenue à 50 %

Dans ce cas, la température intérieure descend jusqu’à 18°C. La température de rosée descend à 7,4°C.

Température extérieure (°C)	Température intérieure minimale (°C) φ_i = 50 %	θ_d (°C)
-10	18	7,4	0,62
-5	18	7,4	0,54
0	18	7,4	0,41
….	…	…	….

Température extérieure en dessous de laquelle il y a risque de condensation sur le pont thermique (τ_min de 0,545) ? :

τ_min = (θ_d – θ_e) / (θ_i – θ_e)

0,545 = (7,4 – θ_e) / (18°C – θ_e)

θ_e = -5,3°C

Cette température extérieure n’est atteinte que 57 heures par an; le risque de rencontrer de réels problèmes est encore moins élevé que le jour !

2° hypothèse : le chauffage et le traitement de l’air sont coupés

Dans ce cas, la température intérieure se refroidit jusque 18°C. Le point de rosée reste à 10°C mais l’humidité relative intérieure augmente.

Diagramme de l’air humide.

Température extérieure (°C)	Température intérieure minimale (°C)	Humidité relative intérieure (φ_i)	θ_d (°C)
– 10	18	60 %	10	0,71
– 5	18	60 %	10	0,65
0	18	60 %	10	0,56
5	18	60 %	10	0,38
…	…	…	…	…

Température extérieure en dessous de laquelle il y a risque de condensation sur le pont thermique (τ_min de 0,545) ? :

τ_min = (θ_d – θ_e) / (θ_i – θ_e)

0,545 = (10 – θ_e) / (18°C – θ_e)

θ_e = 0,42°C

Cette température est rencontrée 548 heures par an. Le risque de rencontrer des problèmes est plus élevé que dans les cas précédents.

Le week-end

Durant cette période, la température peut descendre jusqu’à 16°C.

Si la ventilation des locaux est maintenue, aucun problème de condensation ne peut être rencontré.

Par contre, si la ventilation est coupée durant cette période, l’humidité relative intérieure monte très vite. Par l’arrêt de la ventilation, le local est mis en dépression par rapport à la façade soumise au vent. Et vu que les parois ne sont jamais tout à fait étanches, de l’air extérieur y entre. L’humidité relative intérieure sera le résultat d’un mélange partiel entre l’air intérieur et l’air extérieur. Pour faire des hypothèses réalistes, l’enregistrement de valeurs atteintes par l’humidité relative intérieure est indispensable. Cette situation n’a pas été analysée.

Conclusions

Le risque de condensation superficielle pendant une longue durée n’existe pas dans les bureaux possédant un système de conditionnement d’air permettant de maintenir l’humidité relative de l’air à 50 %, même dans la situation critique d’un pont thermique où le facteur de température τ a une valeur de 0,545.

La situation devient critique quand la température de l’air intérieur diminue et que de l’humidité relative intérieure augmente.

À noter que la différence entre 40 et 60 % d’humidité relative ne se sent pas. Cette dernière pourrait être réglée à 40 %, ce qui diminuerait encore le risque de condensation. Néanmoins, il ne faut pas descendre en-dessous !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Efficacité lumineuse des lampes

On évalue la qualité énergétique d’une lampe par son efficacité lumineuse (en lm/W) définie comme le rapport du flux lumineux (en lumen) par la puissance électrique absorbée (en watt).

À partir des catalogues de fournisseurs, il est possible de connaître exactement l’efficacité lumineuse d’une lampe.

Attention : l’efficacité lumineuse est fonction de la température ambiante autour de la lampe en situation stable. Une lampe fluorescente T8 (26 mm de diamètre) a une efficacité lumineuse maximale à 25°C de température ambiante tandis que la lampe fluorescente T5 (16 mm de diamètre) atteint, quant à elle, sa valeur optimale à 35°C. La performance énergétique des LED dépend fortement de la température. Les LED aiment le froid. Une bonne évacuation de la chaleur produite par la diode est donc très importante pour le rendement lumineux de la source. Pour autant que l’on s’écarte des températures idéales, les valeurs des flux lumineux chutent très vite.

Exemple : voici un extrait d’un catalogue existant. On y repère pour la première lampe, un flux lumineux de 1 000 lm pour une puissance de 15 W, ce qui équivaut à une efficacité lumineuse de 1 000 lm / 15 W = 67 lm/W.

Type	Watt	Teinte	K	ICR	Tension arc V	Courant A	Flux lum lm	Culot	Diam
TL’D	15 W	82	2 650	85	51	0.34	1 000	G13	28
	–	83	3 000	85	51	0.34	1 000	–	–
	–	84	4 000	85	51	0.34	1 000	–	–
TL’D	18 W	82	2 650	85	59	0.37	1 350	G13	28
	–	83	3 000	85	59	0.37	1 350	–	–
	–	84	4 000	85	59	0.37	1 350	–	–
	–	86	6 500	85	59	0.37	1 300	–	–

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un récupérateur de chaleur

Récupérateur à plaques dans
un caisson de traitement d’air.

Intérêt d’un récupérateur

L’idée est de transférer cette chaleur de l’air extrait vers l’air neuf. On peut ainsi arriver à une récupération de 50 .. 95 % du budget de chauffage de l’air de ventilation.

Calculs

Pour estimer le gain réalisable par le placement d’un récupérateur de chaleur, cliquez ici !

Exemple.

Calculons l’énergie contenue dans 1 m^³ d’air rejeté à l’extérieur.

Soit de l’air à 22°C rejeté à l’extérieur où il fait 6°C.

Q = 0,34 [Wh/m³°C] x 1 [m³] x (22[°C] – 6[°C]) = 5,4 Wh.

En fait, l’énergie perdue est proportionnelle à l’écart de température et au taux d’humidité :

plus l’air rejeté est chaud (perte de chaleur sensible),
plus l’air rejeté est humide (perte de chaleur latente),
plus la température extérieure est basse.

Plus l’énergie contenue dans l’air rejeté est grande.

Calculons l’énergie rejetée par heure par un groupe de ventilation ayant un débit de 10 000 m³/h.

Supposons que cet air de ventilation doit être simplement chauffé, et qu’il n’y a pas de contrôle d’humidité.

Ce groupe rejettera donc toutes les heures un potentiel énergétique de :

Énergie rejetée par heure : 5,4 [W/(m³/h)] x 10 000 [m³/h] = 54 [kWh]

Si le chauffage de l’air est assuré par une installation au mazout dont le rendement est de 70 % (rendement d’installation moyen), cela représente un équivalent combustible de :

54 [kWh] / 0,7 x 10 [kWh/litre] = 7,7 [litres]

Un récupérateur de chaleur sur l’air extrait permet, en gros, de récupérer 50 % de cette consommation (certains récupérateurs permettent de récupérer 75 .. 95 % de cette consommation), soit l’équivalent de 3,6 litres ou 2,24 € (à 0,622 €/litre) par heure de fonctionnement.

Installation sans récupération.

Installation avec récupération.

Synoptique des récupérateurs

Il existe 4 types de récupérateurs :


Les caloducs.	Les échangeurs à plaques (simples ou doubles, avec refroidissement adiabatique indirect).

Les échangeurs à eau glycolée (simples ou à haute performance).	Les échangeurs à régénération (roues, à clapets simples ou multiples).

Nous reprenons ci-après les critères de choix entre ces différents types de récupérateur.

Rentabilité d’un récupérateur

En fonction du type de système, le rendement de récupération varie de 50 à 95 %.

La rentabilité du récupérateur résulte de la comparaison entre « le bénéfice », c’est-à-dire, le coût de l’énergie récupérée, et « les dépenses », c’est-à-dire :

Le coût du récupérateur (y compris le coût lié à son encombrement), tenant compte de la possibilité de réduire la puissance thermique des autres équipements thermiques (batteries, chaudières, humidificateurs). Cette possibilité augmente avec la performance du récupérateur, mais dépend aussi du type de récupérateur et de son mode de régulation, notamment en hiver (risque de givre).

L’augmentation de la consommation des ventilateurs liée à la perte de charge du récupérateur. Cette perte de charge n’est pas directement liée à la performance du récupérateur. Bien sûr un double échangeur à plaques aura plus de pertes de charge qu’un simple échangeur. Mais un caloduc présentera lui des pertes de charge importantes alors que ses performances sont plutôt médiocres.

Les coûts d’entretien, tous les récupérateurs n’ayant pas la même accessibilité.

Comme on le voit, il est difficile de tirer des règles générales quant à la rentabilité d’un récupérateur, ni quant à la performance du récupérateur à installer. Sans compter qu’il reste un point délicat dans le calcul de la rentabilité du fait des conditions de fonctionnement essentiellement variables de la ventilation.

L’optimalisation consiste à rechercher, parmi plusieurs solutions techniques applicables à la situation concernée, l’équipement présentant le temps de retour le plus court et/ou l’économie maximale. Une étude devra ainsi être menée par le concepteur tenant compte :

Du rendement de récupération tant en température qu’en humidité. Le rendement considéré sera établi suivant la norme EN 308 et correspondra au matériel réellement installé,

du mode de régulation de la récupération,

du risque de givre côté air extrait et du mode de dégivrage appliqué,

de la possibilité de réduire la puissance de production de chaud, de froid et d’humidité et de réduire la puissance des batteries de chaud et de froid. Cette possibilité dépend du rendement du récupérateur et de son mode de régulation (régulation modulante ou tout ou rien), de la régulation de vitesse du ventilateur,

de la perte de charge supplémentaire du récupérateur et de la consommation électrique qui en résulte,

de l’encombrement dû au récupérateur et du surinvestissement qu’il entraîne,

du coût du récupérateur.

Exemple simplifié.

Envisageons ici un exemple de calcul succinct de rentabilité :

Économie d’énergie

La température intérieure est de 22°C.

L’énergie nécessaire au chauffage de l’air neuf est de (8°C = température moyenne extérieure diurne durant la saison de chauffe et 0,8 est le rendement de l’installation de chauffage) :

0,34 [Wh/m³.°C] x 10 000 [m³/h] x (22 [°C] – 8 [°C])
x 1 750 [h/an] / 0,8 / 1 000 = 104 125 [kWh/an]

soit un récupérateur dont le rendement de récupération est de 50 %.

Cela implique une énergie récupérée de 52 062 kWh/an ou 5 200 litres fuel ou 3 234 €/an (à 0,622 €/litre).

Augmentation de la consommation électrique

La puissance électrique des ventilateurs GP et GE de l’installation de base est de :

0,4 [W/(m³/h)], soit 4 [kW].

Le placement du récupérateur entraîne une augmentation des pertes de charge et donc une augmentation de la puissance des ventilateurs pour maintenir le même débit :

Puissance électrique des ventilateurs GP et GE avec récupérateur = 5,7 kW.

Ainsi qu’une consommation électrique d’auxiliaire pour la circulation du fluide caloporteur :

Puissance de la pompe de circulation = 0,3 kW.

Le supplément de consommation électrique sera donc de :

5,7 [kW] + 0,3 [kW] – 4 [kW] = 2 [kW] x 1 750 [h] = 3 500 [kWh/an]

soit à 0,16 [€/kWh] (consommation de jour) = 560 [€/an].

L’économie annuelle réelle est donc de 3 234 [€/an] – 560 [€/an] = 2674 [€/an].

Investissement

Si on ne tient compte que du récupérateur et de son placement, on peut estimer l’investissement à 6 250 €. Le temps de retour est donc de :

6 250 [€] / 2674 [€/an] = 2,4 [ans]

On observe que la rentabilité est très dépendante du prix de revient du kWh thermique.

Même si un récupérateur n’est pas toujours rentable dans le sens des financiers qui exigent un retour de 3 ans, en aucun cas un récupérateur ne représente pas une dépense, puisqu’il se récupère toujours sur sa durée de vie par les économies d’énergie générées. Investissons donc dans la technologie plutôt que dans le combustible…

De plus, quel est le financier qui s’engagerait sur le prix de l’énergie dans 20 ans ? Pour une nouvelle installation, le placement d’un récupérateur représente un investissement raisonnable.

C’est pourquoi, aujourd’hui l’installation d’un récupérateur de chaleur sur l’air extrait d’une installation de ventilation double flux est systématique si le débit d’air neuf du groupe de pulsion dépasse 10 000 m³/h en usage diurne (10 heures par jour, 5 jours par semaine) ou 4 000 m³/h en usage continu. On peut même conseiller l’installation à partir de débits de l’ordre de 5 000 m³/h en usage diurne ou 2 000 m³/h en usage continu.

Caractéristiques de l’air extrait et de l’air pulsé

Un récupérateur de chaleur sera d’autant plus rentable qu’il permet de récupérer la chaleur sensible et la chaleur latente (« chaleur d’humidification ») de l’air extrait.

Récupération de l’humidité

L’humidification de l’air neuf en hiver est énergivore (on peut estimer que l’humidification est responsable de 25 % la consommation liée au traitement de l’air neuf en hiver).

Ainsi lorsque l’air neuf doit être humidifié, on a tout intérêt à ce que l’on puisse récupérer l’humidité de l’air extrait. Cela permet de réduire la taille de l’humidificateur et améliore la rentabilité du récupérateur.

Cette récupération de l’humidité n’est possible qu’avec les récupérateurs par accumulation (roue hygroscopique échangeur à régénération) ou le recyclage de l’air extrait (caisson de mélange). Cependant, ces récupérateurs ne sont admis que si on peut admettre un risque de contamination de l’air neuf par l’air extrait.

Condensation de l’air extrait

On peut aussi récupérer la chaleur latente contenue dans l’air extrait en condensant la vapeur d’eau qu’elle contient, ce que font les autres récupérateurs. La récupération et donc la rentabilité du récupérateur est d’autant plus importante que l’air extrait :

est humide,
est chaud,
c’est-à-dire que l’air extrait contient beaucoup d’énergie ou que son enthalpie est élevée.

Pour illustrer cela, prenons comme l’exemple d’une récupération faite sur trois types d’air différents :

Par exemple, considérons que l’air extérieur possède les caractéristiques moyennes suivantes :

Température	Humidité relative	Enthalpie
6°C	90 %	19 [kJ/kg]

Prenons trois types d’air intérieur :

		Température	Humidité relative	Enthalpie
1°	Air intérieur très sec.	20°C	35 %	33 [kJ/kg]
2°	Air intérieur normal (bureaux).	20°C	60 %	42 [kJ/kg]
3°	Air intérieur très humide (piscines).	28°C	65 %	68 [kJ/kg]

En comparant les enthalpies entre air entrant et air sortant, et en tablant sur une récupération moyenne de 50 %, on obtient :

		Écart d’enthalpie	Récupération de chaleur uniquement	Récupération de chaleur et d’humidité
1°	Air intérieur très sec.	14 [kJ/kg]	7 [kJ/kg]	7 [kJ/kg]
2°	Air intérieur normal (bureaux).	23 [kJ/kg]	7 [kJ/kg]	11,5 [kJ/kg]
3°	Air intérieur très humide (piscines).	49 [kJ/kg]	7 [kJ/kg]	24,5 [kJ/kg]

La connaissance des caractéristiques de la source de chaleur (température et humidité ) joue donc un rôle essentiel lors du choix de la récupération.

Rendement des récupérateurs

Tous les types de récupérateur ne permettent pas la même quantité d’énergie récupérée.

Efficacité thermique des récupérateurs
Échangeur à plaques	50 .. 85 %
Échangeur à eau glycolée	40 .. 80 %
Caloduc	50 .. 60 %
Échangeur par accumulation	75 .. 95 %

En fonction de l’énergie récupérée et de l’investissement à consentir, la rentabilité de chaque type de récupérateur varie en fonction du débit d’air à traiter. Ainsi, pour les faibles débits (… 5 000 m³/h …), ce sont les échangeurs à plaques simples qui sont les plus rentables. Les échangeurs par accumulation sont quant à eux fort onéreux pour les petites installations. Il n’en va pas de même pour les plus grosses installations (… 20 000 m³/h …) pour lesquelles ils deviennent plus que concurrentiels.

Cela montre qu’il est intéressant lors de chaque projet d’envisager attentivement différents types d’installation et d’en évaluer la rentabilité.

Emplacement des réseaux de ventilation et encombrement

L’encombrement et le coût (coût supplémentaire du groupe de traitement d’air) sont des facteurs non négligeables dans le choix d’un système de récupération (n’oublions pas qu’il faut aussi prévoir un filtre sur l’air extrait pour protéger la batterie !).

À titre d’exemple, on donne dans le tableau ci-dessous l’encombrement relatif des différents systèmes de récupération, pour un même débit d’air de 10 000 m³

Type de récupérateur	Boucle à eau glycolée	Échangeur à plaques	Caloduc	Échangeur par accumulation
Encombrement spécifique en m pour 10 000 m³/h	0,5 – 1	1,5 – 2	0,5	0,5 – 2

On remarque que c’est l’échangeur à plaques qui prend le plus de place. Si l’utilisateur opte pour ce type d’échangeur, il doit tenir compte de l’espace dont il dispose sachant que ce type d’échangeur peut prendre deux à trois fois plus de place.

De plus il faut prévoir également un espace suffisant permettant la maintenance de l’installation.

La proximité des circuits de pulsion et d’extraction peut aussi être un facteur favorisant le choix d’un type de récupérateur.
Si les conduits d’extraction et de pulsion sont éloignés et difficilement rapprochables, on choisira alors un récupérateur à eau glycolée.

Risques de contamination

Le recyclage de l’air est sans conteste la technique la plus rentable en matière de récupération de la chaleur de l’air. Cependant, les attentes toujours plus exigeantes en ventilation et en qualité d’air entraînent des débits d’air neuf en hausse et parfois un sentiment de réticence s’installe quant à la sécurité du recyclage.

Ceci dit, on voit de plus en plus de nouveaux projets de conception de zones à risque de contamination élevé prévue avec recyclage. L’argument en faveur d’un recyclage de l’air est qu’en phase aseptique (la plupart du temps) une filtration terminale bien suivie suffit à garantir une qualité d’air excellente. De plus, le réseau de ventilation étant dédicacé à une seule zone de même activité on craint moins les contaminations croisées responsables d’infections nosocomiales.

Par contre, dans les zones à risque de contamination faible, le risque de contamination croisée, lui, n’est pas négligeable par le fait que la centrale de traitement d’air dessert plusieurs zones à activités différentes.

Dans cette optique, les systèmes de récupération sans recyclage (à savoir, l’échangeur à eau glycolée, l’échangeur à plaques, l’échangeur à caloduc) offrent un plus grand intérêt et proposent une récupération sans contact entre air neuf et air vicié, donc sans contamination possible. Notons cependant que pour les échangeurs à plaques, un contact entre l’air vicié et l’air neuf peut se produire en cas de détérioration de l’échangeur par corrosion par exemple. Il est donc à éviter dans les zones sensibles, comme dans les zones hospitalières à contamination contrôlées.

Les systèmes de récupération par accumulation ne conviennent pas, lorsque la qualité d’air est une exigence prioritaire. En effet, ils présentent tous un risque d’injection d’air vicié dans l’air pulsé. On parle de « cross-over ». Celui-ci est cependant différent en fonction des systèmes :

Pour les régénérateurs rotatifs, le « cross-over » augmentera si le joint entre les deux flux d’air est mal entretenu.

Pour les régénérateurs à clapet unique, le « cross-over » augmente avec la distance entre le récupérateur et la bouche d’extraction. En effet, lors du basculement du clapet, l’air vicié se trouvant dans ce conduit sera réinjecté dans le bâtiment comme étant de l’air neuf.

Pour les régénérateurs à clapets multiples, la quantité d’air vicié réinjecté avec l’air neuf au moment du basculement équivaut uniquement à la quantité d’air contenue dans le récupérateur. On évalue alors le « cross-over » à environ 3 % du débit de pulsion (3 % du débit d’air pulsé est de l’air recyclé).

Type de récupérateur	Risque de contamination des flux d’air
Échangeur à plaques.	Faible.
Échangeur à eau glycolée.	Nul.
Caloduc.	Nul.
Échangeur rotatif.	Probable.
Régénérateur à clapet unique.	Certain – dépend de la taille du conduit d’extraction en aval de récupérateur.
Régénérateur à clapets multiples.	Certain – 3 % d’air recyclé.

Régulation des récupérateurs

Tous les types de récupérateurs nécessitent un système de régulation :

En hiver pour éviter le gel du côté de l’air extrait : lorsque la température extérieure devient négative, il est possible qu’en certains endroits de l’échangeur la température de l’air extrait chute sous 0°C. Du givre apparaît alors sur l’échangeur, réduisant les performances du récupérateur et augmentant les pertes de charge. Dans ce cas, il faut soit réduire la puissance de récupération, soit organiser des cycles de dégivrage.

En mi-saison et en été pour éviter la surchauffe de l’air à la sortie du récupérateur : lorsque la température intérieure est plus élevée que la température extérieure et qu’un besoin de refroidissement se fait ressentir dans les locaux, la récupération de chaleur doit être réduite, voire annulée pour éviter que l’air neuf ne contribue à surchauffer l’ambiance intérieure et pour permettre un free cooling avant l’enclenchement de la production de froid.

Régulation d’hiver

Du type de régulation dépendra, entre autres, la possibilité de réduire la puissance des batteries de chauffe, des chaudières et des humidificateurs, ce qui a une influence non négligeable sur l’investissement total et donc sur la rentabilité du récupérateur.

Si la régulation entraîne un arrêt de la récupération lorsque du givre apparaît, c’est-à-dire pour les températures les plus froides, il est hors de question de réduire la puissance des batteries de chauffe puisque lorsque les besoins de chauffe sont maximaux, le récupérateur est inopérant.

Il est cependant possible de contourner ce problème :

Les systèmes de récupération par accumulation (y compris les roues) ne présentent pas de risque de givre. Ils permettent donc de réduire la puissance des équipements de chauffe et d’humidification.

Pour les autres systèmes, voici les modes de régulation possible :

Le by-pass : la batterie de récupération est by-passée lorsqu’il y a un risque de givre. La présence de givre est mesurée soit par ΔP sur la batterie ou de façon « fixe » en fonction de l’humidité relative et de la température extérieure. On peut moduler le by-pass (ou la vanne de régulation dans le cas d’un circuit intermédiaire à eau glycolée) et en parallèle moduler la vitesse du ventilateur de pulsion. La solution de base est un ventilateur à deux vitesses. Ainsi, en période de dégivrage, au moment où l’on réduit pour un court instant la puissance de récupération, le débit d’air pulsé est réduit pour ne pas créer d’inconfort thermique, même avec une batterie de chauffe de taille réduite. Cette façon de faire a cependant ses limites. En effet, en présence d’un récupérateur à haut rendement, la diminution de débit pulsé en période de dégivrage pour maintenir une température de pulsion correcte devient trop grande pour assurer un confort continu. Un certain surdimensionnement de la batterie de chauffe par rapport au minimum requis est alors à prévoir. Il est cependant difficile de tirer une règle de conduite claire. En effet, les périodes de dégivrage peuvent être courtes, dépendent de la configuration de l’échangeur et des caractéristiques de l’air extrait. Les risques de givre n’apparaissent également que quelques semaines par an.

Une deuxième solution est le recyclage de l’air extrait vers l’air pulsé : après son passage dans l’échangeur, l’air vicié est directement réinjecté dans le récupérateur, entraînant son dégivrage. L’inconvénient de cette technique est que durant la courte période de dégivrage, l’air pulsé est entièrement contaminé par de l’air vicié (on travaille en recyclage total). Par contre, l’intérêt de cette technique est qu’aucun surdimensionnement de la batterie de chauffe n’est à prévoir.

Technique de dégivrage par recyclage.

La troisième solution applicable aux échangeurs à plaques est le système de dégivrage par « latte mobile ». Il s’agit d’une latte, qui va se déplacer sur toute la largeur de l’échangeur et boucher 3 à 4 plaques au niveau de l’air neuf , et permettre ainsi le dégivrage de ces plaques du côté de l’air extrait. On utilisera ce système soit dans le cas où le recyclage n’est pas autorisé (salles blanches ou d’opérations…), soit dans le cas où il est interdit de diminuer pendant quelques minutes le débit d’air neuf. Par ce système, on conserve en permanence une certaine puissance de récupération.

Notons en outre que lorsque le bâtiment comporte de nombreux groupes, on peut miser sur la non simultanéité des risques de givre sur chaque groupe pour limiter les coefficients de sécurité pris sur le dimensionnement des chaudières et peut-être ainsi diminuer légèrement l’investissement total même si le mode de régulation des récupérateurs empêche de réduire la puissance de chaque batterie de chauffe.

Régulation d’été

Lorsque des besoins en refroidissement se font ressentir pour des températures extérieures relativement fraîches, il est intéressant de réduire la récupération de chaleur pour éviter la surchauffe et profiter au maximum du free cooling.

Les solutions suivantes sont envisageables (suivants les cas) :

Un clapet de by-pass tout ou rien qui est le système le plus simple mais qui limite fortement la récupération.

Modification du débit d’air par clapet de by-pass modulant.

Modulation sur le débit d’eau glycolée par vanne 3 voies.

Basculement du caloduc (ce procédé se rapproche très fort d’un système tout ou rien).

Réduction de la vitesse de rotation du rotor de l’échangeur rotatif.

Régulation de la puissance de récupération
par bypass de la batterie réchauffant l’air neuf.

Régulation de la puissance de récupération
par recyclage d’une partie de l’air rejeté.

Régulation de la puissance de récupération
par modification du débit de fluide caloporteur (échangeur à eau glycolée).

Ici aussi, il est préférable d’adopter une régulation modulante de la récupération. En effet, si la récupération était purement et simplement mise à l’arrêt à partir d’une certaine température extérieure, l’air neuf risque, en fonction de cette température, d’être pulsé à trop froid et imposer le recours à une batterie de chauffe.

Il existe également sur le marché des récupérateurs à plaque dits « à refroidissement adiabatique indirect ». Dans ceux-ci, l’air extrait est refroidi par évaporation (de l’eau est pulvérisée dans le flux d’air extrait). Celui-ci refroidit à son tour l’air neuf pulsé, ce qui permet d’augmenter la période pendant laquelle on peut pratiquer du free cooling et d’éviter le recours à une batterie froide.

Dans ce cas la régulation suivra la séquence suivante en fonction de l’augmentation de la température extérieure et des besoins en refroidissement :

si la température de l’air pulsé après le récupérateur est inférieure à la température intérieure, ouverture maximale des volets d’air neuf (cas d’une installation avec recyclage d’air (climatisation « tout air »)),
diminution de la récupération de façon modulante,
pulsion de l’air neuf, sans traitement,
mise en route du refroidissement adiabatique indirect,
réduction du débit d’air neuf au minimum hygiénique et enclenchement de la batterie froide éventuelle.

Régulation tout ou rien ou modulante

En fonction du type de régulation appliqué, on a le choix entre :

Une régulation en tout ou rien par arrêt total de la récupération. Par exemple, lorsque la température extérieure chute sous – 3°C, il y a risque de gel sur la batterie de récupération et le récupérateur est totalement mis à l’arrêt. Le préchauffage de l’air est entièrement repris par la batterie de préchauffe. La mise à l’arrêt intervient également lorsque la température de l’air neuf à la sortie du récupérateur dépasse, par exemple, 18°C.

Une régulation modulante qui ajuste la puissance de récupération en fonction des risques de gel et de surchauffe. Par exemple, lorsque la température de l’air neuf après récupération atteint 18°C, la puissance de récupération est ajustée pour maintenir cette température.

Cette seconde possibilité est préférable.

On l’a vu, dans certaines situations, la régulation modulante permet de tenir compte de la présence du récupérateur dans le dimensionnement des équipements de chauffe.

Elle augmente, par la même occasion, les périodes de récupération et donc la quantité totale d’énergie récupérée durant l’année. Cela se visualise très bien sur les courbes des températures cumulées reprises ci-après.

Sur ces courbes, la surface colorée correspond à l’énergie annuelle récupérée. On voit très bien le nombre d’heures supplémentaires de récupération que l’on peut obtenir avec une régulation modulante par rapport à une régulation tout ou rien.

Cependant, d’une manière générale, les régulations modulantes sont évidemment plus coûteuses.

Réglage par by-pass du récupérateur
lorsque T° air_neuf < – 3°C et T° _{air neuf sortie} > 18°C.

Réglage progressif lorsque t_{air neuf} < – 3°C et t_{air neuf sortie} > 18°C .

Maintenance

La maintenance du système de récupération de chaleur est un point important qui contribue à atteindre les gains d’énergie annoncés sur la durée de vie de l’équipement.

Les différents systèmes de récupération nécessitent chacun une maintenance bien spécifique, qui est fonction de leur technologie.

Le tableau ci-dessous donne pour chaque type de récupérateur les différents points à contrôler lorsque l’on fait la maintenance

Échangeur à boucle d’eau		∇
Échangeur à plaques			∇
Caloducs				∇
Échangeur par accumulation					∇
1	État des surfaces d’échange (nettoyage régulier)	X	X	X	X
2	Contrôle des éventuelles fuites d’air
	fuites externes	X	X	X	X
	fuites internes		X	X	X
	fuites par turbulences				X
	fuites au niveau du clapet de by-pass		X	X	X
3	Contrôle de la régulation
	régulation à bascule			X
	régulation de la vitesse de rotation				X
	régulation sur le circuit caloporteur	X
	régulation du/des clapets de by-pass		X	X	X
	régulation antigel	X	X	X	X
4	Contrôle du fluide caloporteur
	contrôle de la teneur en antigel (glycol)	X
	contrôle du remplissage du circuit	X		X
	contrôle du débit	X
	contrôle de la purge	X

On doit donc tenir compte lors du calcul de la rentabilité financière du système de récupération, que les coûts de maintenance sont différents d’un système à l’autre.

Pour s’assurer du maintien des performances de la récupération, il y aura lieu de prévoir un contrôle régulier du fonctionnement, par mesure des températures entrée – sortie du récupérateur et comparaison avec les performances annoncées par le constructeur dans la notice technique.

Le contrôle de l’état de propreté de l’équipement de récupération est primordial.
En effet, l’encrassement des surfaces d’échange aura deux conséquences néfastes sur la récupération :

la réduction du coefficient d’échange de chaleur,
la réduction des débits d’air.

C’est dans ce but qu’un filtre doit être placé sur l’extraction, en supplément de celui déjà existant sur la pulsion. Filtres dont l’entretien est à assurer.

À noter aussi qu’il faut prévoir suffisamment d’espace pour permettre un entretien correct de l’installation.

Exemple.

Par exemple, dans le cas de l’échangeur à eau glycolée, pour changer le filtre et nettoyer l’échangeur on doit pouvoir disposer d’une longueur totale de 3,5 à 4 m, distance dont on ne dispose pas toujours pour l’installation d’où la nécessité de veiller préalablement à ce point.

Le contrôle du vieillissement (présence de points de corrosion, présence de fuites) sera prévu annuellement ou lorsqu’une dérive de fonctionnement est constatée. Les réparations éventuelles seront réalisées le plus rapidement possible.

Résumé des critères de choix

Dans le cadre de l’élaboration d’un projet, il est nécessaire d’avoir à l’esprit certaines questions :

Au niveau des principes de conception

Est-ce que le mélange d’air recyclé est possible ?
Y a-t-il de la chaleur perdue à disposition ?
Est-il nécessaire de prévoir une sécurité absolue contre la contamination ?
Est-ce qu’une autre récupération que la chaleur est possible ou souhaitable ? (froid, humidité)

Au niveau technique

Les gaines d’air neuf et d’air vicié peuvent-elles être rassemblées ?
La place nécessaire pour le récupérateur est-elle existante ?
Quelles sont les modifications de l’installation existante à prévoir ?
Existe-t-il un accès facile au récupérateur pour l’entretien et le nettoyage ?
Y a-t-il des situations spécifiques de montage à considérer ?
Y a-t-il des matériaux spécifiques de construction requis ?
Faut-il prévoir une protection spéciale contre la corrosion ?
Quelle disposition faut-il prendre pour éviter le gel ?
Quelles seront les conditions de fonctionnement en phase de démarrage ?
Quelles seront les mesures à prendre en cas de panne ?
Faut-il prévoir un by-pass côté air (surtout pour le gel) ?

Au niveau du mode de fonctionnement

Quels sont les états de l’air évacué, de l’air neuf et éventuellement de l’air recyclé ?
Quels sont les temps de fonctionnement de l’installation (moment et durée) ?
Les volumes d’air sont-ils constants ou variables ?
Quelle est la température de pulsion maximum admissible après le récupérateur ?

Autant de questions et de réponses qui orienteront le choix final du récupérateur.

L’ordinogramme qui suit, basé sur les questions de principe de conception ci-avant, donne un premier canevas de solution :

(*) récupérateur rotatif à rotation lente avec raccordement adéquat du ventilateur.

(**) échangeur à circulation : prévoir une couche de protection sur l’échangeur de l’air évacué si celui-ci est agressif.

(1) Motif : mélange d’air recyclé, pas de système de récupération de chaleur, cependant la façon la plus fonctionnelle d’économiser de l’énergie.

(2) Motif : données de construction :

Distance entre les gaines d’air neuf et air évacué.
Place nécessaire et coûts pour le rassemblement des gaines d’air neuf et d’air évacué (principalement par des quantités d’air importantes).

(3) Motif : toute sorte d’air évacué contaminé.

(4) Motif : échangeur à rotation rapide utilisable uniquement pour des petits débits d’air.

(5) Motif : quantité minimale d’air neuf par personne.

(6) Motif : air évacué non dangereux et peu chargé d’odeurs.

(7) Motif : air évacué chargé d’odeurs, contaminé, radioactif ou agressif. Pour des raisons de sécurité, séparation complète des gaines d’air neuf et d’air évacué. Egalement pour des raisons de panne (dommages de gel ou montage, vibrations, vieillissement des masses d’étanchéité, déformation des matières plastiques.

Résumé des caractéristiques des récupérateurs

	Boucle à eau glycolée	Échangeur à plaques	Caloduc	Échangeur par accumulation
Nécessité de placer les conduits d’air côtes-à-côtes	non	oui	oui	oui
Possibilité d’échange d’humidité	non	non	non	oui
Existence de pièces en mouvement (risque de panne)	oui	non	non	oui
Rendement en chaleur sensible	40 – 80 %	50 – 85 %	50 – 60 %	75 – 95 %
Encombrement spécifique en m pour 10 000 m³/h	0,5 – 1	1,5 – 2	0,5	0,5 – 2
Danger de gel	oui	oui	oui	non
Mélange entre l’air neuf et l’air vicié	non	non	non	oui
Perte de charge type en Pa	150 – 250	120 – 250	180	150

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionner une protection solaire fixe

L’indicateur d’occultation

La figure ci-dessous représente l’indicateur d’occultation d’une fenêtre rectangulaire. Les courbes en arche (appelées lignes d’ombres) prenant appui aux deux extrémités de la base de l’indicateur servent à étudier les avancées au-dessus d’une fenêtre et les lignes verticales portées sur l’indicateur de 15° en 15° servent à étudier les avancées verticales. L’indicateur d’occultation est valable quelles que soient les dimensions et l’orientation de la fenêtre.

Profil d’ombre d’un écran horizontal

Pour dessiner le profil d’ombre d’une fenêtre équipée d’un écran horizontal, il faut commencer par déterminer les angles a, b et c. L’angle « a » représente un ombrage de la fenêtre de 100 %, l’angle « b » un ombrage de 50 % et l’angle « c » un ombrage nul. Ensuite, il convient de repérer les trois lignes d’ombre relatives aux angles « a « , « b » et « c » sur l’indicateur d’occultation.

Graphe profil d'ombre d'un écran horizontal - 01.

Profil d’ombre d’un écran vertical

Il existe deux types fondamentaux de pare-soleil vertical : les avancées perpendiculaires à la façade et celles qui lui sont obliques. Premièrement, on détermine les angles « a » et « b ». Ceux-ci correspondent à l’occultation complète de la baie. Ensuite, il faut déterminer les angles « c » et « d » qui représentent une occultation à 50 % et enfin les angles « e » et « f » pour une occultation nulle. On trace alors les lignes verticales relatives aux angles « a », « b « , « c », « d », « e », « f » à partir de la base de l’indicateur d’ombre.

Combinaison d’avancées horizontales et verticales

Pour déterminer le profil d’ombre d’un ensemble pare-soleil comportant des parties horizontales et verticales, il suffit de fusionner les profits des deux types d’avancées.

+ =

Le diagramme solaire

Pour une latitude donnée, le diagramme solaire représente la position du soleil en fonction de l’heure universelle (heure officielle = heure universelle + 1 h, en hiver et = heure universelle + 2 h, en été) et en fonction du mois (le 15 ème jour du mois).

lmpact de la protection

Pour connaître les périodes durant lesquelles la protection sera efficace, le profil d’ombre de celle-ci est comparé au diagramme solaire. Il s’agit de superposer les deux diagrammes qui doivent évidemment être à la même échelle.

L’index du profil d’ombre doit être positionné sur la valeur de l’azimut correspondant à l’orientation de la fenêtre.

Pour les écrans horizontaux, la fenêtre est entièrement à l’ombre aux heures où le soleil est au-dessus de la ligne « a »; elle est à demi-ombragée pour les points se situant sur la ligne « b » et non protégée lorsque le soleil est sous la ligne « c ». De même, pour les écrans verticaux, la fenêtre sera protégée pour les positions du soleil se trouvant au-delà des lignes « a » et « b » et aura une protection partielle respectivement entre les lignes « c » et « e », et « d » et « f ».

Pour une compréhension plus aisée, examinons les exemples suivants.

Exemples.

Une fenêtre orientée au sud-ouest est équipée d’une protection horizontale (a = 60°, b = 43°, c = 10°). Lorsqu’on superpose le diagramme solaire et le profil d’ombre (index sur sud-ouest), on peut constater pour le 15 août, par exemple : la fenêtre est complètement ombrée de 5h à 12h10 (heure universelle), vers 14h la fenêtre est à moitié ombrée, vers 18h30, la protection devient nulle.

Une fenêtre orientée au sud-ouest est protégée par un écran vertical. La superposition au diagramme solaire et du profil d’ombre montre par exemple pour le 15 août : une protection totale de 5h à 11h15, une protection de 50 % à 12h, une protection nulle dès 13h30.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Sous-toiture

Parmi les différentes couches qui constituent la toiture inclinée, la sous-toiture remplit un rôle spécifique important principalement lorsque les combles sont aménagés et lorsque l’isolant lui-même ne remplit pas ce rôle. Mais …

Quel est le rôle de la sous-toiture ?

La sous-toiture remplit différentes fonctions :

> Avant la pose de la couverture, elle protège provisoirement et évacue l’eau de pluie vers l’extérieur du bâtiment.

> Lorsque la couverture est en place, elle recueille l’eau en cas d’infiltration accidentelle et l’évacue vers l’extérieur du bâtiment :

en cas d’envol ou de rupture d’une tuile ou ardoise;
en cas de pluies torrentielles par grand vent;
en cas de chute de neige poudreuse ‘folle’ sous les charges de vent.

> Par temps froid, elle évacue l’eau qui se serait condensée sur la face interne de la couverture suite au sur-refroidissement. En effet, la nuit, par ciel serein, la couverture émet des rayonnements infrarouges vers la voûte céleste. La température de la couverture peut ainsi descendre jusqu’à 10°C plus bas que celle de l’air extérieur. De la condensation ou du givre peut se former sur la face inférieure de la couverture. Lorsque l’eau de condensation s’écoule, elle est recueillie par la sous-toiture et évacuée.

> Elle protège les combles contre les infiltrations d’air et de poussières.

> Elle protège l‘isolation.

> Elle renforce la résistance de la couverture lors d’une tempête.

Pour remplir ces différentes fonctions, il est donc toujours conseillé de doter la toiture d’une sous-toiture, sauf dans des cas particuliers comme un hangar non isolé où la production d’humidité est très importante.

Remarque importante
La sous-toiture ne remplit pas le rôle couverture. Elle ne sert pas à pallier à une mauvaise qualité ou à une mauvaise exécution de la couverture.

Où place-t-on la sous-toiture ?

La sous-toiture se trouve juste sous la couverture de la toiture, lattes et contre-lattes comprises. Elle se trouve au-dessus de l’isolation et de la charpente. La sous-toiture devrait idéalement êre posée directement sur l’isolant, sans espace intercalaire.

Parfois, l’isolant lui-même ou les panneaux isolants préfabriqués autoportants font eux-mêmes office de sous-toiture. Ils permettent de faire l’économie d’une sous-toiture supplémentaire.

Lattes
Contre-lattes
Sous-toiture
Isolant
Charpente
Pare-vapeur
Finition du plafond

Position de la sous-toiture dans un versant isolé.

Quels sont les différents types de sous-toitures ?

Les sous-toitures sont idéalement perméables à la vapeur. Elles se distinguent entre elles par trois caractéristiques principales :

leur capillarité, elles peuvent être capillaires ou non capillaires;
leur raideur, elles peuvent être rigides ou souples;
leur continuité, elles peuvent être continues ou en bandes.

Ainsi existe-t-il :

– des sous-toitures capillaires :

rigides (panneaux de fibres ciment-cellulose, panneaux de fibres de bois);
souples :
- en bandes (papier fort, toiles en fibre de verre ou en matière synthétique);
- continues;

– des sous-toitures non capillaire :

rigides (plaques multicouches perforées de plastique);
souples :
- en bandes (feuilles synthétiques microperforées renforcées);
- continues (feuilles peu perméables à la vapeur avec joints étanches).


Panneaux de fibre ciment-cellulose.	Panneaux de fibre de bois.

Toile de fibres synthétiques.

Plaque multicouche perforée de plastique.

Feuille synthétique microperforée renforcée.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Circuits hydrauliques primaires

Dans les installations tertiaires, la distribution d’eau chaude comprend souvent, en chaufferie, un circuit primaire (ou collecteur) duquel partent plusieurs circuits secondaires qui alimentent les différentes zones du bâtiment.

Ce circuit ou collecteur primaire peut prendre diverses configurations présentant chacune des avantages et des inconvénients.

Remarquons qu’il existe sur le terrain une quantité importante de configurations possible. Chaque bureau d’études peut apporter sa touche personnelle, sans compter les exigences propres à certains fabricants de chaudières (pompe de by-pass, …). Nous ne reprendrons ici que les principaux schémas rencontrés.

Circuit en boucle ouverte

Circuit primaire en boucle ouverte alimentant 2 circuits secondaires avec vanne mélangeuse.

Ces circuits sont composés d’un collecteur de départ et d’un collecteur de retour séparés. Il n’y a pas de circulateur sur le circuit primaire.

La circulation de l’eau dans les chaudières est assurée par les circulateurs des circuits secondaires. Cela signifie qu’en présence de circuits secondaires avec vanne mélangeuse, le débit dans les chaudières est variable en fonction des besoins thermiques des utilisateurs. Il peut même devenir nul. La chaudière doit donc pouvoir résister à ce régime.

Les chaudières peuvent également être soumises à une température de retour très basse qui risque de provoquer des condensations corrosives et pour les chaudières en fonte, une rupture par choc thermique.

Exemple.

Voici, en fonction des besoins, l’évolution du débit dans la chaudière et de la température de l’eau au départ et au retour des circuits secondaires si la puissance de ceux-ci est régulée en fonction de la température extérieure. La température de retour vers les chaudières est évidemment déterminée par la température de retour des circuits secondaires. Les résultats ci-dessous sont déterminés pour une installation dimensionnée en régime 90°/70°. 100 % de charge correspond aux besoins considérés pour le dimensionnement (température extérieure de .. – 10°C..).

Charge [%]	0	10	20	30	40	50	60	70	80	90	100
Débit dans les chaudières [%]	0	3	7	12	18	25	34	45	59	76	100
T départ circuits secondaires [°C]	20	32	40	47	54	61	67	73	79	84	90
T retour circuits secondaires = T retour chaudière [°C]	20	30	36	41	46	51	55	59	63	66	70

La température limite basse de condensation des fumées dans la chaudière (..55°C..) et le débit minimal généralement admis dans la chaudière (..35 %..) ne sont dépassés que pour les charges (= les besoins) supérieures à 60 % des besoins maximaux, c’est-à-dire pendant environ 25 % seulement de la saison de chauffe. Pendant 75 % du temps, il y a un risque de condensation et de rupture par manque de débit.

Ce type de circuit primaire est sensible aux interférences entre les circuits. En effet, toute modification de l’ouverture d’une vanne mélangeuse va provoquer une modification du débit circulant dans les chaudières et les collecteurs. Il en résultera une modification des pertes de charge de cette partie et donc une modification de la pression différentielle à la base des autres circuits. Ceux-ci verront alors leur débit modifié et leur vanne mélangeuse réagira pour respecter sa consigne. On assistera alors à des oscillations des organes de régulation puisque chaque modification de réglage interfère sur le réglage de toutes les vannes.

Exemple.

Interférences entre les circuits secondaires.

Si la vanne mélangeuse (1) s’ouvre, le débit dans les collecteurs augmentera. Cela augmentera la perte de charge dans le collecteur. Ceci signifie que la pression différentielle ΔP à l’entrée du deuxième circuit augmente également. Le débit dans ce circuit va donc augmenter. La vanne mélangeuse (2) va donc se fermer pour respecter la température de consigne.

Cette fermeture va à son tour remodifier le débit global entraînant une réaction compensatoire de l’autre vanne.

On imagine aisément les oscillations qui peuvent apparaître lorsque l’installation comprend de nombreux circuits secondaires. Il peut même arriver dans des cas extrêmes de circuits déséquilibrés et mal dimensionnés que l’augmentation de pression ΔP aux bornes d’un circuit secondaire devienne plus élevée que la hauteur manométrique de sa pompe. Dans ce cas, la circulation s’inversera dans le circuit et le retour sera plus chaud que le départ.

Des difficultés de régulation peuvent également apparaître lorsqu’une chaudière est mise à l’arrêt puisque la perte de charge du circuit primaire sera modifiée, entraînant une modification des débits.

Les interférences seront d’autant plus importantes que le circuit primaire présente des pertes de charge importantes. Ce sera le cas si les collecteurs sont longs et si les chaudières sont à faible contenance en eau. À l’inverse le risque est négligeable si la perte de charge du circuit primaire est faible et n’influence guère les circuits secondaires, c’est à dire avec des collecteurs courts et des chaudières à grand volume d’eau.

Les circuits à boucle ouverte sont souvent équipés d’un circulateur de recyclage.

Circuit primaire avec boucle ouverte et circulateur de recyclage.

Ce circulateur permet d’obtenir un débit minimal dans la chaudière quel que soit le degré d’ouverture des vannes 3 voies. Il permet également de maintenir une température minimale au retour de la chaudière, pour les chaudières ne pouvant pas descendre en température.

Calculs

Exemple de calcul d’une pompe de recyclage.

Circuit en boucle fermée

Un moyen d’éliminer les interférences entre les circuits secondaires, caractéristiques des circuits en boucle ouverte, est de relier les chaudières et les circuits de distribution par une boucle fermée à faible perte de charge. La faible perte de charge dans la boucle (entre les points A et B des schémas suivants) permet d’éliminer les effets de pression différentielle entre le départ et le retour des circuits secondaires.

On retrouve des boucles fermées avec une pompe unique alimentant le collecteur :

et des boucles fermées avec une pompe par chaudière :

Les circuits en boucle fermée présentent également un inconvénient lorsqu’ils sont raccordés à des chaudières régulées « en cascade« .

En effet, pour garantir une température correcte d’alimentation des circuits secondaires, il est impératif que le débit absorbé par ces derniers soit inférieur ou égal au débit véhiculé par la boucle primaire.

Circuit primaire fonctionnant correctement : le débit primaire (108 %) est supérieur au débit des circuits secondaires (< 2 x 50 %). Le surplus de débit primaire non puisé retourne vers les chaudières au travers de la boucle.

Dans une installation composée de plusieurs chaudières, la mise à l’arrêt d’une d’entre elles (arrêt du brûleur et de l’irrigation), telle qu’elle est pratiquée par une régulation en cascade, va réduire le débit de la boucle primaire. Or le débit des circuits secondaires ne se réduit pas toujours en parallèle.

Imaginons le cas d’une installation dont la température du circuit primaire et des circuits secondaires est régulée en fonction de la température extérieure. En mi-saison, une ou plusieurs chaudières se mettent à l’arrêt, ce qui réduit le débit primaire. Par contre, si la température d’eau demandée à la sortie des chaudières est proche de la température demandée au niveau des circuits secondaires, les vannes mélangeuses sont ouvertes en grand, demandant le débit maximum.

Dans ce cas, le débit de la boucle primaire devient inférieur au débit secondaire. Pour compenser le manque de débit d’eau chaude qui en résulte, la pompe du (ou des) dernier(s) circuit(s) de la boucle va puiser de l’eau dans la partie « retour » du collecteur créant une circulation inverse dans la boucle. Ce (ou ces) circuit(s) ne sera(ont) alors pas alimenté(s) à la bonne température, ce qui créera un inconfort pour les occupants.

Exemple

Situations normales :

la somme des débits des chaudières est supérieure à la somme des débits des circuits secondaires.

Situations anormales :

	Pour visualiser le schéma animé comprenant une pompe par chaudière :
	Pour visualiser le schéma animé représentant un collecteur équipé d’une pompe unique :

Ce phénomène apparaît également lorsque les pompes des circuits secondaires ont été surdimensionnées par rapport au débit primaire.

Éliminer le problème en plaçant un clapet anti-retour dans la boucle (tronçon AB) n’est pas une solution correcte puisqu’à la fermeture du clapet, on se retrouve dans la situation d’une boucle ouverte avec les interférences entre les circuits que cela implique. De plus, les pompes primaire(s) et secondaires se mettent en série et les débits d’eau deviennent incontrôlables.

Le seul moyen pour rendre les débits primaire et secondaires compatibles en mi-saison consiste à faire travailler les chaudières à plus haute température que les circuits secondaires. Dans ce cas, les vannes mélangeuses se fermeront pour respecter leur consigne de température et on obtiendra une diminution parallèle des débits primaires et secondaires.

Calculs

Pour simuler cette situation

Le circuit primaire avec boucle fermée implique donc des pertes à l’arrêt des chaudières plus importantes.

Circuit avec bouteille casse-pression

Le principe de la bouteille casse-pression est semblable à celui de la boucle fermée. Plutôt que de se trouver en bout de collecteur, le by-pass se retrouve ici avant les circuits secondaires. L’objectif est de supprimer l’interférence hydraulique entre le circuit des chaudières et les circuits secondaires.

Lorsque les vannes mélangeuses sont partiellement fermées, le surplus de débit entre le circuit des chaudières et les circuits secondaires circulera dans la bouteille casse-pression (de A vers B). De l’eau chaude sera ainsi renvoyée vers les chaudières limitant les risques de température de retour trop faible pour les chaudières sensibles aux condensations.

Comme la boucle fermée, la bouteille casse-pression impose aux chaudières multiples de travailler à plus haute température pour éviter que les circuits secondaires ne soient obligés de puiser, via la bouteille, de l’eau froide dans le collecteur de retour, lorsqu’une des chaudières est à l’arrêt.

Circulation inverse dans la bouteille casse-pression lorsque le débit secondaire est supérieur au débit primaire.

La conception de la bouteille casse-pression doit respecter certaines règles :

elle doit être verticale,

elle ne doit pas être trop large, sous peine de voir apparaître une double circulation dans la bouteille, qui désolidariserait presque totalement le circuit des chaudières et les circuits secondaires et empêcherait la puissance d’être transmise.

Double circulation dans une bouteille casse-pression trop large, empêchant la transmission de la puissance des chaudières vers les circuits.

pour éviter ce problème, on peut dimensionner la bouteille selon la règle « des 3 d ». Le décalage de niveau entre les branchements vers le collecteur des chaudières et vers les collecteurs des circuits secondaires a pour but de limiter les turbulences et de limiter les risques de double circulation.

La faible vitesse de circulation dans la bouteille peut, en outre, être exploitée pour y installer un dégazeur et une récupération des matières solides qui décantent vers le fond de la bouteille.

Circuit avec bouteille casse-pression et boucle fermée

Cas d’un circuit avec collecteur éloigné de la chaufferie.

Lorsque le départ des circuits secondaires est éloigné de la chaufferie, des interférences entre les circuits peuvent apparaître même avec un circuit primaire en boucle fermée, du fait de l’importance des pertes de charge du collecteur.

Pour limiter ce risque, on peut combiner bouteille casse-pression et boucle fermée.

Les problèmes de compatibilité entre débits primaire et secondaires et les risques de circulation inverse dans les tronçons AB restent présents, obligeant les chaudières à travailler à température élevée.

Si la boucle de distribution est très longue, le circuit ci-dessus est à exclure. En effet, le circuit le plus proche de la pompe primaire est soumis à une pression différentielle importante qui risque d’inverser la circulation dans le by-pass de la vanne mélangeuse. La régulation serait alors perturbée.

Pour éviter cela, un by-pass doit être installé au niveau de chaque circuit secondaire. La circulation dans ce by-pass est réglée grâce à une vanne d’équilibrage sur chaque circuit.

Cas d’un circuit avec collecteur très étendu.

Raccordement des chaudières au circuit primaire

Dans une installation de chauffage composée de plusieurs chaudières, les débits doivent se répartir de façon correcte dans chacune d’elles.

La première solution est d’alimenter chaque chaudière au moyen d’une pompe qui lui est propre.

Raccordement des chaudières en parallèle avec une pompe par chaudière.

Dans ce cas, la pompe est adaptée à la résistance hydraulique de chaque chaudière. L’inconvénient de type de raccordement est la mise à l’arrêt de la chaudière en cas de panne de sa pompe, à moins de dédoubler toutes les pompes. Ce dédoublement est plus aisé si on travaille avec une pompe commune à toutes les chaudières. On dispose alors d’une pompe principale et d’une pompe de réserve.

Deux modes de raccordement hydraulique sont alors possibles :

Raccordement des chaudières en parallèle avec une pompe commune :
des vannes d’équilibrage règlent les pertes de charge pour que chaque chaudière soit irriguée correctement.

Raccordement des chaudières en boucle de « Tichelmann » : la première chaudière alimentée par le retour et la dernière alimentant le départ. Chaque chaudière est ainsi raccordée au circuit primaire par un circuit de longueur et donc une résistance hydraulique semblable. En fait, les vannes d’équilibrage sont remplacées par des longueurs de tuyau.

Cas particulier des chaudières à condensation

Une chaudière à condensation n’est efficace que si elle est alimentée avec une eau à basse température, en tout cas inférieure à la température de rosée des fumées (de 53 à 58°C pour les fumées issues de la combustion du gaz naturel). Plus la température d’eau de retour est froide, plus la quantité de fumée condensée est importante et meilleur est le rendement.

La configuration des circuits de distribution doit donc être adaptée en conséquence avec comme principes :

de ne jamais mélanger, avant le condenseur, l’eau de retour froide et l’eau chaude de départ,
d’alimenter le condenseur avec les retours les plus froids.

Chaque fabricant de chaudières à condensation présente ainsi une série de circuits qui peuvent être raccordés à leur matériel.

Techniques

Pour visualiser différents exemples de circuit de ce type !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Adapter la consigne d’humidité relative de l’ambiance

Limiter l’humidification en hiver

Le besoin d’humidifier est lié à l’apport d’air neuf hygiénique en hiver : l’air extérieur froid, une fois réchauffé, est un air sec. Généralement, pour assurer un bon confort thermique, il est recommandé de porter l’air à un taux d’humidité relative minimum de 40 %. Cette humidification est énergétiquement coûteuse.

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

La première action est de limiter la consigne des sondes d’humidité éventuelles sur des valeurs minimales assurant de confort :

40 % HR, si l’humidification est commandée au moyen d’une consigne d’humidité relative dans l’ambiance ou dans la gaine de reprise d’air.
moins de 40 % HR, si l’humidification est commandée par une sonde installée dans la gaine de pulsion (il faut tenir compte de l’apport en humidité des occupants).

La deuxième action est d’abaisser au maximum en hiver la consigne de point de rosée des groupes de traitement d’air ou installation une correction automatique de cette consigne en fonction de l’humidité ambiante.

Techniques

Pour en savoir plus sur la régulation par point de rosée et son optimalisation,

La troisième action complémentaire des deux premières est de mettre à l’arrêt l’humidification lorsque la température extérieure dépasse 5 .. 8°C.

Le besoin d’humidification n’existe qu’en hiver.

Pour être certain que l’humidification soit stoppée suffisamment tôt, il est possible de commander le fonctionnement de l’humidificateur en fonction de la température extérieure (interrupteur en série). En pratique, le critère « stopper l’humidification si T°_ext> 5°C » est simple et efficace. La sonde peut être placée à l’extérieur ou dans la gaine d’air frais. De toute façon, un air extérieur à 5°C est, en Belgique, chargé de 4,5 gr_eau/kg_air. Une fois chauffé, il atteint 20°C et 30 % HR (ce qui est temporairement supportable). D’autant que l’apport en eau interne (plantes, occupants,…) portera l’air à 40 % HR.

Un seuil de l’ordre de 8°C peut être choisi si le bâtiment présente très peu d’apport interne en eau et/ou si l’installation travaille en « tout air » neuf (c’est à dire en climatisation « tout air » sans recyclage partiel de l’air extrait).

Cet arrêt peut aussi être décidé manuellement dès la fin des gelées diurnes (vers le début mars).

D’autres avantages à cette mesure

De plus, on se prémunit ainsi :

D’un dérèglement de la régulation : il arrive, rarement il est vrai, de rencontrer un caisson de traitement d’air où, en mi-saison, l’humidification est combattue par la déshumidification de la batterie de froid …!

Du fonctionnement sporadique de l’humidificateur (difficulté de régulation des humidificateurs de type « laveur d’air » en mi-saison, avec son cortège de développement bactérien si l’installation n’est pas automatiquement vidangée…

Comme toujours en URE, la mise en place d’une telle mesure doit être progressive : le réglage du seuil de température peut être abaissé progressivement, en étant attentif aux plaintes éventuelles.

À noter :

Il arrive que l’humidificateur tombe en panne … et qu’aucun occupant ne s’en rende compte… !
En quelque sorte, il s’agit là d’un réglage du seuil très, très bas… !

Adapter la consigne en fonction des températures réelles

Si la sonde d’humidité relative est placée dans la gaine de reprise, il est possible (sinon certain) que la température moyenne qui y règne est supérieure à la température de l’ambiance, ce qui va fausser la mesure et augmenter le taux d’humidité ambiant.

Mettons que la reprise (placée dans le faux plafond) aspire de l’air à 25°C alors que l’ambiance est à 22°C. Une consigne réglée sur 50 % HR, va générer en réalité une ambiance à 60 % HR. En effet, la sonde va régler l’humidificateur pour assurer 25°C et 50 % HR, ce qui correspond à l’humidité de 22°C et 60 % HR dans le diagramme de l’air humide…

Adapter la consigne en fonction des températures réelles

Il faut donc tenir compte de cette stratification des températures et diminuer la consigne à, par exemple, 34% HR pour avoir une ambiance à 40 % HR.

Adapter une consigne flottante

À défaut de couper l’humidification en fonction d’un seuil de température extérieure, si la régulation actuelle impose un niveau d’humidité fixe de 50 %, il est possible de diminuer la facture énergétique (liée à l’humidification mais aussi à la déshumidification) en laissant « flotter » le niveau de consigne entre 35 et 60 %, sans atténuation du confort dans les locaux.

Ce n’est que pour des cas particuliers bien spécifiques qu’une fourchette plus stricte est nécessaire

salle d’opération ou de réanimation en milieu hospitalier,
production industrielle (imprimerie, textile,…),
musées,
…

Pour plus d’informations, il sera utile de consulter l’amélioration du fonctionnement de l’humidificateur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Régulation de la déshumidification de l’air

La déshumidification de l’air se réalise par condensation
sur la batterie froide du caisson de traitement d’air.

Un local type

Dimensions du local

Façade : 4 m
Profondeur : 5 m
Surface : 20 m²
Hauteur intérieure : 2.7 m
Volume utile : 54 m³
Hauteur de plancher à plancher : 3.5 m
Surface en façade : 3.5 x 4 = 14 m²
Pourcentage de vitrage : 50 %, soit 7 m²

Apports internes

Présence de 2 personnes, dont chacune apporte (voir apports des occupants, par exemple) :

Si ambiance à 24°C : sensible = 77 W, latent = 58 gr/h
Si ambiance à 26°C : sensible = 69 W, latent = 70 gr/h

Attention : nous avons choisi ici les valeurs du Recknagel, dont l’apport en eau des occupants est inférieur à celui de Carrier.

Éclairage : 12 W/m² x 20 m² = 240 W
Equipements : 20 W/m² x 20 m² = 400 W

Apports solaires

Supposons une façade orientée à l’Ouest, avec un apport solaire de 300 W/m² traversant le vitrage, soit un apport total de 7 m² x 300 W/m² = 2 100 W.

Apport d’air neuf

On suppose 30 m³/h/pers, soit 60 m³/h dans le local, soit un taux de renouvellement horaire de 1,1.

Sur base de 1,2 kg/m³, cela donne un débit massique d’air de 60 x 1,2 = 72 kg/h

Apport d’eau

À 24°C, l’apport en l’eau est donc de (2 x 58 gr/h) / 72 kg/h = 1,6 gr/kg.
À 26°C, l’apport en l’eau est donc de (2 x 70 gr/h) / 72 kg/h = 1,9 gr/kg.

Attention : avec les chiffres du bilan « Carrier », on obtiendrait ici respectivement 2,4 et 2,8 gr/kg.

Objectif final

Atteindre 24° 65 % HR, avec un ventilo ou 16 m² de plafonds froids

Conditions extérieures de dimensionnement : 30° 50 %

Déshumidification de l’air neuf avec ventilo-convecteurs

On suppose ici que le local est équipé de ventilo-convecteurs à 4 tubes. L’air neuf est préparé en centrale.

Soit on réalise un simple contrôle de l’humidité : l’air est déshumidifié en centrale mais n’est plus régulé en fonction de la teneur effective de l’humidité relative dans le local. C’est généralement le cas des immeubles de bureau.

Soit on réalise la régulation de l’humidité : la mesure du taux d’humidité est faite dans l’ambiance et la régulation de la batterie froide est faite de telle sorte que, par exemple, le taux de 50 % soit maintenu en permanence. C’est par exemple le cas pour une salle d’opération.

Si la déshumidification est simplement « contrôlée », il faudra dimensionner la centrale de traitement d’air pour que l’air soit refroidi jusqu’à 15°C en sortie de batterie froide. En pratique, on placera la sonde à la sortie du groupe afin de bénéficier d’un brassage de l’air par le ventilateur. On régulera donc sur 16°C en sortie de caisson (le ventilateur apporte 1°C, environ). Ensuite, on laisse « dériver » l’humidité ambiante en fonction des apports effectifs dans les locaux. Mais on sait que même dans les cas extrêmes l’ambiance ne franchira pas les limites de la zone de confort.

Prenons l’exemple du local type. Dans les conditions extrêmes (30°C, 50 % HR), l’air est refroidi le long de la batterie froide et ressort à 15°C 90 %, soit avec une teneur de 9,6 gr/kg.

Refroidissement et déshumidification.
Réchauffage par ventilateur et conduit.
Réchauffage et humidification dans l’ambiance.

Il est alors pulsé dans le local à 16,5°C environ. Il y gagne 1,6 gr/kg suite à la présence des occupants. L’ambiance pourrait donc se stabiliser à 24°C et 11,2 gr/kg, soit 60 % HR. Ce qui respecte le confort.

En pratique, l’ambiance se stabilisera en dessous de cette valeur suite à la condensation de l’air dans les ventilo-convecteurs (importance et évaluation liée au régime d’eau glacée).

On perçoit également que si un occupant est absent, le taux d’humidité se stabilisera à un niveau inférieur. C’est en ce sens que l’on parle de contrôle et non de régulation.

À noter que dans le cas d’une « régulation » d’humidité, c’est sur la reprise d’air que l’on mesure le taux effectif d’humidité relative et que l’on impose ou non une déshumidification plus importante.

Déshumidification de l’air neuf avec plafonds froids

On suppose cette fois que le local est équipé de plafonds refroidissants. Le critère d’humidité relative à respecter est plus strict : il ne peut y avoir de condensation sur les plafonds.

La première solution, énergétiquement la plus efficace, est de travailler avec un régime de température le plus élevé possible, ce qui supprime directement le risque de condensation. Mais alors, la puissance de refroidissement du plafond diminue. Il faut donc que la charge thermique du local soit réduite au maximum et évaluée au plus juste.

Dans le cas contraire, il faudra s’arranger pour déshumidifier l’air neuf sans consommation excessive, c’est-à-dire sans détruire de l’énergie en faisant du froid et du chaud en même temps.

Puissance spécifique des plafonds froids

Les équipements sont dimensionnés pour une température de consigne de 26°C (le rayonnement froid permet d’accepter cette augmentation de la température ambiante de l’air).

L’apport thermique total du local type est donné par : éclairage + occupants + bureautique + soleil = 2 878 W (par simplification, les apports solaires par les parois sont négligés).

Soit un apport spécifique (pour les 16 m² de plafonds froids) de 2 878 / 16 = 180 W/m². Une telle charge frigorifique ne peut être reprise par des plafonds rafraîchissants.

Il est alors décidé de placer des stores extérieurs de telle sorte que les apports solaires soient réduits à 20 % de leur valeur, soit 420 W. Cette fois l’apport spécifique est de 1 198 / 16 = 75 W/m².

Si l’air est pulsé à 16°, il apporte un rafraîchissement complémentaire de : 60 m³/h x 0,34 Wh/m³.K x (26 – 16) = 204 W, faisant descendre l’apport spécifique à 62 W/m².

La figure ci-dessous montre l’évolution de la puissance intrinsèque pour un type de plafonds :

On constate que 63 W/m² sont atteints pour une température moyenne de l’eau de 8°C plus froide que l’ambiance, soit un départ à 17°C et un retour à 19°C.

Contrôle de l’humidité

Il faut donc que la teneur en eau de l’ambiance ne dépasse pas 12 gr/kg, ce qui correspond au point de rosée à la température du plafond (17°C 100 % d’HR).

Refroidissement et déshumidification.
Réchauffage par ventilateur et conduit.
Réchauffage et humidification dans l’ambiance.

Testons si un refroidissement de l’air extérieur à 15°C suffit : oui, même dans le cas de conditions extérieures extrêmes de 30°C et 50 % HR, on constate que cette valeur de 12 gr/kg n’est pas atteinte, malgré un apport en eau par les occupants de 1,9 gr/kg.

Ce dimensionnement est très favorable sur le plan énergétique :

il ne demande aucune post-chauffe de l’air neuf, si on sélectionne les bouches de pulsion pour qu’elles puissent pulser l’air à cette température sans créer d’inconfort,
il peut faire travailler le groupe frigorifique à plus haute température,
mieux, il permet soit de se passer de groupe frigorifique une bonne partie de l’année grâce à une technique de free-chilling, soit de préchauffer l’air neuf par récupération de la chaleur captée par les plafonds.

À noter que le point de sortie de batterie a été sélectionné à 90 % HR parce que l’eau glacée dans l’échangeur est supposée à 6°C. C’est ce critère qui permet de dire que le contrôle de la température suffit.

ATTENTION !

Il est possible que la puissance frigorifique spécifique à fournir soit plus importante ou que l’apport en eau soit jugé plus élevé (valeurs du bilan Carrier). Dans ce cas, le plafond devra travailler à plus basse température et les risques de condensation augmentent. Une déshumidification de l’air neuf plus importante sera nécessaire. Il faudra le refroidir jusqu’à 13°C afin de le déshumidifier davantage, puis si les bouches choisies ne peuvent pulser à cette température, le post-chauffer jusqu’à 15°C afin de l’amener à une température de pulsion qui ne génère pas de courants d’air froid dans le local.

Refroidissement et déshumidification.
Post-chauffe.
Réchauffage par ventilateur et conduit.
Réchauffage et humidification dans l’ambiance.

La perte énergétique apparaît immédiatement : non seulement il faudra réchauffer un air que l’on a refroidit, mais en plus l’efficacité du free-chilling et/ou de la récupération de chaleur en est diminué puisque le plafond travaille à plus basse température.

Cela montre toute l’importance de maîtriser les charges thermiques des locaux (stores, …) et de dimensionner au plus juste les apports internes réels des équipements et des personnes : en cas de sur-évaluation des charges internes, c’est toute l’installation qui sera pénalisée dans son fonctionnement permanent.

Pour éviter une post-chauffe consommatrice …

Plusieurs solutions sont possibles :

Soit le choix de bouches de pulsion à forte induction qui autorisent une pulsion d’air à basse température sans créer d’inconfort.
Soit la postchauffe sera organisée sur base de la récupération de chaleur au condenseur de la machine frigorifique.
Soit une postchauffe sera organisée sur base de la récupération de chaleur sur l’air extrait,
ou tout autre moyen.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les appareils de cuisson

Règle générale

D’une façon générale, pour minimiser les consommations d’énergie, on doit choisir des appareils bien dimensionnés ayant un rendement élevé.

En ce qui concerne l’optimisation de la pointe quart horaire, on a intérêt à choisir des appareils électriques qui prévoient une puissance spécifique de maintien en température. Il existe, par exemple, des marmites ou des fours qui disposent d’une résistance importante pour la montée en température et une deuxième plus faible pour le maintien en température. Ces appareils coûtent plus cher mais peuvent engendrer une puissance de pointe moindre.

Ce principe n’existe pas sur des appareils tels que les friteuses, grills, sauteuses ou fourneaux car pour de tels équipements, on a besoin de toute la puissance pour remonter en température afin de ne pas risquer d’obtenir une mauvaise cuisson.

Ce système n’est intéressant que s’il existe déjà une grande discipline de la part des cuisiniers pour ne pas enclencher tous les appareils en même temps.

Le rendement des appareils

Le rendement d’un appareil de cuisson représente le rapport entre l’énergie absorbée par la charge (les aliments) et l’énergie totale absorbée. En effet, de l’énergie totale nécessaire à la cuisson des aliments, seule une part parvient finalement sur la table. L’autre part se retrouve dans l’eau utile à la cuisson ou s’échappe par les parois des appareils.

Le rendement d’un appareil dépend avant tout du type de cuisson. Ainsi, dans la gamme des appareils permettant d’arriver au résultat souhaité au niveau du goût, on a intérêt, au niveau énergétique, à utiliser, celui ayant le meilleur rendement. Exemple : il vaut mieux cuire les brocolis au cuiseur à la vapeur (rendement jusque 90 %) plutôt qu’à la marmite (rendement moyen de 50 %).

Pour un même type d’appareil, le rendement dépend principalement des facteurs suivants :

la qualité d’isolation pour les enceintes fermées,
l’efficacité des dispositifs de réglage,
l’inertie de l’élément chauffant.

Une paroi non isolée dégage une puissance calorifique d’environ 1 000 W/m² en moyenne. Tandis qu’une paroi bien isolée dégage environ 100 W/m² en moyenne.

Exemple.

Une marmite de 150 litres a une surface de déperdition de 1,6 m². Si l’on reprend les chiffres moyens ci-dessus, la puissance perdue est donc de 1 600 W pour une paroi mal isolée et de 160 W pour une paroi bien isolée. Pour une durée de cuisson de 1 heure, l’énergie perdue sera de 1,6 kWh dans le premier cas et de 0,16 kWh. dans le second. Au prix moyen de 0,115 € du kWh la différence dans le coût d’utilisation est de 0,165 €, pour une seule utilisation.

Une bonne régulation des appareils permet de gagner 10 % au niveau de la consommation.

Le rendement d’un appareil est à demander au fabricant. En effet, celui-ci ne se retrouve pas dans la documentation des fabricants qui préfèrent citer des pourcentages d’économie sans préciser l’objet de la comparaison.

Le dimensionnement

Le choix et le dimensionnement des appareils dépendent de nombreux critères :

le type de cuisine offerte au consommateur,
le type de liaison,
le nombre de couverts,
le nombre de repas par jour,
la variété des plats offerts aux consommateurs,
la gamme des produits de base,
etc.

Il ne s’agit pas ici de montrer comment dimensionner chaque appareil, mais bien de donner quelques indications !

Il est très difficile d’arriver à ce résultat à partir d’abaques de dimensionnement et il vaut mieux choisir et dimensionner les appareils à partir de la situation réelle de la cuisine.Équiper rationnellement une cuisine, c’est chercher à faire coïncider la capacité de production réelle des équipements aux besoins de la cuisine. En effet, si un équipement est sous-dimensionné, il ne permettra pas d’offrir le service voulu aux consommateurs. À l’inverse, s’il est sur-dimensionné, le rendement de l’appareil sera mauvais. Il représentera une perte financière à l’achat et à la consommation. Enfin, tout équipement qui n’est pas utilisé représente une perte sèche.

Le choix et le dimensionnement des appareils se fait, si possible, en collaboration étroite avec le chef-coq. Il représente la personne adéquate pour disposer d’une vue d’ensemble de tous les critères dont dépend le choix des appareils et le contexte de production.

Exemple.

Dans une cuisine considérée, on a répertorié les données suivantes pour dimensionner les marmites de manière optimale.

La (les) marmite(s) va(vont) servir à préparer :

du potage,
des légumes,
de la purée, de la compote ou du pudding,
des sauces.

Pour le potage, la quantité est de 0,3 litre par potage, il faut compter 65 % de potage par rapport au nombre de repas et le taux de remplissage est de 100 %.

Pour les légumes, il faut prévoir une contenance de 1/4 litre par repas et le taux de remplissage est de 80 %.

Pour la purée, la compote et le pudding, il faut compter 0,15 litre par repas, 50 % d’unités par rapport au nombre de repas et un taux de remplissage de 80 %.

Pour la sauce, il faut compter 0,1 litre par repas et le taux de remplissage est de 80 %.

Ces données vont servir de base pour dimensionner les marmites en fonction de la situation réelle.

On sera peut-être amené à choisir plusieurs petits appareils plutôt qu’un seul gros appareil.

Remarques.
Pour beaucoup d’appareils (exemple : sauteuse, friteuse, etc.), la capacité productive d’un équipement n’est pas égale à sa capacité théorique. La capacité productive s’exprime en produits par unité de temps. Exemple : nombre de grillades à l’heure, nombre de cafés à la minute, etc.

Elle tient compte de l’ensemble des temps nécessaires à l’ensemble d’un cycle de fonctionnement. Pour un équipement de cuisson d’une certaine contenance, on distingue le temps de chargement, de montée en température, de cuisson proprement-dite, de déchargement et de nettoyage.

Par manque d’information sur la manière dont va être utilisé un équipement, un fabricant se contente de donner la capacité théorique d’un équipement qui ne tient compte que des temps actifs (cuisson). La capacité théorique ne tient donc pas compte des différents temps morts nécessaires à la production.

Au risque de surestimer la capacité réelle d’un équipement, il faut donc la calculer à partir de la capacité théorique et du contexte de production.

Choix des plaques de cuisson

On choisit de préférence des foyers infrarouges avec détecteur de casserole ou des plaques à induction. Celles-ci ont un meilleur rendement (induction : 90 %), infrarouges (75 %) qu’une plaque électrique en fonte (60 %).

Le meilleur rendement d’une plaque à induction va permettre de gagner jusqu’à 35 % d’énergie par rapport à une plaque en fonte électrique mais elle va aussi engendrer une économie en supprimant les problèmes de plaques en fonctionnement continu puisque la plaque à induction ne fonctionne qu’en présence d’une casserole. L’économie peut alors être beaucoup plus importante.

Mesures comparatives de la consommation d’énergie pour l’échauffement de 1,5 l d’eau de 20 à 95 °C et pour différentes plaques de cuisson
Induction	162 Wh	100 %
Foyer halogène sous vitrocéramique	220 Wh	136 %
Foyer radiant sous vitrocéramique	233 Wh	144 %
Plaque fonte	252 Wh	155 %
Réchaud à gaz naturel, feu ouvert	295 Wh	182 %

Mesures comparatives de la durée de l’échauffement de 1,5 l d’eau de 20 à 95°C, pour une puissance de 2 kW
Induction	336 sec	100 %
Foyer halogène sous vitrocéramique	399 sec	119 %
Foyer radiant sous vitrocéramique	428 sec	127 %
Plaque fonte	454 sec	135 %
Réchaud à gaz naturel, feu ouvert	532 sec	158 %

Le prix d’une plaque à induction est élevé, rendant son temps de retour proche des 15 ans par rapport à une plaque classique en fonte bien utilisée. Néanmoins, ce temps de retour peut n’être que de 2 ans si la plaque classique est allumée en continu et ce, dès le matin.

De plus, la diminution du dégagement de chaleur va améliorer le confort et diminuer la ventilation si celle-ci est réglée en fonction des besoins.

Si l’on opte pour des plaques au gaz, on les choisit avec un « économiseur sur feu vif », appelé « Top Flam ». Il s’agit d’un détecteur de récipient situé à côté du brûleur, qui permet l’allumage ou l’extinction automatique du brûleur principal par simple contact avec le récipient. Outre les gains énergétiques, ce dispositif a aussi un effet induit favorable sur le confort (pas de dégagement inutile de chaleur), et offre une sécurité accrue (suppression des risques de brûlure quand le feu vif reste découvert).

L’apparition de détecteurs d’ustensiles sur les fourneaux dont l’élément chauffant montre une faible inertie : foyer halogène ou radiant sous plaque vitrocéramique pour l’électricité et feu ouvert pour le gaz, permet dans certains cas d’abaisser la consommation d’énergie de 30 à 50 %.

Choix des fours

Un four à convection forcée est préférable à un four à convection naturelle.

Dans les fours à convection forcée, l’action d’une turbine favorise l’homogénéité de la température et la rapidité de transmission de la chaleur. Cette technique améliore sensiblement le rendement (45 % pour un four statique et 80 % pour un four à convection forcée). L’économie d’énergie est en plus renforcée par une montée en température rapide. Globalement, on parle d’une économie d’énergie de 45 %.

L’économie d’énergie est encore plus grande avec un four combiné air/vapeur. Le transfert calorifique s’effectue par l’intermédiaire de vapeur à pression atmosphérique ou très basse pression. Le rendement est meilleur qu’avec un transfert à air chaud pulsé de l’ordre de 40 % et engendre une plus faible déshydratation des denrées. Néanmoins, la vapeur ne peut pas être utilisée pour toutes les préparations.

La tendance actuelle est d’acheter ces fours comme appareils polyvalents faisant office de four, marmite, sauteuse, voire plaque à snacker ou même friteuse. Une seule électronique gère le tout, avec des programmes faciles à régler (on affiche, par exemple, simplement le nom du produit et parfois sa masse).

Leur gain de consommation est complexe, car il faut comparer à plusieurs autres types de matériels, et pondérer par rapport à leurs fréquences respectives d’utilisation. En moyenne, le bilan est assez bon : des appareils individualisés performants obtiennent les mêmes consommations, et font parfois mieux mais l’appareil polyvalent gagne souvent par son automatisation poussée, et par ses multiples programmes permettant de choisir exactement le plus adapté.

En liaison froide, le choix d’un four combiné air/vapeur est particulièrement intéressant au niveau des consommations énergétiques. En effet, pour profiter de l’avantage du meilleur rendement du four combiné par rapport à celui de la plupart des autres appareils, il doit être utilisé à sa charge nominale. L’économie peut encore être augmentée de 10 à 15 % si le four est utilisé sans interruption entre les cuissons. Ce genre d’organisation est très facile en liaison froide. De plus, dans ce cas, l’utilisation du four combiné peut être synchronisée avec celle de la cellule de refroidissement rapide, rendant inutile l’utilisation du four de maintien en température.

En liaison chaude, cette organisation n’est pas très adaptée. Dans certains cas, le gain énergétique peut même être négatif.

Ces appareils polyvalents ont des limites : on ne peut tout faire simultanément.

Si aucun délestage général de la cuisine n’est prévu, on choisit de préférence un four combiné équipé d’un régulateur électronique qui hache la demande d’énergie et qui assure donc la fonction du délesteur de charge au niveau du four uniquement.

Le cuiseur à vapeur

La cuisson au cuiseur à la vapeur est l’une des plus intéressantes au niveau énergétique. Le rendement de cet appareil atteint les 90 %. Pour autant qu’elle permette d’atteindre les qualités recherchées au niveau résultat de cuisson, on a donc intérêt à la choisir le plus souvent possible.

La basse consommation de la cuisson avec ces appareils est due au confinement (pas d’évaporation de l’aliment), à la durée : cuisson plus rapide au-dessus de 100°C (grâce à la pression, on augmente la température de cuisson de 15°C, ce qui demande plus d’énergie, mais on réduit le temps de moitié), à la taille réduite du matériel (moins de masse inerte et moins d’échange avec l’air ambiant), à la température (qui n’est pas si élevée que cela, comparée à un bain de friture ou à un grill), au bon transfert de chaleur (turbulence de la vapeur et chaleur de recondensation au contact des aliments) et aux moindres quantités d’eau à chauffer (comparer au court bouillon).

Remarque : on peut obtenir des résultats assez comparables (quoiqu’un peu moins bons) avec une cuisson en marmite, bien dimensionnée, avec couvercle et très bien réglée (avec automatisme) ou en cuisson sous vide.

Choix des marmites

Il existe des marmites à chauffage direct ou indirect (ou au bain-marie). Une marmite à chauffage indirect dispose d’une double enveloppe.
Il existe 4 grands types de marmites à chauffage indirect :

la double enveloppe est alimentée manuellement avec de l’eau,
la double enveloppe contient de l’huile en circuit fermé,
la double enveloppe est alimentée avec de la vapeur basse pression en circuit fermé,
la double enveloppe est alimentée avec de la vapeur haute pression en circuit fermé.

Les deux dernières sont aussi considérées comme des marmites directes avec la vapeur comme « combustible ».

Le système indirect avec vapeur haute pression a un rendement plus élevé que le système indirect avec vapeur basse pression qui lui-même a un meilleur rendement que le système à alimentation en eau. En effet, avec la vapeur comme alimentation, il y a un meilleur transfert de chaleur. La vapeur est bien répartie dans la double enveloppe et pas uniquement dans le bas comme l’eau. Mais ces appareils reviennent plus chers. En effet, les matériaux et les soudures doivent pouvoir résister à la pression.

Un mélangeur (qui peut être utilisé pour certains aliments) permet d’améliorer le transfert de chaleur. Le mélangeur dans une marmite à chauffage indirect présente un autre avantage : il permet de refroidir rapidement et dans les délais requis une préparation en utilisant soit de l’eau de distribution, soit de l’eau réfrigérée.

En liaison froide, on a intérêt à choisir des marmites permettant de programmer tout un cycle de production : remplissage, cuisson, mélange, refroidissement. Le programme pourra ainsi être enclenché la nuit et on bénéficie ainsi du tarif heures creuses.

Les commandes informatiques permettent non seulement de commander différents processus de fabrication, mais permet aussi d’afficher la température mesurée dans la marmite.

Et en plus….

Les appareils électriques sont choisis, de préférence, avec une connexion prévue pour raccorder un délesteur de charge. Cette connexion permet de s’assurer que l’appareil est prévu pour être délesté et que le délestage se fera sur le bon organe.

Si l’appareil ne possède pas de connexion de délestage, cette connexion peut toujours être réalisée a posteriori mais elle doit alors être décidée et réalisée par une personne ayant une bonne connaissance du cycle de fonctionnement des appareils de manière à ne pas perturber leur fonctionnement.

A propos des appareils au gaz

Il y a eu beaucoup d’améliorations concernant le rendement des appareils au gaz ces dernières années. Outre un bon calorifugeage, ce rendement est obtenu par le brûleur séquentiel, par l’optimisation du transfert de chaleur et par l’allumeur électronique.

Avec un brûleur séquentiel, la diminution de l’apport de chaleur est obtenue par une série d’arrêts et de remises en marche du brûleur plutôt que par une diminution du débit de gaz qui a pour effet de raccourcir la flamme.

Avec un brûleur séquentiel, l’allumage s’effectue toujours à plein débit. Il permet d’augmenter le rendement de l’appareil de 20 points. On choisit donc les appareils (marmites, sauteuses, plaques de cuisson, etc.) avec ce type de brûleur.

Le meilleur transfert de chaleur fait gagner quelques points de rendement (parfois près de 10 points). Il s’obtient par le choix du matérial pour l’échangeur (cuivre bon conducteur) et par le choix de la géométrie des parois d’échange thermique : trajet des gaz chauds plus long, plus turbulent (ailettes, tétons).

L’allumeur électronique est plus facile à manipuler que le piezzo. On arrêtera donc plus volontiers l’appareil.

Grâce à ces techniques, il existe une friteuse au gaz à haut rendement (88 %) fabriquée en Hollande. Ce rendement est à comparer aux 45 % d’une friteuse au gaz classique.

Marquage CE et utilisation rationnelle de l’énergie

Depuis le 1er janvier 1997, les appareils de cuisson professionnels au gaz doivent porter le marquage CE. Pour obtenir ce marquage, ces appareils doivent répondre aux « exigences essentielles » des différentes directives européennes les concernant.

Outre, les aspects « sécurité », cette directive prend en compte les aspects « utilisation rationnelle de l’énergie ». En effet, le point 3.5 des exigences essentielles dit : « Tout appareil doit être construit de telle sorte qu’une utilisation rationnelle de l’énergie soit assurée, répondant à l’état des connaissances et des techniques et en tenant compte des aspects de sécurité ».

Il est essentiel que l’indication BE (abréviation de Belgique) soit reprise sur la plaquette signalétique et sur l’emballage comme pays de destination où l’appareil à gaz peut être commercialisé et installé. En effet, du fait de la pluralité des conditions de distribution des gaz et d’installation des appareils à travers les différents pays d’Europe, la mention des catégories, nécessaire pour identifier les aptitudes de l’appareil, n’est pleinement explicite qu’en liaison avec le pays de destination; cette indication a donc été considérée comme une condition essentielle pour l’utilisation en toute sécurité des appareils à gaz.

Pour les appareils de cuisson professionnels, seules les catégories I2E+, I3+ et II2E+3+ sont admises en Belgique. Pour les appareils de catégorie II2E+3+, l’état de préréglage de l’appareil doit être clairement indiqué sur l’appareil.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le dégivrage

Précautions à prendre au niveau du choix de l’enceinte et du groupe

Au niveau de la configuration de l’enceinte et pour éviter au mieux la formation de givre sur l’évaporateur, il est préférable que celui-ci soit situé loin de l’entrée par laquelle est amené l’air chaud et humide.

Exemple.

La chambre froide est installée chez un grossiste en fruits et légumes. L’évaporateur de la chambre froide se situe comme sur le dessin ci-après :

La porte est ouverte toute la journée pour permettre aux clients (des petites supérettes) de venir faire leurs achats, des bandes en plastique sont installées pour limiter les pertes frigorifiques.

La température d’évaporation étant de -8° un dégivrage est nécessaire. La proximité de la porte favorise les entrées d’air à température moyenne de 20°. Cet air chaud est aspiré par l’évaporateur et du givre apparaît très vite sur la batterie.
Un dégivrage est nécessaire toutes les deux heures alors que dans d’autres conditions seul 3 à 4 dégivrages par 24 heures seraient suffisants.

Pour éviter des consommations importantes d’électricité et une régulation qui apporterait toujours des soucis, il a été prévu d’arrêter la production frigorifique toutes les deux heures tout en laissant tourner les ventilateurs de l’évaporateur. On dégivre 10 minutes uniquement grâce à la température ambiante de l’air.

En ce qui concerne l’installation, pour faciliter et optimiser les opérations de dégivrage, on choisit, de préférence, une installation avec :

Une vanne magnétique sur le circuit frigorifique (juste avant l’évaporateur).
Cette vanne va permettre d’arrêter le cycle du fluide frigorigène lors d’un dégivrage : lors d’un dégivrage, l’alimentation électrique de la vanne magnétique est coupée. La vanne se ferme. La Basse Pression au compresseur descend et le compresseur s’arrête dès que le niveau réglé sur le pressostat Basse Pression est atteint.Quand il n’y a pas de vanne magnétique, le compresseur est directement arrêté électriquement (contacteur). Mais dans ce cas, une migration de réfrigérant peut se produire et encore continuer à s’évaporer, ce qui peut poser problème.
Des manchons souples placés à la sortie du ventilateur de l’évaporateur si la technique de dégivrage produit de la chaleur sur l’évaporateur. Lors d’un dégivrage, lorsque la ventilation est à l’arrêt, ce manchon retombe et se rabat sur la surface de pulsion du ventilateur. Une barrière physique est ainsi créée autour de la chaleur produite dans l’évaporateur pour dégivrer l’évaporateur.
Ces manchons souples en fibre polyester sont encore appelés « shut up ».

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

Une organisation rationnelle des interventions dans les chambres froides peut être source d’économies d’énergie. On peut regrouper les interventions et laisser les portes ouvertes pendant un temps le plus court possible.
Il y aura ainsi moins d’air humide qui entrera à l’intérieur de l’enceinte. Au niveau économies d’énergie, on gagne ainsi sur trois plans :

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

Exemple.

Soit une chambre froide négative de dimensions intérieures : L = 4 m, l = 4 m, h = 3 m.
L’air à l’extérieur de la chambre a les caractéristiques suivantes : t° = 28°C, HR = 80 %.
L’air intérieur a les caractéristiques suivantes : t° = -18°C, HR = 50 %.
La chambre est « sollicitée » pendant 12h/jours.

Il y a 10 interventions par heure, pendant chacune d’elle la porte est laissée ouverte pendant 30 secondes.
Avec cette utilisation, l’énergie électrique nécessaire pour le dégivrage est de 15,6 kWh/jour.

Avec une meilleure organisation, le personnel n’ouvre plus la porte que 5 fois par heure et ne la laisse plus ouverte que 6 secondes par intervention.
L’énergie électrique nécessaire pour le dégivrage n’est plus que de 3,9 kWh/jour soit une économie de 11,7 kWh/jour.
Avec un prix moyen de 0,115 € du kWh, cela représente une économie de 11,7 [kWh] x 0,115 [€] 260 [jours], soit 350 € par an pour une seule chambre froide.

Il faut ajouter à cette économie, l’énergie gagnée sur le refroidissement et le séchage de l’air entrant dans la chambre froide, ainsi que sur le givrage de la vapeur qu’il contient.
En effet, dans le premier cas, le renouvellement d’air de la chambre est de 61 volumes par 24 h; l’énergie frigorifique nécessaire pour traiter cet air est de 109,6 kWh pour le refroidissement et le séchage dont 46,9 kWh pour le givrage.
Dans le second cas, le renouvellement n’est plus que de 6,2 volumes par 24h et l’énergie nécessaire n’est plus que de 11 kWh (refroidissement et séchage), dont 4,7 kWh pour le givrage.

Avec un COP global moyen de 2,5 et un coût moyen de 0,115 € du kWh électrique, cela représente une économie supplémentaire de ((109,6-11) [kWh] / 2,5) x 0,115 [€] x 260 [jours], soit 1179,25 € par an.

Dans cet exemple, on n’a pas diminué le nombre de dégivrages dans le cas où il y a moins de vapeur qui rentre dans la chambre. Cela représente, en fait, une économie supplémentaire car il faut moins d’énergie pour refroidir les masses métalliques des évaporateurs, chauffées lors des dégivrages.

Remarque : vu la remarque

ci-dessous, cet exemple sert plus à montrer qu’il y a de grosse possibilité d’économies par une utilisation rationnelle de la chambre froide qu’à donner des chiffres exacts. En effet, la masse de l’évaporateur ainsi que le nombre de dégivrage ont été encodés de manière arbitraire.

Calculs

Si vous voulez estimer vous même les possibilités d’économiser de l’énergie grâce à une utilisation rationnelle de votre chambre froide, cliquez ici !

Mais ATTENTION : ce tableau doit être utilisé avec beaucoup de précautions !

En effet, les résultats dépendent de paramètres introduits par l’utilisateur. Or ces paramètres ne sont pas toujours connus et dépendent eux-même du résultat des calculs.

Par exemple :

La masse des évaporateurs est une donnée arbitrairement introduite par l’utilisateur. Or elle dépend d’une série de paramètres qui ne sont pas dans le tableau (et notamment la puissance frigorifique totale). Il est donc a priori très difficile d’introduire une valeur correcte pour la masse des évaporateurs.
Le nombre de dégivrage est aussi une donnée arbitrairement introduite par l’utilisateur.
Or, il dépend de la masse de givre piégée sur les ailettes des évaporateurs, de l’écartement de ces ailettes, de la surface d’échange des évaporateurs (c’est-à-dire de leurs dimensions) qui conditionne l’épaisseur moyenne de givre collé sur les ailettes.

Il faut aussi se rappeler que le rendement d’un évaporateur baisse au fur et à mesure que du givre vient se placer dans les interstices entre les ailettes.
Cela veut dire que si on diminue artificiellement le nombre de dégivrages, on diminue évidemment l’énergie nécessaire pour les dégivrages parce qu’il faut moins souvent chauffer les masses métalliques, mais on diminue aussi le rendement des évaporateurs (et donc de la machine entière) avec le grand danger d’avoir des évaporateurs bourrés de glace, ce qui provoquera finalement l’arrêt de la machine.

En fait, cela revient à dire que le calcul des machines frigorifiques doit être un calcul intégré où les éléments du bilan frigorifique ne peuvent pas toujours être envisagés séparément, comme c’est le cas ici avec ce tableau…; il s’agit d’un calcul itératif !

Choix de la technique de dégivrage

Le réchauffage de la batterie pour assurer la fusion du givre peut se faire de diverses façons :

par résistance chauffante,
par introduction de vapeurs refoulées par le compresseur,
par aspersion d’eau sur la surface externe, givrée, de la batterie,
par circulation d’air.

Les deux premières méthodes citées ci-dessus sont les plus courantes :

Par résistance chauffante

Des résistances chauffantes sont imbriquées dans les tubes en cuivre qui composent la batterie de l’évaporateur. Leur position et leur puissance sont étudiées par le fabricant de manière à répartir uniformément la chaleur produite à l’ensemble de la batterie.

Avantages, inconvénients et choix

C’est une méthode simple, très répandue pour les unités de puissance moyenne.
Elle n’est pas dénuée de divers inconvénients : la consommation se fait en électricité directe, et donc à un prix élevé en journée, surtout si la période de dégivrage a lieu durant la pointe quart-horaire du mois.

Précautions

Dans les équipements frigorifiques des grandes cuisines, la place disponible fait souvent défaut et la tendance des architectes est de sélectionner du matériel très compact. D’autre part, les budgets sont de plus en plus étroits, ce qui ne facilite pas la sélection de matériel de qualité.
Cependant pour assurer un bon fonctionnement du dégivrage à long terme, certaines précautions sont à prendre :

Les résistances n’ont pas une durée de vie éternelle. Elles doivent être remplacées en cas de défaillance. Lors de l’installation de l’évaporateur, il ne faudra donc pas oublier de tenir compte de leur longueur (généralement la longueur de l’évaporateur) et laisser l’espace nécessaire pour permettre de les extraire de leur » doigt de gant « .
Toutes les résistances sont fixées à l’aide de fixation ad hoc dans la batterie. Il importe de fixer également les nouvelles qui seraient introduites après un remplacement.En effet, si les résistances ne sont pas bien fixées, les dilatations produites lors du chauffage et du refroidissement peuvent faire bouger les résistances et les faire sortir de leur position avec comme conséquence de ne plus chauffer uniformément la batterie sans compter les inconvénients matériels que cela suppose.

Par introduction de vapeurs refoulées par le compresseur

Cette technique, encore appelée dégivrage par « vapeurs chaudes » ou par « gaz chauds », consiste à inverser le cycle et à faire fonctionner l’évaporateur, le temps du dégivrage, en condenseur.

Avantages, inconvénients et choix

L’inversion de cycle est très économique, notamment car les vapeurs chaudes sont directement introduites dans les tubes avec des températures très élevées. Les temps de dégivrage sont donc très courts : parfois quelques secondes suffisent.
Néanmoins, cette méthode complique le réseau des conduites frigorifiques : des éléments supplémentaires tels que la vanne à 4 voies (qui sert à l’inversion de cycle), vannes magnétiques pour couper les circuits, etc. viennent s’ajouter à l’installation.
Ainsi, elle est surtout utilisée dans les installations industrielles.
Dans les équipements frigorifiques des grandes cuisines, il n’y a que les machines à glaçons, quand il en existe, qui sont parfois munies d’un système d’inversion de cycle pour démouler les glaçons.

Par aspersion d’eau sur la surface externe, givrée, de la batterie

Avantages, inconvénients et choix

Cette technique est parfois utilisée pour des enceintes froides à des températures voisines de 0°C et pour des enceintes réclamant une humidité élevée (chambres de conservation de fruits). La consommation d’eau, fluide de plus en plus coûteux, est un inconvénient.

Par circulation d’air de la chambre

De l’air provenant soit de l’intérieur de la chambre même, soit de l’extérieur, est envoyé sur l’échangeur. Dans le premier cas, le dégivrage est très lent. Dans le second, il faut isoler l’évaporateur de la chambre, ce qui n’est pas pratique.

Avantages, inconvénients et choix

L’inertie des produits stockés doit être suffisante à maintenir l’ambiance dans une fourchette de température acceptable. C’est donc une technique qui n’est pas à utiliser pour des chambres froides qui sont quasi vides juste avant le réapprovisionnement.
La première de ces méthodes a l’avantage de récupérer totalement l’énergie frigorifique stockée dans la glace. De plus seule une horloge est nécessaire pour interrompre la production frigorifique. Elle ne tombe donc jamais en panne.
En général, cette méthode est utilisée avec une température de chambre supérieure à 0°C et lorsque les enceintes ne sont pas trop sollicitées par des ouvertures de portes. Mais la pratique montre que certains régulateurs « intelligents » utilisent également ce système lorsque la température est fortement négative, grâce au fait qu’en dessous de -5°C la structure de la glace est très différente (beaucoup plus poudreuse et donc moins collante : une sublimation est alors possible).
Remarque : cette technique est celle utilisée par un fabricant qui propose une régulation intelligente des dégivrages.

Choix de la régulation du dégivrage

Le dégivrage est une source de consommation d’énergie :

Par l’apport de chaleur nécessaire à la fusion du givre (effet utile).
Suite à l’échauffement, suivi du refroidissement, de la masse métallique de la batterie (effet nuisible).
Par le réchauffement partiel, suivi de la remise en température de la chambre froide, une partie de la chaleur que nécessite le dégivrage ayant été perdu dans cette enceinte (effet nuisible).

Il existe donc une fréquence optimale de dégivrage pour minimiser l’énergie dépensée par cette opération :

Trop fréquente, ils sont effectués alors qu’une faible quantité de givre s’est déposée sur la surface froide, l’effet utile est insuffisant devant les effets nuisibles qui l’accompagnent.
Trop peu fréquente, la masse excessive de givre présente sur la batterie diminue l’efficacité énergétique de la machine frigorifique.

Choix du type de régulation

Pour les petites enceintes, une régulation par horloge peut suffire. Mais mal utilisée, cette régulation peut conduire à des aberrations énergétiques : qu’il y ait présence ou non de glace, le dégivrage est enclenché à l’heure programmée, la durée du dégivrage est fixe, quelle que soit la présence effective de glace.
Ainsi, en fonction des conditions d’exploitation des enceintes froides (peu ou beaucoup d’ouvertures de portes), les agents d’exploitation devront modifier la fréquence des dégivrages par le réglage des horloges, et une sonde de fin de dégivrage doit permettre à l’installation de redémarrer plus rapidement que la période fixée.
Cependant ils ne doivent, en aucun cas, intervenir sur la séquence interne des opérations de dégivrage. Certaines d’entre elles, si elles sont mal conduites, peuvent créer des écarts de pression intolérables entre l’intérieur et l’extérieur des chambres froides.
Pour les plus grandes enceintes, il est indispensable, au niveau énergétique, que la séquence des dégivrages réels se rapproche au mieux de la séquence utile. On utilise pour cela une régulation électronique intelligente de dégivrage. De tels systèmes permettent des économies substantielles.
Il en existe au moins deux sur le marché :

Le premier système de régulation électronique intelligent permet d’espacer la séquence de dégivrages initialement programmés s’il n’a pas détecté de phase de fusion suffisamment longue durant les 10 dernières opérations de dégivrage programmés.
Le second système de régulation électronique intelligent détecte la présence de glace à partir de deux sondes de température (l’une mesure la température ambiante de la chambre, l’autre est placée dans les ailettes de l’évaporateur). L’explication de ce principe ne nous a pas été détaillée.Chez ce fabricant, le critère d’arrêt du dégivrage classique est une température d’évaporateur de 10°C. Cela semble élevé mais c’est, semble-t-il, une sécurité par rapport à l’absence totale de glace.En plus de cette détection de givre, ce système choisit un dégivrage par circulation d’air de la chambre chaque fois que la température intérieure le permet. Ce qui est très intéressant au niveau énergétique puisque non seulement il ne faut pas produire de la chaleur pour le dégivrage, mais qu’en plus, toute l’énergie latente contenue dans la glace sera restituée à l’ambiance.Un dégivrage classique par résistance chauffante n’aura lieu que lorsqu’il n’est pas possible d’attendre la fusion de la glace par l’air ambiant.

Quel que soit le système de régulation intelligente, la souplesse de ces appareils par rapport aux thermostats mécaniques permet d’affiner les réglages et de proposer des fonctions complémentaires :

alarmes,
possibilité de faire fonctionner le congélateur avec une consigne abaissée de 5°C la nuit (pour bénéficier du courant de nuit),
possibilité de délester durant la pointe 1/4 horaire,
…

D’après le fabricant du second système système ci-dessus, l’investissement (+/- 1 625 €) est amorti en moins d’un an.

Exemple.

Une chaîne de supermarchés belge a adopté ce système pour l’ensemble de ses chambres froides depuis 2 ans. Un des responsables techniques nous a confirmé que l’investissement a largement été amorti sur cette période en regard des économies d’énergie apportées (plus de 20 % de la consommation de la chambre). Une généralisation de ce système à l’ensemble des points de vente est programmée.

De plus, ces systèmes peuvent tout à fait s’adapter sur des installations existantes.
Lors de la pose d’un système de régulation de dégivrage, il est important de l’adapter au mieux à la chambre froide et à son utilisation. Il appartient au frigoriste de bien poser au client les questions pour comprendre son mode de travail et de câbler la régulation la plus appropriée.

Autres précautions…

Pour optimiser le dégivrage, le frigoriste ne doit pas oublier de prévoir deux temporisations dans les étapes de dégivrage :

Après l’opération de dégivrage proprement-dite, il faut prévoir une temporisation avant l’ouverture de la vanne magnétique (permettant à la production frigorifique de reprendre). Cette précaution permet d’assurer l’égouttage.
Ensuite, il faut prévoir une deuxième temporisation avant la remise en fonctionnement des ventilateurs de l’évaporateur. Cette temporisation permet à la batterie d’atteindre une température moyenne inférieure ou égale à celle de l’enceinte. À défaut, la remise en route prématurée des ventilateurs peut envoyer de la chaleur dans la chambre froide et/ou des gouttelettes d’eau encore présentes.

Il veillera aussi à prévoir un système de sécurité qui arrête le dégivrage dès qu’une température ambiante excessive est atteinte. Cette sécurité doit, par exemple, être accompagnée d’une alarme qui prévient le personnel du problème.
Cette précaution est d’autant plus importante que les produits stockés sont coûteux.

Exemple.

Il est déjà arrivé qu’un contacteur qui commandait les résistances électriques de dégivrage d’une enceinte stockant des crustacés, du caviar, etc. reste bloqué et que du chauffage soit diffusé toute la nuit dans la chambre avant que le personnel ne s’en aperçoive le lendemain matin.

Évacuation des condensas

Il faut prévoir un raccordement de décharge pour l’évacuation des condensas ou des eaux de dégivrage.
Dans les chambres froides négatives, pour éviter le gel, les tuyaux qui évacuent les condensas doivent être calorifugés, voir chauffés. L’évacuation par le haut à l’aide d’une pompe de relevage offre l’avantage d’éviter les passages de tuyaux à l’intérieur de l’enceinte (en général, l’évaporateur est suspendu au plafond). De façon générale, il faut chercher à sortir les condensas par le chemin le plus court de la chambre froide vers l’extérieur de manière à éviter tout souci.
L’exploitation devra toujours veiller à la bonne évacuation des eaux de dégivrage, et donc maintenir toujours libre de givre non fondu le bac de collecte de ces eaux. Elle doit également veiller au bon état de la conduite d’évacuation et de son système de chauffage (pour les chambres à températures négatives).
L’écoulement des condensas est primordial pour assurer de parfait dégivrage. Un bac de condensas qui ne se vide pas va provoquer très rapidement la prise en glace de la batterie par simple conduction entre l’eau et les ailettes.

La cellule de refroidissement ou de congélation rapide

Les temps maximum autorisés pour refroidir ou surgeler dans une cellule est relativement court (respectivement 2 h ou 4 h 30); le dégivrage se fait en fin de cycle.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer l’efficacité énergétique de la distribution de chaleur

Évaluer l'efficacité énergétique de la distribution de chaleur

Sous-station de distribution sans isolation !

Pertes dans les tuyauteries

Lorsque qu’un tuyau véhiculant de l’eau de chauffage traverse un espace ne devant pas être chauffé (chaufferie, vide-ventilé, caniveau), il présente des pertes importantes.

Exemples :

Tuyauterie de chauffage non isolée parcourant un faux plafond sous toiture.

Boucle de distribution d’eau chaude sanitaire non isolée, parcourant un vide ventilé de plus de 100 m de long.

Tronçon de collecteur DN 150 non isolé pour des raisons de facilité. Pertes annuelles : environ 4 000 kWh/an ou 400 litres de fuel/an (puissance perdue 2 x 230 W).

Conduites extérieures ….

En principe, lorsque ce tuyau traverse un local chauffé, on considère souvent que la perte contribuant au chauffage de l’ambiance, elle n’est pas source de surconsommation. Cependant cette affirmation est à nuancer dans certaines situation :

Lorsque la perte est tellement importante qu’elle crée des surchauffes.

Lorsque le tuyau reste en température alors que les locaux ne doivent plus être chauffés. Ce sera, par exemple, le cas pour une boucle de distribution d’eau chaude sanitaire maintenue en température, même en été.

Exemple.

photo conduites non isolées - 01.

École dont les classes sont parcourues par d’importantes conduites de chauffage. L’absence d’isolation sur les conduites combinée à l’absence de vanne thermostatique sur les radiateurs entraîne une la surchauffe importante dans chaque classe.

Bilan thermique d’une classe traversée par de grosses conduites non isolées. On voit que les apports des conduites, des élèves et du soleil vont rapidement conduire à des surchauffes. Les corrections à envisager pour le chauffage sont l’isolation des conduites et le placement de vannes thermostatiques pour arrêter le fonctionnement des radiateurs.

Ordre de grandeur

1 m de tuyau en acier de 1 pouce de diamètre, non isolé, dans lequel circule de l’eau chaude à 70°C et qui parcourt une ambiance à 20°C a une perte équivalente à la consommation d’une ampoule de 60 W.

Or cette ampoule, si elle restait allumée toute l’année dans la chaufferie, il est fort probable que quelqu’un l’éteindrait, parce qu’elle est bien visible …

Exemple.

photo conduites non isolées - 02.

Voici une installation vieille de 2 ans, jamais l’isolant n’a été placé sur les tuyauteries (cela n’ayant pas été précisé textuellement dans le cahier des charges, l’installateur a estimé que l’isolation ne faisait pas partie de son offre et n’en a pas informé le maître d’ouvrage). Voilà l’équivalent d’une belle guirlande lumineuse qui est restée allumée pendant plus de deux ans !

photo conduites non isolées - 03.

Dans le même établissement, les conduites de distribution de chauffage et d’eau chaude sanitaire passent dans un vide ventilé. La fin de l’isolation des conduites n’a pas été réalisée. Pour preuve, la coquille isolante n’a pas été découpée à la longueur du tuyau. En terme de surconsommation, cela équivaut à une lampe de 60 W restée allumée pendant 2 ans dans le vide ventilé ! Soit une perte de :

60 [W] x 8 760 [h/an] / 0,8 = 657 [kWh/an] ou 66 [litres fuel ou m³ gaz] (0,8 est le rendement saisonnier de la chaudière).

Chiffrer les pertes dans le tuyauteries

La perte augmente proportionnellement au diamètre de la tuyauterie. Le tableau suivant indique les pertes des tuyaux en acier en fonction de leur diamètre, de la température entre l’eau chaude et de la température ambiante.

Perte de chaleur d’un tuyau en acier non isolé en [W/m]
DN [mm]	10	15	20	25	32	40	50	62	80	100
Diam [pouce]	3/8″	1/2″	3/4″	1″	5/4″	1 1/2″	2″	2 1/2″	3″	4″
T_eau – T_air:
20°C	11	13	17	21	26	30	38	47	55	71
40°C	22	29	36	45	57	65	81	101	118	152
60°C	36	46	58	73	92	105	130	164	191	246
80°C	52	67	84	105	132	151	188	236	276	355

Les pertes calorifiques des canalisations enterrées sont plus faibles que dans l’air, en moyenne de 10 à 35 %.

Exemple.

Perte de 20 m de tuyauterie non isolée DN 50 (2″), à 80°C, dans une chaufferie à 20°C :

Puissance perdue = 130 [W/m] x 20 [m] = 2,6 [kW]

Énergie perdue (si la circulation fonctionne toute l’année = 2,6 [kW] x 8 760 [h/an] / 0,8 = 28 470 [kWh/an] ou 2 847 [litres fuel ou m³ gaz] (0,8 est le rendement saisonnier de la chaudière).

Le coût de cette perte est de l’ordre de 89 €/an (à 0,625 €/litre fuel) par mètre de tuyau non isolé.

Calculs	Pour calculer les pertes de vos tuyauteries de chauffage et le gain réalisable par une isolation.
Améliorer	Isoler les tuyauteries et les vannes.

Régulation de la température de l’eau

On le voit dans les coefficients de perte ci-dessus, les déperditions des tuyauteries sont proportionnelles à la différence de température entre l’eau et l’ambiance. On a donc tout intérêt à travailler avec une eau chaude distribuée à la température la plus faible possible.

Cela est une des justifications pour lesquelles on a intérêt à travailler avec une température d’eau variable en fonction des besoins, soit directement au niveau du collecteur principal, soit au minimum au niveau des circuits secondaires.

L’ampleur de la perte engendrée en travaillant en permanence à haute température dans les circuits dépend de la disposition des circuits (le collecteur peut être très long, en conduisant par exemple à une sous station) et de leur degré d’isolation.

Exemple.

Prenons un collecteur DN 100 de 10 m, isolé par 4 cm de laine minérale et alimenté 5 800 h/an. La chaufferie a une température de 20°C.

Si la température l’eau qui y circule est régulée en fonction de la température extérieure, la température moyenne de l’eau sur la saison de chauffe sera de l’ordre 43°C. Déperdition thermique sera égale à :

0,424 [W/m°C] x (43 [°C] – 20 [°C]) x 10 [m] x 5 800 [h/an] = 565 [kWh/an] ou 56 [litres fuel ou m³ gaz]

Si la température de ce collecteur est maintenue en permanence à 70°C (moyenne entre le départ et le retour), la déperdition est de :

0,424 [W/m°C] x (70 [°C] – 20 [°C]) x 10 [m] x 5 800 [h/an] = 1 229 [kWh/an] ou 123 [litres fuel ou m³ gaz]

La différence est négligeable.

Ce ne sera pas le cas si le collecteur alimente aussi un bâtiment voisin distant de 50 m (soit 100 m de collecteur). La différence sera cette fois de 670 [litres fuel ou m³ gaz].

Améliorer

Pour en savoir plus sur les installations susceptibles de travailler en température glissante.

Pertes dans les vannes

Les vannes présentes une surface déperditive nettement plus importante qu’un tuyau du même diamètre.

Une étude menée par AIB a.s.b.l. basée sur des observations thermographiques a montré que :

Perte thermique des vannes et brides en équivalent de longueur de tuyauterie de même diamètre non isolée Source : AIB
Accessoire	Longueur équivalente de tuyauterie
Vanne non isolée	1,7 m
Vanne non isolée (6 cm de laine)	0,17 m
Paire de brides	0,9 m
Paire de brides isolée (6 cm de laine)	0,06 m

Exemple :

La température de cette boucle primaire est maintenue à 80°C (moyenne entre le départ et le retour). La perte de chacune des vannes (DN 300) ci-dessus équivaudrait à la perte de 1,7 m de tuyau (on applique une régression linéaire entre les valeur du tableau), soit :

707 [W/m] x 1,7 [m] = 1,2 [kW/vanne]

Si pour des raisons de production d’eau chaude sanitaire, la boucle est alimentée toute l’année, la perte énergétique s’élève à :

1,2 [kW/vanne] x 8 760 [h/an] = 10 512 [kWh/an.vanne] ou 1 051 [litres fuel ou m³ gaz]

Un matelas isolant permet de diminuer cette perte de 90 %, soit un gain de 946 [litres fuel ou m³ gaz] ou 591 [€/an] (à 0,625 €/litre fuel), pour un coût de 313 € le matelas démontable de 6 cm de laine.

Améliorer

Isoler les tuyauteries et les vannes.

Déséquilibre

Nombreuses sont les installations de chauffage qui présentent des problèmes de manque de chaleur dans les locaux situés en bout de circuit.

Très souvent, la cause de cet inconfort réside dans un déséquilibre de l’installation : les premiers radiateurs « court-circuitent » le débit d’eau chaude, privant ainsi les derniers émetteurs d’un débit suffisant.

Lorsque l’installation est déséquilibrée, les premiers radiateurs court-circuitent le débit d’eau. Le manque de débit dans les derniers radiateurs entraîne un manque de chaleur.

Intrinsèquement, il s’agit d’un problème de confort et non de surconsommation.

Évaluer

Pour diagnostiquer plus en détail, les causes d’inconfort.

Cependant, la réaction de la plupart de gestionnaire est de compenser cet inconfort

en augmentant la consigne de régulation (augmentation de la courbe de chauffe, augmentation du thermostat d’ambiance),
en avançant l’heure de la relance matinale,
en déconnectant l’optimiseur, …

En absence de vannes thermostatiques, il en résulte une surchauffe dans les locaux favorisés et donc une surconsommation.

Si face à une déséquilibre de l’installation, le gestionnaire augmente la consigne de température, les derniers locaux seront vraisemblablement satisfaits mais avec une surchauffe et une surconsommation dans les autres locaux.

Il vaut donc mieux tenter dans la mesure du possible rétablir un débit correct dans chaque radiateur, en étranglant l’arrivée d’eau dans les zones favorisées.

Améliorer

Équilibrer la distribution.

Un indice pour diagnostiquer un déséquilibre

Pour repérer un déséquilibrage, on peut sentir la répartition des températures dans les radiateurs : un radiateur chaud dans sa partie supérieure mais froid dans sa partie inférieure présente un débit d’alimentation insuffisant (une partie supérieure froide traduit une présence d’air à purger).

Régulation des circulateurs

La notion d’efficacité énergétique de la distribution inclut également la consommation des auxiliaires nécessaires au transport de la chaleur : les circulateurs.

Estimer la consommation des circulateurs

Sans mesure du courant absorbé par les circulateurs, il est difficile de connaître précisément la consommation électrique liée à la distribution de l’eau chaude.

En première approximation, on peut se baser sur les ratios suivants (pour une installation bien dimensionnée).

La consommation électrique des circulateurs [kWh] = 4 à 8 ^o/_oo de la consommation de combustible [kWh] (1 litre de fuel = 1 m³ de gaz = 10 kWh)

La puissance électrique des circulateurs [kW] = 1 à 2 ^o/_oo de la puissance chauffage [kW]

La puissance électrique des circulateurs [kW] = 90 % de la somme des puissances lues sur les plaques signalétiques [kW]

Exemple.

soit une installation de chauffage de 800 kW, consommant 120 000 m³ de gaz par an. Les circulateurs ne fonctionnent que durant la durée de la saison de chauffe (5 800 heures/an).

1^ère estimation :

la consommation électrique des circulateurs [kWh] = (0,004 .. 0,008) x 120 000 [m³gaz] x 10 [kWh/m³gaz] = 4 800 .. 9 600 [kWh électrique/an]

2^ème estimation :

la puissance électrique des circulateurs [kW] = (0,001 .. 0,002) x 800 [kW] = 0,8 .. 1,6 [kW]. Leur consommation = (0,8 .. 1,6) [kW] x 5 800 [h/an] = 4 640 .. 9 280 [kWh électrique/an]

Deux éléments caractérisent l’efficacité énergétique des circulateurs

le dimensionnement,
la gestion du temps de fonctionnement et de la vitesse.

Le surdimensionnement des circulateurs

Le calcul des pertes de charge dans les réseaux de chauffage est une tâche fastidieuse. C’est la raison pour laquelle on procède souvent à des estimations. De plus, on choisit un circulateur d’un modèle encore supérieur pour avoir une réserve.

Ceci engendre dans la plupart des installations, un débit plus important que nécessaire, une diminution du rendement du circulateur et une surconsommation électrique durant toute l’année. Ceci, sans compter l’imprécision supplémentaire qui est de mise si l’on remplace un circulateur dont on ne connaît plus les caractéristiques de dimensionnement.

Par exemple, une étude suisse sur plusieurs centaines de bâtiments a montré que le débit des installations de chauffage était en moyenne 2,5 fois surdimensionné par rapport aux besoins. Cela signifie que dans les installations de chauffage existantes, les circulateurs consomment 15 fois plus (règle de similitude : 15 = 2,5³) que nécessaire.

Il faut cependant relativiser cette surconsommation. En effet dans les circulateurs actuels à rotor noyé, le moteur est partiellement refroidi par l’eau de chauffage. De ce fait, une certaine partie de la consommation électrique du circulateur se retrouve sous forme de chaleur dans l’eau.

Ce n’est cependant pas pour cette raison qu’il ne faut pas tenter de réduire cette consommation. En effet, il s’agit d’une consommation d’énergie électrique, c’est-à-dire :

en moyenne plus chère que l’énergie issue des combustibles,

produite avec un rendement global (englobant le rendement des centrales électriques) nettement moindre, ce qui engendre une consommation d’énergie primaire et une production de CO₂ nettement supérieure.

De plus, le surdimensionnement de circulateur est une source de problèmes hydrauliques dans l’installation et d’inconfort pour les occupants.

Évaluer	Pour en savoir plus sur les problèmes d’inconfort.
Études de cas	Surdimensionnement des circulateurs et mauvais fonctionnement de la production d’eau sanitaire combinée au Centre de Hemptinnne à Jauche.

Comment repérer un circulateur surdimensionné ?

Premier indice : la puissance de la plaque signalétique des circulateurs

On peut estimer la puissance électrique absorbée par des circulateurs existants suivant la règle :

La puissance électrique des circulateurs [kW] = 90 % de la somme des puissances lues sur les plaques signalétiques [kW]

Dans une installation équipée de radiateurs, si cette puissance électrique est supérieure à 2 o/oo de la puissance thermique du bâtiment (en [kW]), les circulateurs peuvent souvent être considérés comme surdimensionnés.

Cette règle équivaut à dire qu’il y a surdimensionnement des circulateurs si :

La puissance électrique des circulateurs P_e en [W] > 0,002 x puissance thermique du bâtiment P_th [kW]

Concevoir

Si les chaudières ne sont pas trop surdimensionnées, on peut, en première approximation, considérer que la puissance thermique du bâtiment équivaut à la puissance des chaudières installées. En cas de surdimensionnement flagrant des chaudières, on peut estimer la puissance thermique en fonction de l’isolation globale du bâtiment et du volume chauffé. Pour en savoir plus sur cette méthode, cliquez ici !

Évaluer

Pour en savoir plus sur l’estimation du surdimensionnement des chaudières, cliquez ici !

Deuxième indice : la température de l’eau de retour

La plupart des installations de chauffage par radiateurs existantes ont été dimensionnée pour un régime d’eau 90°/70°. Ceci signifie que pour la température extérieure minimale de dimensionnement (- 8° .. – 12°, en fonction de la région), la température de départ de l’eau doit être de 90°C et la température de retour, de 70°C, soit un écart entre le départ et le retour de 20°C.
Cet écart de température, proportionnel à la puissance émise, varie en fonction des besoins instantanés. Par exemple, si la température extérieure est de 5°C, l’écart de température entre le départ et le retour doit être voisin de 10°C (pour un dimensionnement pour – 10°C extérieur).

Écart de température entre le départ et le retour d’une installation de chauffage par radiateur dimensionnée pour un écart maximum de 20°C et une installation de chauffage par le sol dimensionnée un écart maximum de 12°C. La température extérieure de dimensionnement est de – 10°C et la température de consigne intérieure est de 20°C.

La puissance fournie par l’installation se traduit entre autres par la formule :

Puissance fournie [kW] = 1,16 [kW/(m³/h).°C] x Débit [m³/h] x (T_départ[°C] – T_retour[°C])

Pour des besoins en chaleur et donc une puissance fournie identiques, si le débit augmente, l’écart de température entre le départ et le retour diminue.

Ainsi, si pour une température extérieure donnée (de préférence, effectuez la mesure en hiver), la différence de température mesurée entre le départ et le retour d’un circuit est inférieure à la référence du graphe ci-dessus, il y a de fortes chances pour que le circulateur soit surdimensionné. Attention, pour être représentative, cette mesure doit être effectuée toutes les vannes thermostatiques du circuit ouvertes en grand.

Calculs

Pour estimer le facteur de surdimensionnement de vos circulateurs.

Exemple.

soit une installation de chauffage par radiateurs située à Louvain-la-Neuve. La température extérieure de référence pour le dimensionnement est de – 8°C. La température intérieure de consigne utilisée pour le dimensionnement est de 20°C.

Théoriquement, pour chacun des circuits de cette installation, l’écart de température entre le départ et le retour devrait être de :

Par exemple, pour une température extérieure de 1°C, l’écart de température théorique devrait être de 13,6°C. Or, pour un des circuits, les températures de départ et de retour sont respectivement de 54°C et 46°C, soit un écart de 8°C.

Le facteur de surdébit est donc de :

13,6 [°C] / 8 [°C] = 1,7

Comme la hauteur manométrique du circulateur évolue comme le carré du débit et la puissance électrique absorbée, comme le cube du débit (règles de similitude), on se trouve en présence :

d’une surpression d’un facteur (1,7)² = 2,9
d’une surconsommation d’un facteur (1,7)³ = 4,9

On peut se conforter dans l’idée de surdimensionnement du circulateur calculé ci-dessus en freinant le débit du circulateur existant : il suffit de refermer la vanne d’arrêt du circulateur jusqu’à ce que la différence de température voulue entre le départ et le retour soit atteinte. Si dans ce cas, le chauffage fonctionne toujours correctement partout, il n’y a aucune hésitation à procéder à une diminution du débit.

On peut également imaginer que les circulateurs sont surdimensionnés si l’installation possède des éléments de réglage fixe qui provoquent un étranglement permanent. Attention, toutefois, aux éléments qui servent seulement à équilibrer les débits dans certains circuits hydrauliques parallèles et qui ne signifient pas qu’un surdimensionnement général existe.

Un sifflement dans l’installation est également un indice de vitesse trop élevée de l’eau et donc d’une vitesse trop importante.

Mesures	Le contrôle du dimensionnement correct d’un circulateur peut également se faire par mesure du débit et comparaison avec la puissance thermique à fournir. Pour en savoir plus.
Améliorer	Réduire le débit des circulateurs.

La gestion du temps de fonctionnement et de la vitesse

Dans beaucoup d’anciennes installations, les circulateurs fonctionnent en permanence et à pleine puissance durant la saison de chauffe, si ce n’est toute l’année. En effet, le câblage des pompes était souvent réalisé indépendamment de celui du réglage du chauffage.

Par exemple, en mi-saison, l’apport de chaleur peut devenir inutile (température extérieure = 14 .. 15°C), sans pour cela que l’installation soit à l’arrêt définitif. Les vannes mélangeuses sont fermées et pourtant les circulateurs sont toujours en fonctionnement.

Si à ce moment les circulateurs étaient automatiquement mis à l’arrêt (sur base d’une mesure de la température extérieure), cela permettrait une économie substantielle d’énergie.

Des mesures menées en Suisse, sur plus de 50 bâtiments ont montré une économie électrique des circulateurs de l’ordre de 10 .. 15% grâce à ce genre de régulation.

Améliorer

Réduire le débit des circulateurs.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir un système rayonnant sur boucle d’eau froide : plafond froid, dalle active

Dalle active ou plafond froid ?

Inertie, puissance et free chilling

Il existe deux technologies d’émetteurs « froids » basés sur un échange par rayonnement : les plafonds froids et les dalles actives.

Clairement, la puissance émise par une dalle froide active est faible par rapport à celle d’un plafond froid traditionnel (de l’ordre de moitié). Elle présente un temps de réponse également très élevé et sera donc peu efficace pour gérer un afflux de soleil soudain. Il suffit de voir la température de surface inférieure de la paroi (22,5° pour 26° ambiant…) pour se rendre compte que la réponse va manquer de pêche !

Par contre, la dalle froide se distingue du plafond rayonnant par une grande inertie thermique.

Avantages d’un émetteur inerte : il est possible de réaliser un stockage nocturne de frigories dans la dalle ! Cette technique présente dès lors les avantages du système de stockage frigorifique dans des bâches d’eau glacée (production de frigories au prix du kWh de nuit, diminution de la puissance frigorifique installée, …). Elle permet également de valoriser la fraîcheur nocturne par free chilling.

Inconvénients d’un émetteur inerte : l’inertie du système rend la régulation très difficile… Y aura-t-il du soleil demain ? Faut-il enclencher le refroidissement cette nuit ? De plus, la décharge du froid est indépendante des besoins réels. La température ambiante du local varie dans la journée en fonction des charges du local… On imagine un tel système lorsque les besoins sont créés par une charge interne permanente, mais non par des apports solaires ou une occupation variable.

C’est ainsi que la dalle active va pouvoir valoriser au mieux le froid créé durant la nuit : soit par passage dans un échangeur direct, soit par utilisation d’une machine frigorifique avec un très bon rendement.

Si l’eau provient d’une nappe phréatique ou d’une sonde géothermique, il ne semble pas fort intéressant de passer au système de refroidissement par dalle puisque la puissance frigorifique est à disposition également en journée.

On arrive donc à différents types de configuration, dont :

Un refroidissement de nuit sur l’air extérieur, assisté par une machine frigorifique en période de canicule.

Un refroidissement 24h/24 via des plafonds froids, dont le froid est capté sur des sondes enterrées.

Confort acoustique

Les nattes capillaires noyées dans le plafonnage et les dalles actives sont peu intéressantes au niveau acoustique : aucune absorption à attendre de leur part. Les plafonds froids suspendus par contre intègrent souvent des matelas absorbants.

En outre, les émetteurs noyés sont pénalisés lors de la pose d’ilots acoustiques suspendus. En effet ceux-ci viendraient bloquer l’échange par rayonnement entre les occupants et le plafond, ce qui limite l’échange thermique à la seule composante convective entre l’air et le plafond. D’autres surfaces d’absorption doivent être trouvées (panneaux mobiles, armoires avec panneaux intégrés, sous-faces des tables de travail, …).

Par exemple, les portes des armoires du bâtiment Worx à Kortrijk sont des panneaux acoustiques microperforés :

Une campagne d’essais a été menée à l’institut de recherche suédois pour mesurer l’influence de faux plafond discontinu, morcelé en ilots flottants de petite taille, sur les échanges thermiques entre le local et la dalle active.
La campagne consistait à comparer deux configurations, un faux plafond de 8.6 m² (6 éléments de 1,2 m x 1,2 m) représentant 45 % de la surface du local suspendu à deux hauteurs différentes (20 cm et 80 cm).
On constate une diminution de l’efficacité due à la présence des éléments acoustiques de 16 % lorsqu’ils sont suspendus à 20 cm et de 12 % à 80 cm. Il apparait logique que plus l’élément acoustique est suspendu bas, plus la convection de l’air autour du panneau est facilitée. De même l’efficacité acoustique est améliorée, car le son se répartit mieux autour du panneau, tout comme des panneaux trop proches l’un de l’autre se gênent le son ne distribuera pas correctement autour des panneaux.

Choix de la technologie de plafonds froid

Le terme plafond froid recouvre lui-même une large variété de dispositifs d’émission. Pour faire le tri parmi ces technologies, on peut distinguer plusieurs critères de choix :

L’inertie du plafond

La plupart des plafonds froids sont peu inertes, puisque constitués de tuyauteries fixées sur un faux plafond peu épais. Seuls les systèmes constitués de nattes capillaires noyées dans un plafonnage présentent un plafond froid, dont l’inertie plus importante.

Le mode d’émission de froid entre la tuyauterie d’eau et le local

La plupart des systèmes utilisent la conduction de froid (en réalité, de la chaleur) vers les panneaux de plafonds. Pour augmenter la puissance, l’essentiel consiste à faire communiquer au mieux le froid entre le tube et l’entièreté du plafond, si possible métallique. Un système qui ne comporterait que quelques points de soudure de temps en temps, ne serait pas idéal à ce niveau…

Il existe des faux plafonds à ailettes clipsables, atteignant une puissance de 80 à 90 W/m² actif.

Mais on améliore les choses par des tubes intégrés à un profilé aluminium. Ces systèmes, bien qu’un peu plus chers, permettent une excellente conduction du froid, si bien que la différence de température entre l’eau et la surface métallique est seulement de l’ordre de 1°C. Des puissances de 100 à 130 W/m² actif sont atteintes, pour un écart de 10° entre la température moyenne de l’eau (16°C) et la température de l’ambiance (26°C), c’est-à-dire, dans des conditions extrêmes.

Mais l’échange par rayonnement est rapidement limité. Aussi, afin de favoriser l’effet convectif, des ailettes seront serties sur les tuyauteries. L’idée consiste à créer un effet d’écoulement d’air, de « cheminée froide » le long de ces ailettes. Cette fois, deux tiers de la puissance sont communiqués par convection. La puissance frigorifique est maximale (130 W/m² et plus) pour autant que le faux plafond reste à claire-voie, ce qui n’est pas toujours accepté par l’architecte.

De plus, la hauteur du faux plafond devient fort importante. On envisagera plutôt ce système dans un hall de grande hauteur.

La facilité du montage

Si certains systèmes sont assemblés sur place (serpentins clipsés, par exemple), d’autres sont montés en usine et arrivent par modules « tout faits ». On peut imaginer que cette deuxième solution est plus fiable.

La planéité d’ensemble est un élément très important, car notre oil est très sensible au moindre défaut, tout particulièrement dans les bureaux paysagers.

Le critère esthétique

Certains plafonds sont de type à lamelle, d’autres sont modulaires (généralement de largeur 600 mm.), ce qui modifie l’aspect architectural.. Les nattes noyées dans le plafonnage et les dalles actives sont par contre totalement invisibles.

La facilité de la maintenance

Chaque constructeur rivalise d’astuce pour pouvoir accéder le plus facilement possible à l’espace situé au-dessus du faux plafond (modification d’un câblage, …).

C’est en dé-clipsant les tuyauteries pour les uns, c’est en faisant pivoter une fixation par charnière pour les autres. La liaison entre le réseau d’eau froide et le module de faux plafond est réalisée par des flexibles.

Le montage des modules est facilité, mais le prix d’achat est augmenté.

La hauteur minimale nécessaire est fonction de l’ensemble des équipements à placer dans le faux plafond. Au cas où seule la fonction thermique est présente, la hauteur minimale requise est de 55 mm.

Remarques :

1. De nombreux fabricants proposent leurs produits sur le marché :

des fabricants de faux plafonds qui ont développé la fonction « thermique »,

des fabricants de matériel thermique qui ont développé la fonction « faux plafond » !

Il est indispensable que les deux fonctions soient totalement maîtrisées et proposées avec des matériaux de qualité.

2. Un plafond froid ne s’achète pas sur « catalogue » et une installation ne peut se concevoir sans qu’un Ingénieur Conseil n’intègre tous les besoins et exigences du Maître de l’Ouvrage et de l’Architecte.

L’Entrepreneur réalisant un tel système doit en prendre la responsabilité globale tant au point de vue installation (faux plafond) que performance (confort).

3. Pourrait-on avoir un « plancher froid » ? C’est une solution peu confortable (froid aux pieds, chaud à la tête !). Pour éviter cet inconfort, on limite de tels systèmes à une puissance de 30 W/m². Exemple d’application : un show-room de voitures. L’immense avantage est de pouvoir faire du chauffage par le sol en hiver !

Choix de l’apport d’air neuf

Les plafonds froids et dalles actives sont des systèmes agissant sur la température du local indépendamment de l’apport de l’air neuf de ventilation (imposé par la réglementation pour garantir une qualité de l’air suffisante).

Celui-ci ne pourra ici se faire qu’au moyen d’une ventilation double flux. En effet, l’air neuf doit être pré-refroidi en centrale, et ce pour deux raisons :

La puissance frigorifique des plafonds froids est parfois insuffisante pour reprendre toute la charge frigorifique du local. Un air prérefroidi peut alors lui venir en aide. Dans le cas d’une dalle active, une pulsion d’air traité en centrale peut compléter l’inertie du système rayonnant par une réactivité importante. Attention cependant à la destruction d’énergie entre la dalle refroidie et un air éventuellement préchauffé.
Pour éviter toute condensation sur le plafond, l’humidité relative dans le local doit être maintenue par la batterie de prérefroidissemment à une valeur de 52 .. 57 % HR, en fonction de la température du plafond.

L’enjeu est de ne pas « casser l’énergie », en refroidissant l’air neuf pour le déshumidifier et en le réchauffant ensuite pour éviter les courants d’air (on considère souvent qu’une température de pulsion minimum de 16°C est nécessaire).

Il est clair que de prévoir des par bouches toriques (à haute induction) est une garantie de pouvoir pulser l’air à très basse température sans créer de courants d’air, et donc de ne pas détruire de l’énergie.

Ce type de bouche est par ailleurs favorable à l’émission du plafond. Des essais réalisés au Laboratoire de Thermodynamique de l’ULg auraient montré qu’une augmentation de l’ordre de 30 % de la puissance frigorifique est réalisée avec ce type de bouches. Ce pourcentage atteint même les 50 % s’il s’agit d’un plafond chauffant.

Idéalement, il faudrait arriver à ne pas devoir postchauffer l’air neuf après déshumidification. Plus de détails techniques sont donnés dans la régulation de la déshumidification de l’air neuf avec plafonds froids.

Contrôle du risque de condensation

En pratique, le risque de condensation est limité.

Le taux d’humidité d’un local dépend non seulement du taux d’humidité extérieur, mais également du dégagement d’eau dans le local. Prenons l’exemple d’un local type de bureau individuel (occupation : 70 g/h.personne à 26 °C , plantes, etc.). Si la ventilation apporte 25 m³/h d’air neuf, l’humidité absolue du local est en moyenne supérieure de 3 g/kg à l’humidité absolue de l’air extérieur.

Si la température de surface d’une dalle active est de 22 °C (température d’équilibre pour de l’eau entrant à 16 °C dans la dalle et une ambiance à 26 °C ), le risque de condensation apparaît si l’humidité ambiante dépasse 16,7 g/kg, soit si l’humidité extérieure dépasse (16,7 g/kg – 3 g/kg =) 13,7 g/kg. Ainsi, pour une année moyenne en Belgique, le point de condensation n’est dépassé que 12 heures sur 8 760 par an. Il n’a pas été dépassé pendant la période de canicule de juin 1976, similaire à celle que nous avons connue en 2003.

Si, en mi-saison ou en hiver, la température de surface de la dalle est de 20 °C (température d’équilibre pour de l’eau entrant à 18 °C dans la dalle et une ambiance à 22 °C ), le risque de condensation apparaît si l’humidité ambiante dépasse 14,7 g/kg, soit si l’humidité extérieure dépasse (14,7 g/kg – 3 g/kg =) 11,7 g/kg. Pour une année moyenne en Belgique, l’humidité extérieure ne dépasse jamais ce niveau entre début octobre et fin mai.

Le risque de condensation sur les parois est donc très faible dans les locaux tels que les bureaux, même si l’air neuf n’est pas déshumidifié. De plus, lors d’une augmentation d’humidité rapide dehors ou par des sources internes, l’humidité dans la pièce n’augmente que lentement à cause de la grande capacité d’absorption des plafonds, murs et mobiliers.

Par contre, dans des salles de réunion ou des cafétérias où le dégagement d’humidité est plus important, l’importance de la condensation en cas d’occupation exceptionnelle (ou de défaut de ventilation) sera plus grande et aura donc des conséquences plus sérieuses. Mais on peut imaginer que dans ces locaux un climatiseur d’appoint soit nécessaire et qu’il joue le rôle de déshumidificateur (T° d’évaporateur généralement très basse vu la détente directe et la compacité de l’échangeur).

Le risque de condensation est un peu plus important lorsque l’on choisit des plafonds froids, puisque le régime de température est moins élevé que dans la dalle active. Le risque de condensation reste néanmoins limité notamment suite à la déshumidification de l’air neuf en centrale. La formation d’une véritable goutte d’eau (capable de dégâts) semble difficile à créer lors des essais de laboratoire : un film humide peut se former sur le plafond (buée) sans pour autant que de gouttes ne chutent.

Restent des risques exceptionnels tels que la fête pour le départ de Louis à la pension, la cafetière qui bout en permanence, et quelques jours orageux par an, …

Aussi différentes dispositions sont possibles pour limiter le risque de condensation

Limitation de la température de départ de l’eau pour les réseaux intégrés dans la dalle de plafond (généralement 15°C).

Contrôle de l’humidité relative à proximité du plafond et coupure de la circulation d’eau, pour les réseaux en faux plafonds.

Prise en considération des conditions extérieures pour anticiper les fluctuations d’humidité à l’intérieur du local.

Dans un bâtiment avec fenêtres ouvrantes, l’alimentation du plafond en eau devrait pouvoir être interrompue par un contact de feuillure. À défaut, une information efficace des occupants et du personnel d’exploitation sera impérative.

Choix du système de chauffage associé

Plusieurs solutions sont possibles.

Soit le chauffage de l’air pulsé

Si l’on dispose déjà d’un réseau d’émetteurs pour le refroidissement et d’un réseau de ventilation hygiénique, on peut chercher à limiter l’investissement en évitant un troisième réseau, spécifiquement dédié au chauffage. Une piste est alors d’utiliser le réseau de ventilation.

On sait que le débit d’air pulsé est très faible (généralement entre 1 et 2 renouvellements horaire) puisqu’il correspond au débit d’air neuf hygiénique, parfois gonflé pour couvrir les besoins de déshumidification de l’air en été. Et la température de l’air ne peut dépasser 35 à 40°C.

Cet apport ne permet de couvrir que peu de déperditions. Cette solution n’est donc possible que si le bâtiment est fort isolé au départ et/ou que le client accepte de prendre en compte les apports internes comme source de chauffage. Expliquons-nous : si l’on respecte la norme du calcul des déperditions (NBN B62-003), on ne peut compter que sur le système de chauffage pour vaincre les déperditions dans le cas le plus critique. Or, en pratique, les occupants, la bureautique, l’éclairage, … apporteront de la chaleur de façon non négligeable et les installations seront souvent surdimensionnées. Si le Maître de l’Ouvrage l’accepte, il peut donc autoriser le bureau d’études à tenir compte d’apports internes minimaux et diminuer d’autant la puissance de son installation. Ceci est d’autant plus exact que l’on travaille dans un bâtiment à utilisation permanente.

Si des coupures prolongées sont possibles (WE, période entre Noël et Nouvel An), la puissance maximale doit tenir compte de la relance et un calcul plus fin doit avoir lieu. On peut alors imaginer que l’air neuf soit recyclé lors de la relance et que la puissance totale de l’installation soit consacrée à la remise en température du bâtiment. Mais cette solution n’autorise pas une extraction classique de l’air neuf par les sanitaires… puisque l’air assure la fonction de chauffage et doit être recyclé.

Soit le chauffage par le plafond ou par la dalle

Deuxième piste pour éviter un émetteur de chauffage spécifique : L’apport de chaleur par le réseau de tuyauterie du faux plafond ou de la dalle active. Cette solution est possible, mais présente un risque d’inconfort.

L’inconfort résulte de l’asymétrie du rayonnement en mode chauffage (= « impression désagréable d’avoir de la chaleur qui tombe sur la tête ») et ne permet pas d’alimenter le réseau à une température supérieure à 35 °C. Pour les dalles actives, le régime de température est encore plus bas : de l’ordre de 28 °C maximum. Mais dans les bâtiments récents, cette faible puissance de chauffe pourrait ne pas poser de problème vu les besoins limités. On peut imaginer également que la température serait seulement élevée en période de relance (lorsque les occupants sont absents, puis relayée par le réseau d’air en période d’occupation). Attention aux contraintes sur les tuyauteries… Nous n’avons pas d’expérience pratique à ce sujet.

On peut imaginer que la stratification des températures soit alors assez défavorable du point de vue rendement (couche d’air chaud coincée sous le plafond). Par contre, l’eau à très basse température permet de valoriser le très bon rendement d’une chaudière à condensation.

Le schéma ci-dessous montre l’installation 2 tubes réversibles (réseau chaud/froid, dans/sous le plafond) et propose de la coupler avec une ventilation/refroidissement par déplacement, technique complémentaire très efficace pour les occupants. Elle propose aussi la formule d’insertion des tubes dans la structure du bâtiment (augmentation de l’inertie).

Un compromis peut être en imaginant un chauffage par le plafond limité aux panneaux situés le long des façades. En toute logique, on apporte ainsi une ceinture de chaleur au bâtiment là où les déperditions ont lieu. Les vitrages doivent être sélectionnés en très basse émissivité.

Soit un chauffage traditionnel par radiateur ou convecteur statique

Si le bâtiment est de construction plus traditionnelle, faiblement isolé, un réseau de radiateurs sera prévu en complément des plafonds froids. C’est une solution généralement appliquée en rénovation puisque l’on peut récupérer l’installation existante, quitte à renouveler les corps de chauffe.

Choix du réseau d’eau froide associé

On utilisera soit un réseau spécifique aux plafonds/dalles disposant d’un groupe frigorifique propre, soit le réseau global du bâtiment. Le premier cas présente l’avantage de pouvoir travailler à plus haute température au niveau de l’évaporateur et donc d’améliorer la performance du groupe frigorifique.

En été l’eau froide peut être produite par différents moyens :

L’eau peut être refroidie par l’air extérieur, via un échangeur placé en toiture.

Pour profiter d’un air plus frais, il apparaît que le fonctionnement aura principalement lieu durant la nuit. D’où la nécessité de stocker le froid dans l’épaisseur de la dalle.

L’eau peut être refroidie par de l’eau pompée dans une nappe phréatique, via un échangeur à plaques eau/eau.

Le fonctionnement peut alors avoir lieu 24h/24.

L’eau peut être refroidie par circulation dans le sol sous le bâtiment, via un échangeur sol/eau. La présence d’une circulation d’eau d’une nappe phréatique éventuelle autour des conduits renforce le refroidissement. La puissance frigorifique varie entre 10 et 25 W/m courant.

Le fonctionnement peut alors avoir lieu 24h/24.

L’eau peut être refroidie par une machine frigorifique traditionnelle, venant en appoint d’une des sources ci-dessus, notamment pour vaincre les périodes de canicule.

Les plafonds froids et dalles actives, puisqu’elles travaillent à haute température, sont particulièrement indiqués pour valoriser la fraicheur de l’environnement. Cette propriété valorise tout particulièrement la technique de free-chilling qui consiste à by-passer le groupe frigorifique et à refroidir directement l’eau de 17 à 15°C par l’air extérieur.

Puisque cette possibilité existe dès que la température extérieure est inférieure à 13°C, cette technique sera particulièrement intéressante si des besoins de refroidissement des locaux existent en période froide, ou si l’inertie du système permet de valoriser la fraîcheur nocturne. C’est l’analyse des besoins du bâtiment en fonction de la température extérieure qui devra le dire.

Plafonds froids et dalles actives seront de même aisément couplés à des forages géothermiques ou d’autres sources froides naturelles (nappe phréatique, rivière, lac,…), auxquels cas ils profiteront d’une eau de refroidissement en boucle ouverte. Un échangeur, spécialement traité pour résister à la corrosion et au colmatage, permettra le refroidissement à la source froide. Pour fournir l’appoint en plein été, le système est épaulé par un groupe frigorifique (placé en parallèle et dont le condenseur est raccordé à cette même source froide).

Schéma Plafonds froids et dalles actives couplés à des forages géothermiques.

Le filtrage et traitement des eaux devra faire l’objet d’une attention soutenue.
Pour en savoir plus :

Concevoir

Valoriser la fraicheur de l’environnement.

Paramètres du dimensionnement

La nécessité de limiter les apports solaires

La limitation des plafonds est liée à leur puissance frigorifique : de l’ordre de 90 W/m² de plafond actif, soit 72 W/m² de surface au sol si on considère que 20 % du plafond ne sera pas actif, suite à la présence des luminaires, des angles, …… Les dalles actives présentent une puissance inférieure à 60W/m².

Si ce système doit vaincre des apports internes importants (bureautique : 25 W/m², éclairage : 12 à 15 W/m², occupants : 7 W/m²), la réserve disponible pour les apports solaires solaires est fortement réduite.

Concevoir

Ceci sous-entend que les apports solaires des vitrages soient fortement limités :

soit par la conception du bâtiment créant des ombres portées;

soit par la mise en place de protections solaires extérieures;

soit par le placement de stores intérieurs clairs combinés à des vitrages performants;

soit par la configuration des lieux (bureaux paysagers, salles profondes).

Dimensionner avec une eau à haute température

Classiquement, on dimensionne le réseau de plafonds froids au régime 15 ° – 17 °C. Les dalles actives sont utilisées à un régime 16 °C-20 °C.

On peut d’abord étudier l’intérêt de passer à un régime 15 ° – 18 °C. La température moyenne des plafonds n’augmenterait que d’un demi-degré (16,5 au lieu de 16 °C). La puissance émise est liée à l’écart de température par rapport à l’ambiance (26 °C nominaux). Elle n’augmentera donc que de l’ordre de 5 %, alors que la consommation électrique augmentera bien davantage puisque le débit augmente de 50 % et que les pertes de charge évoluent au carré de celui-ci.

Par ailleurs, si les besoins thermiques sont faibles, c’est la température de départ qui peut évoluer. Pourquoi pas une distribution d’eau au régime 17° – 19 °C ? Cela permet de limiter la consommation liée à la déshumidification de l’air, voire de supprimer toute post-chauffe de l’air neuf.

Travailler avec une haute température peut permettre également :

Concevoir	de récupérer la chaleur des plafonds pour préchauffer l’air neuf.
Concevoir	ou de refroidir l’eau des plafonds froids par free-chilling.

Prévoir une installation frigorifique performante

On retrouve souvent un réseau de plafonds froids à 15° et un réseau d’eau glacée à 7°, notamment pour alimenter la batterie froide du groupe de traitement d’air. Idéalement, si la taille de l’installation le permet, on installera deux machines frigorifiques. Celle qui alimentera le réseau à 15° pourra bénéficier du COP nettement plus performant (en principe, le gain est de 3 % de la consommation par degré d’augmentation de la température à l’évaporateur).

Les fabricants dimensionnant toujours avec des petits échangeurs (évaporateur, condenseur) pour diminuer les coûts, il est utile d’imposer une valeur de COP minimale à respecter.

Un appoint par poutres froides ou pulsion d’air

Lors du dimensionnement, cela « coince » parfois au niveau du local d’angle suite à l’ensoleillement sur 2 façades.

Des poutres froides sont alors parfois proposées en supplément du plafond, pour augmenter l’effet frigorifique (le fait que ces équipements travaillent à même régime de température d’eau est un avantage). Mais les risques d’inconfort par « coulée d’air froid » sont importants avec cette technique et il convient d’étudier soigneusement leur disposition dans le local.

Une alternative est de valoriser le réseau de ventilation par un traitement centralisé de l’air neuf hygiénique. A priori, le groupe de traitement d’air est déjà lié à une machine frigorifique pour assurer une déshumidification. De là à voir l’air neuf comme un appoint thermique, il n’y a qu’un pas !

L’évaluation de la puissance intrinsèque du plafond

La transmission énergétique du système dépend :

de la température ambiante,
de la température des parois environnantes,
de la température de l’eau,
du type de plafond,
de la façon dont l’air est distribué dans la salle.

Quelle est la fidélité sur les chiffres de puissance avancés ? On peut penser que le fabricant qui annonce 130 W/m^² suppose une ambiance très chaude (pour augmenter le delta T°) et une circulation de l’air favorable le long des panneaux, induite par l’apport d’air neuf !

Il faudra donc vérifier si la puissance intrinsèque du plafond a bien été contrôlée en laboratoire suivant la procédure reprise dans la norme DIN 4715 (avril 1993). En réalité, on sera toujours supérieur à cette puissance, car une fenêtre ensoleillée sera par exemple à une température de 30 °C environ, ce qui est supérieur aux conditions d’essai de la norme. À noter que d’autres procédures existent également.

Il est conseillé de réaliser un essai en « vraie grandeur » pour vérifier les performances du système (sur site ou en laboratoire d’essais), mais le budget nécessaire de +/- 12 500 € suppose un projet de grande envergure pour être « rentabilisé ».

On sera également attentif au fait que la puissance annoncée est une puissance délivrée par m^² de panneau installé, ce qui n’est pas forcément égal à la surface au sol des locaux. Il faudra retirer la surface des luminaires, des détecteurs, des bouches, des zones de coin non couvertes, … pour arriver à la surface utile rafraîchie.

La figure ci-dessous montre l’évolution de la puissance intrinsèque pour un type donné de plafonds :

Exemple.

température ambiante : 26 °C
régime eau froide : 15 °C – 17 °C –> T°moy = 16 °C
Delta T° (ambiance – temp. moyenne eau) = 10 K

On en déduit un puissance intrinsèque de 77,5 W/m².

La sensibilité est forte puisque si la température ambiante monte de 1°C, la puissance frigorifique monte à 85 W/m² (+ 10 %).
Et inversément, si la température ambiante souhaitée est de 24°C, la puissance disponible descend à 63 W/m² (- 19 %) ! Mais en pratique, les 26 °C sont très bien supportés par les occupants suite au rayonnement froid. Ce serait plutôt 24°C qui génèrerait de l’inconfort par excès de refroidissement.

Il est clair que si le local nécessite des puissances frigorifiques importantes et fort variables dans le temps, le ventilo-convecteur convient mieux.

L’évaluation des apports latents dans les locaux

Il semble que les apports en eau par les occupants proposés dans la méthode « Carrier » soient fort élevés et correspondent au regard d’un fournisseur de matériel frigorifique, soucieux de vaincre les situations les plus critiques. Dans « Le Recknagel », on trouve des valeurs en apport d’eau plus modérées. L' »ASHRAE » est également légèrement plus faible que « Carrier ».

De plus, les valeurs « Carrier » sont valables pour une climatisation par convection. Les occupants augmentent l’échange par évaporation lorsque la température de l’air augmente, pour compenser la perte d’échange par convection.

Dans le cas d’une climatisation avec un plafond froid, une partie de l’échange se fait par rayonnement et cette partie n’est pas fonction de la température ambiante et il semble donc que les occupants produisent moins de vapeur.

Le débat reste ouvert et nécessite une confirmation par mesures officielles en laboratoire. Mais ces valeurs vont influencer l’évaluation du débit d’air neuf (ci-dessous) et donc la consommation finale de l’installation.

La détermination du débit d’air neuf

L’air neuf hygiénique est fortement déshumidifié en été pour supprimer le risque de condensation sur les plafonds.

Le niveau de déshumidification à atteindre est directement fonction de la température minimale d’entrée de l’eau dans les plafonds : idéalement il faudrait pouvoir travailler avec de l’eau à 17° d’entrée, 19° de sortie. Pour plus d’information à ce sujet, on consultera la régulation de la déshumidification.

Plus classiquement, on se limite à refroidir l’air extérieur jusque 13 °C en sortie de batterie froide, l’air est postchauffé jusque 15 °C et pulsé à 16 °C dans les locaux (1° est donné par le ventilateur).

Pour déshumidifier davantage, on peut augmenter le débit d’air neuf pulsé qui peut atteindre les 2 renouvellements horaires. Mais cette solution est plus énergivore dans la mesure où elle entraîne des coûts de transport de l’air plus élevé et le réchauffage d’une quantité d’air neuf plus élevée durant tout l’hiver et la mi-saison.

Il faut d’ailleurs se soucier du réflexe de l’installateur qui, étant inquiet « de ne pas y arriver » en été (= de ne pas avoir une puissance frigorifique suffisante avec les plafonds), va « pousser » le débit d’air afin qu’il puisse donner un petit effet refroidissant complémentaire.

Évaluer

Pour le Maître d’Ouvrage, c’est une consommation permanente supplémentaire non négligeable liée au traitement de l’air neuf, pour un risque limité à quelques journées par an, lors d’un été fortement ensoleillé.

A noter qu’il est possible d’augmenter plus astucieusement la puissance frigorifique du plafond en valorisant l’effet convectif de l’air neuf. L’idée est de faire en sorte que de l’air en mouvement vienne lécher le plafond en augmentant ainsi l’effet frigorifique. Mais il ne faut pas souffler l’air neuf directement le long du plafond. En effet, cet air est déjà froid (16 °C) et il ne captera pas l’énergie du plafond (16°C). Au contraire, il supprimera le contact entre une partie du plafond et l’air chaud du local. Par contre, si l’air neuf est distribué par bouches toriques verticalement, en plusieurs points du plafond, il va générer un brassage de l’air du local par induction et celui-ci va entrer en contact avec le plafond. Des essais menés à l’ULg ont permis ainsi d’augmenter jusqu’à 30 % la puissance frigorifique du plafond.

Le réseau de distribution d’eau

La distribution est basée sur des tuyauteries-mères (généralement disposées au plafond du couloir) qui alimentent les serpentins des différents locaux.

On souhaite souvent diminuer au maximum le delta de T° entre aller et retour, afin d’avoir le plafond le plus froid possible et la puissance maximale. Mais cela entraîne une augmentation du débit et donc du diamètre de la tuyauterie. La longueur maximum des circuits sera déduite d’une volonté de limiter à DN 80 ou DN 100 le diamètre des conduites-mères et de critères de dilatation des réseaux.

Il faudra prévoir la gestion de la pression différentielle du réseau, suite à la fermeture des vannes 2 voies. Cela se fera de préférence au moyen d’un circulateur à vitesse variable.

Un projet global

Le plafond froid ne peut être considéré comme un élément indépendant parcouru par de l’eau froide. C’est un système global qui intègre des exigences techniques et esthétiques :

le plafond froid : finition, forme, matériaux, puissance intrinsèque garantie;
l’architecture : aspect, planéité, sécurité au feu, performances acoustiques,…
les équipements à incorporer : luminaires, détecteurs, bouches,…
la pulsion d’air neuf : débit réglementaire ou sur-évalué pour répondre aux besoins de froid, refroidissement, déshumidification, confort (vitesse résiduelle)…
l’eau froide : débit et niveau de température, pression statique admissible, disposition des tuyauteries, production,…
la régulation : contrôle individuel de la température ambiante, contrôle des températures d’air et d’eau en fonction de la température extérieure, contrôle de l’humidité, asservissement à l’ouverture des fenêtres,…
la récupération d’énergie : capteur d’énergies « gratuites » venant des espaces de travail, récupération d’énergie, intégration des circuits plafonds froids dans l’ensemble du circuit de production de froid,…

Une collaboration entre Ingénieur Conseil et Architecte s’impose dès le début du projet, en y associant le Maître d’Ouvrage car il influencera les premières réflexions :

le niveau de confort à atteindre;
le souhait de faire également le chauffage par faux plafond;
le niveau de puissance à atteindre;
…

Réception des installations

Planéité du plafond

La pose est généralement délicate car tout défaut dans la planéité d’un faux plafond est directement visible, surtout si la lumière est rasante. Les réceptions d’installation donnent généralement lieu à des discussions tendues entre architecte et installateur !

Bon fonctionnement hydraulique

Une fois le plafond fermé, tout est caché et il est très difficile de pouvoir dire quel est le fonctionnement réel du réseau !

Imaginons la plainte d’un occupant futur : est-ce lui qui est de mauvaise foi … ou le débit d’eau qui est réellement insuffisant ?

Il est tout à fait possible qu’une vanne d’isolement soit par erreur fermée (sic !), qu’un thermostat soit défectueux, qu’un flexible soit croqué, …

La vérification sur site comprend :

les contrôles et essais hydrauliques systématiques (positions des tuyaux, points d’éventage, essais de pression);

la vérification de la bonne circulation d’eau dans les réseaux et l’irrigation correcte de chaque élément de plafond.

Idéalement, il faudra procéder à une thermographie infrarouge du plafond lors de la réception de l’installation. Le coût de cette mesure a fortement baissé grâce à l’amortissement des caméras et se justifie amplement par rapport aux ennuis que l’on peut avoir tout au long de la vie de l’équipement. De plus, ce type de contrôle se fait beaucoup plus facilement tant que le bâtiment est inoccupé.

Il suppose une bonne préparation avant le passage des agents contrôleurs (notamment en mettant la pleine puissance de l’installation en route, quitte à chauffer parallèlement le bâtiment par le système de chauffage).

Après la mise au point finale et les vérifications de la performance finale (température ambiante, vitesses résiduelles, confort,… ), l’information de l’exploitant et de l’occupant seront nécessaires afin d’utiliser ce système au mieux de ses possibilités. Il est utile d’expliquer le principe d’apport de froid pour éviter le risque d’un excès de froid. La température de l’air n’est pas le seul critère. Un thermostat classique peut être réglé sur 25 ou 26°C car le plafond froid entraîne un équivalent-confort de 24°C. On rencontre d’ailleurs des installations où les thermostats ne sont pas gradués…!

Source : Conférence de Mr P.A. Delattre – Tracrebel Development Engineering – journée ATIC du 25.09.98.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir le système de ventilation [Cuisine collective]

Transfert ou système indépendant : l’hygiène

Pour la ventilation de la zone de cuisson et de la salle à manger, le système indépendant est beaucoup plus favorable au niveau hygiénique que le système avec transfert. En effet, avec le deuxième système, l’air vicié produit par les consommateurs dans le restaurant se retrouve comme « air neuf » dans la zone de cuisson.

À ce propos, l’arrêté royal du 7 février 1997 relatif à l’hygiène des denrées alimentaires dit : « tout flux d’air pulsé d’une zone contaminée vers une zone propre doit être évité ». Cet arrêté a été remplacé par l’arrêté du 13 juillet 2014, mais les recommandations restent d’application.

Le système avec transfert n’est donc pas interdit mais on lui préfère le système indépendant.

Néanmoins, lorsqu’un tel système est existant, on peut concevoir de filtrer l’air lors de son passage entre le restaurant et le local de cuisson. Ce filtrage peut se faire de deux manières :

Il existe des grilles de transfert avec filtres.
Cependant les grilles existantes doivent, dans ce cas, être remplacées par des grilles munies de filtres beaucoup plus grands, car les pertes de charges seront beaucoup plus importantes. De plus, le changement des filtres à temps risque de ne pas être réalisé. Ce système demande donc beaucoup de précautions.
Mieux vaut placer un groupe entre le restaurant et la zone de cuisson.
Le groupe en question est constitué de filtres et d’un ventilateur dans un caisson. Il possède une grille d’extraction et de pulsion. Un témoin signale lorsque le filtre doit être changé. Ce signal se base sur une mesure de pression.

Transfert ou système indépendant : le confort

En général, un système indépendant garantit un meilleur confort (températures) qu’un système avec transfert vu qu’il est plus facile d’adapter la ventilation au besoin d’un seul local que de plusieurs. Mais dans certains cas, le système avec transfert peut bien s’adapter aux besoins de plusieurs locaux simultanément.

Exemple.

Système indépendant dans une cuisine et dans un restaurant.

Système avec transfert entre une cuisine et un restaurant .

A condition que l’air pulsé soit contrôlé, le confort est meilleur avec un système indépendant. En effet, l’air pulsé est adapté aux besoins dans chacun des locaux. Tandis qu’avec un système avec transfert, l’air de transfert correspond aux conditions de confort pour le restaurant mais va ensuite encore subir les apports gratuits de la cuisine.

Contre-exemple.

Système indépendant dans une cuisine et dans un local de préparations froides.

Système avec transfert entre une cuisine et un local de préparations froides.

Ici, un système avec transfert peut apporter autant de confort qu’un système indépendant. En effet, l’air de transfert peut encore subir les apports gratuits de la cuisine sans atteindre des températures excessives.

Transfert ou système indépendant : consommations

Lorsque l’occupation de deux locaux est simultanée, il est évident que le système avec transfert est plus intéressant au niveau des consommations énergétiques que le système indépendant.

Mais en général les différentes occupations d’une cuisine ne sont pas simultanées (exemple : préparation, cuisson, restauration, nettoyage de la vaisselle, etc.); les consommations doivent dès lors être calculées pour chaque système pour connaître le moins énergivore.

Chacun des 3 systèmes que l’on retrouve dans une cuisine (avec transfert, indépendant ou avec transfert et amené et extraction d’air complémentaire) peut être amélioré avec des ventilateurs d’extraction et de pulsion à 2 vitesses (ou plus ou à vitesse variable) interconnectés et commandés en fonction de l’occupation.

1. Dans un système avec transfert

Dans un système avec transfert, on pulse et on extrait, dès que la cuisine ou la salle à manger est occupée, le maximum des débits calculés pour les deux pièces.

Exemple : ventilation d’une cuisine et d’une salle à manger.

Les débits calculés sont de :

10 000 m³/h en extraction dans la cuisine,
7 000 m³/h en pulsion dans la salle à manger.

Illustration ventilation d'une cuisine et d'une salle à manger.

La pulsion de 9 000 m³/h (=0,9 x 10 000 m³/h) assure la dépression par rapport au reste du bâtiment de manière à éviter la propagation des polluants.

Avec des ventilateurs à une seule vitesse :
Le débit d’air neuf = 9 000 m³/h si le restaurant et/ou la cuisine est(sont) occupé(s).

Avec des ventilateurs à deux vitesses :
Le débit d’air neuf = 9 000 m³/h si l’occupation du restaurant et/ou de la cuisine est(sont) « complète(s) ».
Si on ne se retrouve pas dans l’un des cas ci-dessus, le débit d’air neuf = 4 500 m³/h si les occupations du restaurant et de la cuisine sont partielles.

2. Le système indépendant

Avec un système indépendant, pendant les heures d’occupation des deux pièces on pulse dans chaque pièce, le débit correspondant à chacune des pièces. Pendant les heures où une seule pièce est occupée, on n’y pulse que le débit y correspondant.

Exemple : ventilation d’une cuisine et d’une salle à manger

Les débits calculés sont de :

10 000 m³/h en extraction dans la cuisine,
7 000 m³/h en pulsion dans la salle à manger.

Illustration ventilation d'une cuisine et d'une salle à manger.

Avec des ventilateurs à une seule vitesse
Le débit d’air neuf :
= 16 000 m³/h si le restaurant et la cuisine sont occupés,
= 9 000 m³/h si seule la cuisine est occupée,
= 7 000 m³/h si seul le restaurant est occupé.

Avec des ventilateurs à deux vitesses
Les débits ci-dessus sont à diviser par deux pour la (les) pièce(s) qui n’est (ne sont) occupée(s) qu’à moitié.

3. Dans un système avec transfert et amené ou extraction d’air complémentaire

Ce système est identique au système avec transfert, mais il permet de travailler avec le plus petit débit calculé pour les deux pièces. Le supplément est apporté ou extrait uniquement dans la pièce qui l’exige.

Exemple : ventilation d’une cuisine et d’une salle à manger

Les débits calculés sont de :

10 000 m³/h en extraction dans la cuisine,
7 000 m³/h en pulsion dans la salle à manger.

Illustration ventilation d'une cuisine et d'une salle à manger.

Avec des ventilateurs à une seule vitesse
Le débit d’air neuf :
= 9 000 m³/h lorsque la cuisine (au moins) est occupée.
= 7 000 m³/h lorsque seul le restaurant est occupé.

Avec des ventilateurs à deux vitesses
Le débit d’air neuf :
= 9 000 m³/h lorsque l’occupation de la cuisine est « complète »,
= 7 000 m³/h lorsque l’occupation du restaurant est complète et que la cuisine est occupée partiellement ou inoccupée,
= 4 500 m³/h lorsque l’occupation de la cuisine est « partielle » et que le restaurant est occupée partiellement ou inoccupée,
= 3 500 m³/h lorsque l’occupation du restaurant est « partielle » et que la cuisine est inoccupée.

Comparaison énergétique des différents systèmes

Exemple.

LOCAL

HORAIRES D’OCCUPATION

Légende :

occupation partielle

occupation complète

10 h 30 à 11 h 30

11 h 30 à 12 h 30

12 h 30 à 13 h

13 h à 13 h 30

13 h à 14 h

Cuisine

Restaurant

SYSTEMES

DEBITS DE PULSION A RECHAUFFER (m³/h)

TOTAL DES DEBITS D’AIR NEUF (m³)

Système avec transfert sans réglage de débit

9 000

31 500

Système avec transfert avec réglage de débit

4 500

9 000

4 500

24 750

Système indépendant sans réglage de débit

9 000

9 000 + 7 000

7 000

37 500

Système indépendant avec réglage de débit

4 500

9 000

9 000 + 7 000

7 000 + 4 500

3 500

29 000

Système avec transfert et apport/ extraction d’air complémentaire sans réglage de débit

9 000

7 000

30 500

Système avec transfert et apport/ extraction d’air complémentaire avec réglage de débit

4 500

9 000

7 000

3 500

23 250

Remarques et conclusions.

Au niveau des coûts de consommation pour réchauffer l’air pulsé, un système avec transfert est d’autant plus favorable que le temps d’occupation commune de la cuisine et de la salle à manger augmente et que le débit à extraire dans la cuisine et à introduire dans la salle à manger sont proches. Un système indépendant l’est d’autant plus que le temps d’occupation commune est faible et que le débit à extraire dans la cuisine et celui à introduire dans la salle à manger sont différents.
Un système avec réglage des débits est plus intéressant qu’un système sans réglage et ce d’autant plus que ce réglage est fin.
Au niveau des dépenses énergétiques, le système avec transfert et amenée et extraction d’air complémentaire combine les avantages des deux autres systèmes.

Simple ou double flux

L’extraction, sauf exception (local des ordures largement ouvert sur l’extérieur, …), est mécanique.

Le choix entre une pulsion naturelle ou mécanique se fait selon les mêmes critères que pour la ventilation générale.

Ventilation

Si vous voulez en savoir plus sur le choix du système de ventilation, cliquez ici (exemple des bureaux).

Pour de petites cuisines (Exemple : cuisine d’école dont les débits à extraire ne dépassent pas 5 000 m³/h), bien que cela ne soit pas optimal au niveau du confort (l’air introduit n’est pas préchauffé), l’air est parfois introduit naturellement.

Dans certains cas, même si la cuisine est très peu importante, la pulsion doit se faire mécaniquement pour des raisons pratiques (pas de possibilité de placer une grille en façade, par exemple).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Echanges « hygro-thermiques » des rideaux d’air

Échange de chaleur par induction

Les rideaux d’air qui protègent les meubles frigorifiques ouverts des agressions thermiques de l’ambiance de vente échangent malgré tout beaucoup d’énergie par induction. Le mélange forcé de l’air de l’ambiance et de l’intérieur du meuble avec le rideau d’air induit un échange de chaleur sensible et latente :

l’ambiance de vente a tendance à se refroidir et à se déshumidifier;
le rideau d’air se réchauffe et entraine l’humidité prise à l’ambiance vers l’évaporateur;
l’intérieur du meuble frigorifique est refroidi par l’air du rideau.

Les meubles frigorifiques à rideau d’air vertical

Le bilan de chaleur par induction en régime permanent pour un meuble frigorifique vertical à rideau d’air symétrique est donné par la relation :

M₁ x h₁ + M_a x h_a + M_i x h_i = M₁ x h₂ + M_a x h₂ + M_i x h₂ [kJ]

où :

h₂ = l’enthalpie de l’air à la reprise [kJ/kg].
h₁ = l’enthalpie de l’air à la buse de soufflage [kJ/kg].
h_a = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
M_a = le débit massique d’air ambiante induite par le rideau d’air [kg/s].
M₁ = le débit massique du rideau d’air [kg/s].
M₂ = le débit massique d’air interne au meuble induite par le rideau d’air [kg/s].
h_i = l’enthalpie de l’air à l’intérieur du meuble [kJ/kg].

La chaleur apportée par induction dans le rideau d’air est aussi exprimée comme étant :

Q_induction = M₁ x (h₂ – h₁) [kJ]

Si on introduit la notion de taux d’induction par la relation X = M_a / M₁ et que l’on prend l’hypothèse que M_a = M_i (pour un flux symétrique), La chaleur apportée par induction dans le rideau peut être aussi exprimée, en première approximation mais de manière plus pratique aussi, par la relation suivante :

Q_induction = (M_a / M₁) x M₁ x (h_a – h_i) [kJ]

ou encore :

Q_induction = X x M₁ x (h_a – h_i) [kJ]

avec X = le taux d’induction de l’air ambiant.

Sur un diagramme spychométrique, sur base :

des températures et des humidités mesurées dans l’ambiante et à l’intérieur du meuble (thermomètre et sonde d’humidité HR relative);

du débit moyen du rideau d’air (débitmètre);

d’un taux d’induction pratique de l’ordre de 0.15.

On peut évaluer la chaleur d’induction dans le rideau d’air.

Les meubles frigorifiques à rideau d’air horizontal

En considérant que le volume utile de chargement est rempli de denrée, l’échange de chaleur par induction en régime permanent est donné par la relation :

M₁ x h₁ + M_a x h_a + Q = M₁ x h₂ + M_a x h₂ [kJ]

(h₂ -h₁) = M_a / M₁ x (h_a – h₂) + Q / M₁ [kJ/kg]

où :

h2 = l’enthalpie de l’air à la reprise [kJ/kg].
h1 = l’enthalpie de l’air à la buse de soufflage [kJ/kg].
ha = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
Ma = débit massique d’air ambiante induite par le rideau d’air [kg/s].
M1 = débit massique du rideau d’air ]kg/s].
Q = l’échange de chaleur des denrées de surface en contact avec le rideau d’air [kJ].

Plus pratique et suffisante pour l’établissement du bilan énergétique, la formule suivante tient compte du fait que réellement le volume utile de chargement n’est pas rempli est que l’air intérieur a presque les propriétés de l’air soufflé en terme de température et d’humidité:

Q_induction = X x M₁ x (h_a – h_i) [kJ]

où :

hi = l’enthalpie de l’air à l’intérieur du meuble [kJ/kg].
ha = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
M1 = débit massique du rideau d’air ]kg/s].
X = taux d’induction Ma / M1 (donnée importante pour les constructeurs).

Taux d’induction des rideaux d’air et bilans des transferts d’humidité

Les meubles frigorifiques ouverts peuvent être considérés comme de véritables déshumidificateurs. La preuve en est, dans les volumes d’air des surfaces de vente on retrouve souvent des taux d’humidité de l’ordre de 30 % dans une ambiance proche des 20°C. Un rideau d’air performant permet de limiter les échanges à la fois de chaleur et d’humidité; ce qui soulage l’évaporateur du meuble non seulement au niveau de la chaleur qu’il échange mais aussi au niveau de son dégivrage.

Le taux d’induction est un paramètre important qui détermine la performance du rideau d’air et de manière plus générale la performance du meuble. Comme on l’a vu ci-dessus, il intervient dans le calcul des bilans thermiques. En ce qui concerne l’évaluation des masses d’eau que l’on retrouve sous forme de givre, neige et glace au niveau de l’évaporateur et pour les deux types principaux de rideaux d’air, on peut déterminer les bilans des transferts d’humidité.

Les meubles frigorifiques à rideau d’air vertical

Pour les rideaux d’air verticaux, on l’exprime souvent par les relations suivante :

X = (x₂-x₁) / ((x_a – x₂) – (x₂ – x₁))

ou encore :

X = (h₂-h₁) / ((h_a – h ₂) – (h₂ – h _i))

avec :

x₁ = l’humidité absolue à la sortie de la buse de soufflage [geau/kg d’air sec].
x₂ = l’humidité absolue à la reprise du rideau d’air [geau/kg d’air sec].
xa = l’humidité absolue de l’air ambiant [geau/kg d’air sec].
h2 = l’enthalpie de l’air à la reprise [kJ/kg].
h1 = l’enthalpie de l’air à la buse de soufflage [kJ/kg].
ha = l’enthalpie de l’air ambiant [kJ/kg].
hi = l’enthalpie de l’air à l’intérieur du meuble [kJ/kg].

Les meubles frigorifiques « négatifs »

Le taux d’induction pour les meubles frigorifiques à rideau d’air horizontal peut être exprimé par la relation suivante :

X = (x₂-x₁) / (x_a – x₂)

ou encore :

X = (t₂-t₁) / (t_a – t ₂)

avec X = taux d’induction m_a / m.

où :

x₁ = l’humidité absolue à la sortie de la buse de soufflage [geau/kg d’air sec].
x₂ = l’humidité absolue à la reprise du rideau d’air [geau/kg d’air sec].
x_a = l’humidité absolue de l’air ambiant [geau/kg d’air sec].
t₂ = température à la reprise [K].
t₁ =température à la sortie de la buse de soufflage [K].
t_a = température ambiante [K].

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Définir les objectifs à atteindre (check-list d’un cahier des charges)

Définir les objectifs à atteindre en rénovation éclairage (check-list d'un cahier des charges)

La rénovation de l’éclairage est programmée. Voici les points essentiels que doit contenir le cahier des charges établi par l’auteur de projet.

On sera attentif à 4 aspects du projet :

Les tableaux suivants reprennent la liste simplifiée des bons réflexes à acquérir.

Paramètres de dimensionnement

Exigences	Pour en savoir plus
Dans les différents locaux les zones de travail et zones environnantes immédiates doivent être définies de la façon la plus précise possible. La surface restante du local, diminuée des deux surfaces précédentes représente la zone de fond.
Le niveau d’éclairement moyen dans la zone de travail et au plan de référence doit être spécifié suivant la tâche exécutée. Le niveau d’éclairement moyen dans la zone environnante immédiate et au plan de référence respectera la norme EN 12464-1, à savoir qu’il doit être diminué d’un facteur 1.5 à 1.66.	Données
Le facteur de maintenance choisi pour le dimensionnement doit être de 0,8 pour les installations où les luminaires sont équipés avec ballasts électromagnétiques et 0.9 avec ballasts électroniques.	Concevoir
L’uniformité d’éclairement : dans la zone de travail doit être : Emin / Emoy > 0.4 à 0,7 ; dans la zone environnante immédiate : Emin / Emoy > 0.4 ; dans la zone de fond : Emin / Emoy > 0.1	Évaluer
Les coefficients de réflexion des parois sont les plus proches possibles des caractéristiques réelles du local. On prendra les valeurs par défaut recommandées.	Concevoir
Dans la plupart des cas, la puissance spécifique (perte ballast comprise) ne peut dépasser : 1,5 W/m²/100 lux dans les bureaux, classes et salles de réunion 2,5 – 3 W/m²/100 lux pour les pièces plus spécifiques (salle de sport,..)	Evaluer

Choix de matériel

Exigences

Pour en savoir plus

Les lampes dites à usage domestique (émettant moins de 6 500 lm) dispose d’un label « Énergie ».

Le choix de la lampe tient compte aussi de l’indice de rendu de couleur Ra défini dans les normes en fonction de la tâche ou du local considéré.

Théories

L’auteur de projet est en mesure de calculer et de fournir la valeur de l’UGR des luminaires choisis pour l’implantation considérée.

Théories

Les luminaires sont équipés d’optiques réfléchissantes et ont un rendement minimum de 70 %.

Concevoir

Pour éviter les éblouissements directs dans les locaux, les luminaires ont les caractéristiques suivantes :

Luminance de la lampe kCd/m2	Angle maximum de défilement
20 à < 50	15°
50 à < 500	20°
>= 500	30°

Pour éviter les éblouissements indirects dans les locaux équipés d’écran de visualisation, les luminaires ont les caractéristiques suivantes :

État de luminance élevé de l’écran

Écran à haute luminance

L > 200 cd•m-2

Écran à luminance moyenne

L ≤ 200 cd•m-2

Cas A
(polarité positive et exigences normales concernant la couleur et le détail des informations affichées, comme pour les écrans utilisés dans les bureaux, pour l’éducation, etc.).

≤ 3 000 cd/m²

≤ 1 500 cd/m²

Cas B
(polarité négative et/ou exigences plus élevées concernant la couleur et le détail des informations affichées, comme pour les écrans utilisés pour le contrôle des couleurs en conception assistée par ordinateur etc.).

≤ 1 500 cd/m²

≤ 1 000 cd/m²

Concevoir

Dans les halls de moins de 7 m de haut, les sources lumineuses sont des tubes fluorescents ou des LEDS de type 830 ou 840 (température de couleur comprise entre 3 000 et 4 000 K, indice de rendu des couleurs compris entre 80 et 90).

Concevoir

Dans les halls de plus de 7 m de haut, les lampes sont de type tube fluorescent, aux halogénures métalliques ou au sodium haute pression.

Concevoir

Les ballasts seront de type électronique avec préchauffage et d’une catégorie énergétique (EEI Energy Efficiency Index) inférieure à la catégorie A3 définie dans la directive 2000/55/CE.

Concevoir

Les luminaires sont protégés contre la production d’interférences électriques : ils sont marqués ou certifiés ENEC.

Concevoir

Les luminaires ont un degré de protection électrique minimum de classe I.

Concevoir

Dans les ambiances poussiéreuses et humides, les luminaires doivent avoir un degré de protection minimum IP56.

Concevoir

En cas de risque de choc, les luminaires doivent avoir une résistance minimum de 5 joules (IK08).

Concevoir

Des

–luminaires doivent être utilisés dans les ambiances explosives.

Concevoir

Systèmes de commande et de gestion

Exigence	Pour en savoir plus
Chaque local doit disposer d’une commande d’allumage propre.	Concevoir
Dans chaque local, la rangée de luminaires la plus proche des fenêtres doit pouvoir être commandée séparément et dimmée en fonction de la lumière naturelle.	Concevoir
La détection d’absence (détecteur de mouvement) combinée à un bouton poussoir d’allumage manuel volontaire est une solution énergétiquement intéressante d’un point de vue gestion de présence.	Concevoir

Recommandations de bonne pratique

Exigences	Pour en savoir plus
Les éléments du luminaire seront faciles d’accès pour l’entretien (accès aux composants électriques, démontage des optiques,…). Pour les halls de grande hauteur, des dispositifs de suspension spéciaux peuvent être prévus pour faciliter la maintenance (treuil, …).	Concevoir
Chaque zone d’activité doit posséder sa commande d’éclairage propre.	Concevoir
Les activités secondaires demandant moins d’éclairage (gardiennage, entretien, …) peuvent disposer d’une commande d’éclairage propre (commandant 1 luminaire sur 3, par exemple).	Concevoir
L’ensemble de l’installation peut être raccordé sur un programmateur horaire avec possibilités de dérogation locale et retour au mode automatique après une certaine période.	Concevoir
Les locaux à occupation intermittente et non programmable (circulations, entrepôts, …) peuvent être équipés de détecteur de présence.	Concevoir
La couleur des parois du local doit être claire.	Concevoir

Une check-list énergétique est mise à disposition du maître d’ouvrage afin de clarifier les demandes de performance énergétique en conception et/ou en rénovation de bâtiments.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Prédimensionner une installation sanitaire tertiaire

Objectif : un ordre de grandeur réaliste

La difficulté de l’évaluation pour un bâtiment neuf

Idéalement, l’installation se dimensionne se base sur le profil de puisage (quantité d’eau puisée en fonction du moment de la journée) le plus critique.

Or la constitution de ce profil de puisage n’est pas évidente dans un bâtiment neuf puisque l’on ne connaît pas encore son mode de fonctionnement. Tout au plus connaît-on les équipements sanitaires et peut-on imaginer des scénarios réalistes.

Le bureau d’études, soucieux de garantir le confort à 200 %, prend alors de fortes sécurités. Lors des audits d’installation, il n’est pas rare de rencontrer des ballons de stockage 2 à 3 fois plus volumineux que nécessaire.

Avec la conséquence que l’on imagine sur les pertes de stockage…

La possibilité de réajuster le tir dans un bâtiment existant

Dans les bâtiments existants, il est possible de connaître précisément le mode d’utilisation, moyennant le placement d’un compteur sur la fourniture d’eau chaude. Le coût de ce dernier est en général souvent vite remboursé par l’économie d’investissement lors du remplacement du matériel et par l’économie d’énergie qui résulte d’un dimensionnement plus strict.

Malgré cela, peu d’installateurs prennent la peine de passer par cette étape. C’est donc au gestionnaire de l’imposer.

Pas de méthode normalisée pour les bâtiments tertiaires

En Belgique, il n’existe malheureusement pas de méthode normalisée de dimensionnement des installations d’eau chaude sanitaire. Il existe seulement une Note d’Information Technique du CSTC, basée sur la norme allemande DIN 4708, qui présente le moyen de définir le profil de puisage d’un immeuble à appartements en fonction du nombre de logements.

Il n’existe pas « un » volume de stockage possible

Il existe une infinité de solutions :

depuis le ballon de stockage capable durant la nuit de préparer l’eau chaude de toute une journée,
jusqu’à l’échangeur instantané qui ne stocke rien à l’avance,
en passant par toutes les solutions intermédiaires de ballons tampons qui gèrent la pointe et se rechargent en cours de journée par un échangeur interne.

Il est possible de checker l’ordre de grandeur

En se fixant des hypothèses de départ, la démarche développée ci-dessous permet de fixer un ordre de grandeur réaliste pour les équipements.

Le profil de puisage

La connaissance de la quantité d’eau chaude puisée est indispensable pour dimensionner correctement l’appareil de production, quel que soit le système choisi.
Il existe trois méthodes pour établir le volume puisé dans un bâtiment :

Les profils typesOn peut se référer à des statistiques de consommation établies sur des bâtiments identiques.
On appliquera souvent cette méthode pour les bâtiments neufs.
Le recensement des points de puisage
On peut répertorier les points de puisage, leur débit nominal et leur période d’utilisation d’après les statistiques disponibles.
Des exemples de débits pour des points de puisage typiques peuvent être utilisés.
Ce recensement est à réaliser avec énormément de prudence. En effet, le risque de surdimensionner largement le système est important si on n’établit pas un scénario d’utilisation simultanée des différents points de puisage.
Le comptage des consommations réelles
La méthode idéale est de mesurer la consommation réelle d’eau chaude. Cette méthode sera la plus adaptée dans le cadre de rénovations dans le secteur tertiaire.
Une campagne de mesures au moyen de compteurs d’eau, soit sur l’alimentation des différents points de puisage ou appareils consommateurs, soit sur l’alimentation en eau froide de l’appareil de production existant, met à l’abri de tout sur ou sous-dimensionnement du système.

Uniformisation des températures de l’eau chaude puisée :

La température de l’eau puisée varie en fonction du type de puisage.

Aussi, pour permettre l’addition de volumes puisés à des températures différentes, les volumes V_x à une température T_x seront convertis en volumes d’eau équivalents à 60°C par l’expression suivante :

V₆₀= V_x

Dans cette expression, 10° représente la température moyenne de l’eau froide

Si la température de l’eau puisée est inconnue, on considérera :

pour les cuisines : TX = 55°C,
pour les sanitaires : TX = 45°C,

Si les volumes puisés sont mesurés par compteur sur l’alimentation en eau froide de l’appareil de production :
TX = température de l’eau du ballon (ou en sortie de l’échangeur si le ballon est inexistant).

Coefficient d’efficacité « a » du ballon de stockage

Lorsque de l’eau chaude est puisée, de l’eau froide envahit le bas du ballon, le haut restant disponible pour l’utilisation suivante.

Mais dans certains cas (ballon horizontal, retour de la boucle dans le ballon, …), un mélange d’eau chaude et froide se produit, si bien que de l’eau à 35 … 40°C se forme. Cette eau est inutilisable. La température du ballon ne peut descendre en dessous de la température minimum de distribution de l’eau (par exemple, la température de distribution est de 45°C, pour assurer 40°C à tous les points de puisage). Le volume du ballon nécessaire pour offrir le même confort sera alors nettement supérieur.

Moyennant une construction adéquate de l’appareil, la stratification dans le ballon est optimale et l’énergie exploitable du ballon est maximum. Dans ce cas, on considère qu’au moment où le ballon ne fournit plus le confort adéquat aux utilisateurs, la température de l’eau est proche de la température de l’eau froide, à savoir 10°C.

Ainsi, le volume d’un ballon avec bonne stratification peut être inférieur au volume d’un ballon où il y a mélange intégral entre l’eau froide et l’eau chaude de plus de 50 %, pour un même confort fourni à l’utilisateur ! Ceci est illustré dans le graphe ci-dessous, où deux ballons, un avec bonne stratification (a = 0,9), l’autre avec un mélange important(a = 0,5), sont vidés en parallèle, l’eau chaude étant remplacée par de l’eau à 10° et aucune source de chaleur ne réchauffant le stock.

Température de l’eau fournie par deux ballons en fonction du temps de puisage.
L1 = limite de confort pour un ballon avec mauvaise stratification
L2 = limite de confort pour un ballon avec bonne stratification.

Dans les calculs, pour tenir compte du degré de stratification des ballons, on considère une température minimum possible du stock de 10° et on y associe un coefficient d’efficacité ‘a’. Dans la plupart des cas courants, celui-ci prend une valeur de 0,8 à 0,95 (bonne stratification), ce qui signifie que 80 à 95 % du volume réel du ballon est utilisable pour la température voulue. Si on se trouve dans le cas d’un ballon avec mélange important, ‘a’ peut descendre jusqu’à 0.45.

Préparation instantané

Un système de production d’ECS instantané ne comporte pas de volume de stockage. Son dimensionnement consiste à déterminer la puissance du générateur (production directe) ou de la chaudière et de l’échangeur (production indirecte).

En pratique, cette puissance correspondra à la puissance nécessaire pour subvenir aux besoins maximum en 10 minutes.

Etape 1 : Énergie maximum puisée en 10 minutes

Il s’agit de déterminer le volume d’eau maximum (équivalent à 60°C) puisé en 10 minutes durant la journée la plus chargée de l’année. Le volume d’eau chaude puisé a été déterminé. L’énergie maximum puisée en 10 minutes via l’eau chaude est alors donnée par la formule :

E_inst= 1,16 x V_60instx (60° – 10°) / 1 000

avec,

Einst = énergie puisée maximum en 10 minutes en kWh
V60inst = volume maximum, puisé en 10 minutes, exprimé en litres, ramené à 60°.
1,16 / 1 000 = coefficient de correspondance (capacité thermique d’un litre d’eau)
10° = température de l’eau froide

Etape 2 : Puissance de la production

La puissance (en kW) de l’échangeur (ou du générateur) équivaudra à

Puissance = E_instx 6 + P_dis

avec,

Pdis = pertes dans le réseau de distribution. Dans le cas d’une boucle de distribution, il s’agit de la puissance de maintien en température de celle-ci.

Calculs

Un petit logiciel permet d’estimer ces pertes de distribution.

Exemple.

Les sanitaires comportent 10 douches. La demande de pointe maximum est basée sur le fonctionnement simultané de 6 douches. Chacune d’entre elles ayant un débit instantané de 10 litres/min, on estime la demande à 600 litres en 10 minutes à 40°C.

Cette demande est

convertie en demande à 60°C :

600 x (40 – 10) / (60 – 10) = 360 litres

On en déduit

l’énergie correspondante :

1,16 x 360 X (60 – 10) / 1 000 = 20,88 kWh/10 minutes

Et donc la puissance :

20,88 x 6 = 125,28 kW

Préparation par accumulation pure

Dans ce cas, l’entièreté des besoins journaliers est stockée. Le stock est reconstitué durant la nuit.

Étape 1 : Énergie puisée durant la journée

Le volume d’eau chaude maximum (équivalent à 60°) puisé durant la journée la plus chargée de l’année a été déterminé. L’énergie puisée via l’eau chaude est donnée par la formule :

E_acc= 1,16 x V_60accx (60° – 10°) / 1 000

avec,

E_acc énergie puisée durant une journée entière en kWh
V_60acc volume d’eau chaude total puisé durant une journée, ramené à 60°C, en litres
1,16/1 000 coefficient de correspondance (capacité thermique d’un litre d’eau)
10° température de l’eau froide

Étape 2 : Volume de stockage et puissance de l’échangeur

Le volume du ballon de stockage est donné en litres par :

Volume =

avec,

T°_ec= température de l’eau du ballon
10° = température de l’eau froide
a = coefficient d’efficacité du stockage

La puissance de l’échangeur, donnée en kW par la formule suivante, permet de reconstituer le stock d’eau chaude en 6 ou 8 heures.

Puissance =

avec,

0,9 = coefficient de majoration pour tenir compte des pertes de stockage durant la période de reconstitution du stock.
P_dis= pertes dans le réseau de distribution. Dans le cas d’une boucle de distribution, il s’agit de la puissance de maintien en température de celle-ci.

Calculs

Un petit logiciel permet d’estimer ces pertes de distribution.

On prendra en général, une puissance minimum de 10 à 12 W/Litre de stock.

Exemple.

Les sanitaires comportent 10 douches. La demande maximum est estimée sur base de 50 douches/jour. Chacune d’entre elles générant 40 litres à 40°C, on estime la consommation journalière à 2 000 litres.

Cette demande est

convertie en demande à 60°C :

2 000 x (40 – 10) / (60 – 10) = 1 200 litres

on en déduit

l’énergie correspondante :

1,16 x 1 200 X (60 – 10) / 1 000 = 69,6 kWh/jour

et donc le volume de stockage :

69,6 x 1 000 / 1,16 x (60 – 10) x 0,9 = 1 333 litres

Préparation en semi-accumulation/semi-instantané

Deux situations peuvent se présenter :

1° Les besoins sont continus et l’installation peut être décrite par de puisage « critique »

Dans le premier cas, il est possible d’utiliser une méthode du type de celle développée dans la norme IN 4708 ou dans le guide n°3 de l’AICVF. Le principe consiste à établir la courbe représentant les besoins maximum consécutifs que l’on peut rencontrer. On en déduit l’ensemble des couples « puissance – volume de réservoir » qui permettent de satisfaire ces besoins.

Calculs	Pour accéder à la description détaillée de la méthode.
Calculs	Pour accéder au logiciel de calcul.

2° Les besoins sont discontinus, l’installation doit vaincre un débit de pointe sur un temps donné

Dans ce cas, bien que la méthode présentée ci-avant reste évidement d’application, une méthode algébrique simple est possible. Cette méthode n’est applicable que si l’on admet l’hypothèse qu’aucun puisage n’est effectué entre deux pointes et que le stock d’eau chaude est reconstitué durant cette période. L’appareil est évidement dimensionné pour satisfaire la pointe la plus critique.

C’est le cas par exemple dans les halls de sport où les douches sont utilisées durant 10 minutes toutes les heures, aucun puisage n’étant effectué durant les 50 minutes intermédiaires.

La méthode repose sur deux équations,

1. Énergie puisée via l’eau chaude = Energie contenue dans le stock + Energie fournie par l’échangeur durant le puisage.

1.16 x V₆₀ x (60° – l0°) = 1.16 x a x V x (T_ec– 10°) + (t_p– 3) x P x 16,7

où,

V₆₀= volume puisé durant la période la plus critique, ramené à 60°C (en litres)
V = volume du ballon de stockage (en litres)
T_ec= température de l’eau stockée (en °C)
10° = température de l’eau froide et température minimale que peut atteindre le stock tout en garantissant le confort (en °C)
a = coefficient d’efficacité du ballon de stockage
t_p= temps de puisage (en minutes)
3 = temps d’attente entre le début du puisage et la mise en action de l’échangeur : 3 minutes en production directe et 5 minutes en production indirecte
P puissance de l’échangeur (en kW)
16,7 = facteur de conversion d’unités

2. Energie fournie par l’échangeur durant la période de reconstitution du stock = Energie nécessaire pour augmenter la température du stock jusqu’à la température maximum de stockage

t_rx P x 16,7 = 1.16 x a x V x (T_ec– 10°)

où,

t_r= temps de reconstitution du stock entre 2 pointes de puisage (en minutes)

Ceci permet de déterminer directement :

Volume de stockage : V =

Puissance de l’échangeur : P =

Comme on le voit, cette méthode ne donne qu’une seule possibilité de choix d’appareil, contrairement à la première méthode qui débouche sur plusieurs solutions possibles et donc permet une optimalisation du choix.

Calculs

Pour accéder au logiciel de calcul.

Exemple.

La période de pointe maximum est de 770 litres à 60°C en 20 minutes. Le stock doit être reconstitué en 30 minutes pour satisfaire la demande suivante. Le coefficient d’efficacité est de 0,9. La température de l’eau stockée est de 60°C.

On obtient un volume de 546 litres et une puissance de 57 kW.

Exemple : le dimensionnement d’une école

Une école comprend :

une salle de gym avec 8 douches,
un internat équipé de 8 lavabos et 5 douches,
une cuisine comprenant un lave-vaisselle et un bac évier.

Remarque : pour simplifier l’exemple, il ne sera pas tenu compte dans le calcul des puissances des pertes de distribution et de stockage.

Profil de puisage

1. La salle de gym

Les lundi, mardi, jeudi, vendredi, les 8 douches fonctionnent simultanément et en continu (vanne d’ouverture commune) pendant 10 minutes après chaque cours (de 9h30 à 12h30 et de 14h30 à 16h30).

Les mercredis après-midi, les activités sportives organisées par l’école, impliquent le même type de fonctionnement.

Le soir, la salle de gym est occupée par des clubs sportifs. La location de la salle se fait à l’heure (de 19 à 22h00).

Profil de puisage du gymnase.

Chaque heure, c’est 640 litres à 45°C qui sont puisés, soit 448 litres à 60°C.

2. L’internat

Les équipements sanitaires de l’internat sont utilisés le matin et le soir. Tous les jours de la semaine sont semblables. Le week-end, l’internat est vide.

L’internat n’est pas occupé durant les vacances scolaires (pas de groupes extérieurs logés).

Après observation, on a déterminé que :

Le matin, seulement 2 douches au maximum sont utilisées pendant 10 min. Les 6 lavabos fonctionnent simultanément en continu pendant 10 min.
Le soir, les 5 douches fonctionnent en continu pendant 20 min. Seulement 3 lavabos simultanément sont utilisés pendant 20 min. Cela représente une demande de 385 litres à 60°C/10 minutes, durant 20 minutes.

Profil de puisage de l’internat.

3. La cuisine

Les repas chauds du midi sont fournis par un service traiteur.

Seul le lave-vaisselle est donc consommateur. Il fonctionne 1 fois par jour après le repas de midi.

Profil de puisage de la cuisine.

4. Profil de puisage total

Si l’appareil de production d’eau chaude sanitaire doit satisfaire les besoins des 3 groupes d’utilisateurs précédents, il doit satisfaire le profil de puisage repris ci-dessous.

Profil de puisage total en litres à 60°C.

Dans ce profil, l’ensemble des consommations sont ramenées à 60°.

Remarque : nous ne discutons pas ici de l’opportunité de scinder la production D’ECS en unités distinctes et indépendantes. Ni de la pertinence de garder un système où toutes les douches coulent en même temps ! On dira que c’était pour avoir un profil plus simple à présenter !

Profil de l’énergie puisée et courbe des besoins consécutifs

1° Préparation semi-instantanée ou en semi-accumulation.
Méthode des besoins continus.

Dans un premier temps, on essayera de satisfaire la période de puisage la plus critique.

Le dimensionnement de l’appareil de production pour cette période permettra de définir une puissance et un volume capable de satisfaire n’importe quelle autre demande de la journée.

La période la plus critique s’étale de 19 à 20h. Durant cette période, le maximum d’eau consommée

en 10 minutes = 448 l à 60° ou 26 kWh
en 20 minutes = 385 + 385 l à 60° ou 45 kWh
en 30 minutes = 385 + 385 l à 60° ou 45 kWh
en 40 minutes = 385 + 385 l à 60° ou 45 kWh
en 50 minutes = 448 + 385 l à 60° ou 48 kWh
en 60 minutes = 448 + 385 + 385 l à 60° ou 71 kWh

Le stock doit être reconstitué avant 20h50 pour satisfaire la demande suivante.

On peut déduire de ce profil d’énergie puisée une courbe des besoins consécutifs.

Courbe d’égale satisfaction des besoins

En introduisant le profil de consommation dans le logiciel d’évaluation de la puissance et du volume du réservoir en semi-accumulation (sur base du profil de pointe), on obtient la courbe d’égale satisfaction des besoins. Il est possible de choisir n’importe quel couple Puissance-Réservoir. Plus la puissance est faible, plus le volume du réservoir doit être important.

2° Préparation semi-instantanée ou en semi-accumulation.
Méthode des besoins discontinus.

Appliquons les formules :

V =

P =

On considère ici deux pointes :

a.A 19h, consommation de 2 x 385 l à 60° en 20 minutes, le stock est reconstitué en 30 minutes.

tp 20 min.
tr 30 min.
V60 770 1
Tec 60°
a = 0,9

On obtient V = 546 l et P = 57 kW
b.A 19h50, consommation de 448 l à 60° en 10 minutes; le stock est reconstitué en 50 minutes

tp 10 min.
tr 50 min.
V60 = 448 l
Tec = 60°
a = 0,9

On obtient V = 436 l et P = 27 kW

On retiendra donc les résultats du point a.

3° Préparation instantanée.

Le débit instantané maximum en 10 min. est de 448 litres d’eau à 60°C.

L’appareil de production instantanée doit avoir une puissance de :

pour pouvoir fournir 448 l d’eau à 60° en 10 minutes.

4° Préparation en accumulation pure.

Le volume total puisé par jour est de 3 000 litres à 60°

ceci équivaut à une énergie puisée de :

3 000 (60° – 10°) / 1 000 = 174 kWh

Le volume du ballon de stockage devra donc être de :

174 1 000 / a 1.16 (Tec – 10°)

Si on choisit Tec = 60° et a = 0,9, le volume de stockage égale 3 300 litres.

La puissance de l’échangeur nécessaire à la reconstitution du stock en 8h (sans tenir compte des pertes de distribution et de stockage) égale :

174 kWh / 8h = 22 kW

Faut-il additionner les puissances de chauffage du bâtiment et de l’ECS ?

La chaudière est surdimensionnée 364 jours par an puisqu’elle est calculée pour vaincre la pire période froide de l’année (- 10°C, température extérieure de base, arrivant 1 jour par an, en moyenne établie sur 30 ans).

Mais il faut imaginer ce qui se passerait ce jour là !

Tout est fonction du rapport des puissances en jeu.

Dans le cas d’une école, les seuls besoins d’eau chaude sanitaire sont ceux du réfectoire. Et encore, le lave-vaisselle chauffe son eau de façon indépendante.
Dans ce cas, la mise en route du chauffage de l’eau chaude n’entraînera aucune perturbation du fonctionnement du chauffage du bâtiment et il ne faut pas prévoir de supplément de puissance.

Et s’il s’agit d’un hôpital ? Les besoins en eau chaude sanitaire sont constants. Il faut envisager le moment où il ferait – 10°C. Le chauffage devra se superposer à la fourniture de l’eau chaude : les puissances devront s’additionner.

Tentons de définir un critère chiffré :

Imaginons que le bureau d’études se base sur les déperditions des locaux pour définir la puissance des radiateurs (–> + 5 % dans le choix du radiateur dans le catalogue), qu’il additionne toutes ces puissances pour définir la puissance chaudière, qu’il applique un coefficient de relance (+ 20 % environ) pour disposer d’une surpuissance le lundi matin. On suppose qu’il installe 2 chaudières reprenant chacune 60 % de la puissance totale, mais qu’il ne cumule pas les + 20 % correspondants avec celle de la relance.

On voit qu’il n’est pas du tout irréaliste de penser que le surdimensionnement atteint 25 %, au pire moment. Et que donc, tant que la puissance du chauffage de l’ECS ne dépasse pas 25 % de la puissance, aucun supplément ne doit être installé.

On pourra toujours rétorquer que s’il fait – 10° et que c’est un lundi matin …

Méditons sur notre propension à dimensionner nos équipements pour le cas qui arrive une fois par siècle… et à son lien avec la pollution de nos villes.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Four à micro-ondes

Principe

Les micro-ondes sont des enceintes fermées qui utilisent la dissipation de l’énergie des ondes électromagnétiques haute fréquence pour chauffer et cuire les aliments.

Les ondes électromagnétiques traversent l’air et la plupart des matériaux, sauf les métaux qui les réfléchissent.

Elles sont principalement absorbées par l’eau, composant de la majorité des aliments. Cette absorption se traduit par une agitation des molécules provoquant une élévation de la température dans l’aliment.

C’est donc une cuisson blanche essentiellement par conduction interne et non la cuisson dorée due à une convection externe.

Description

Composants techniques de base

L’appareil est composé d’une enceinte et d’un générateur d’ondes à 2 450 MHz.

Le générateur d’ondes, alimenté à partir du réseau 230 V, comporte :

un transformateur et un redresseur de courant,
un ou plusieurs émetteurs de micro-ondes appelés, magnétron, soit à électroaimant, soit à aimant permanent, soit électronique,
un ou plusieurs guides d’ondes reliant l’émetteur à l’enceinte et leurs antennes,
un répartiteur d’ondes ou une antenne (en répartissant les ondes dans l’enceinte, ils assurent l’homogénéité de la zone de chauffage).

Le micro-ondes est caractérisé par sa puissance de sortie (voisine de la 1/2 de la puissance absorbée au réseau). Cette puissance restituée est comprise entre 500 et 6 000 W, selon les émetteurs et leur nombre.

La zone de chauffage est délimitée par un volume étanche au rayonnement électromagnétique. Il s’agit :

soit d’une enceinte : 5 parois fixes et 1 porte,
soit d’un tunnel : 4 parois fixes et 2 ouvertures.

Les matériaux constitutifs de l’enceinte sont métalliques, bons conducteurs et de préférence non magnétiques : acier inox. Ils sont souvent laqués pour faciliter l’entretien.

La porte de l’enceinte, en matériaux transparents, permet l’observation des produits exposés au rayonnement en garantissant la même étanchéité que les autres parois grâce à différents procédés : tôle perforée, grillage métallique serré, film conducteur d’électricité auxquels s’ajoute un joint de porte.

Plusieurs dispositifs assurent la protection :

d’une part, de l’appareil : protection du magnétron en cas de fonctionnement à vide, thermostat de sécurité,
d’autre part, de l’utilisateur : émission d’ondes stoppée dès l’ouverture de la porte, différents systèmes de sécurité électrique et électromagnétique.

Composants spécifiques à certains modèles

Plusieurs dispositifs améliorent l’utilisation :

modulateur de puissance,
sélecteur de puissance,
programme de décongélation,
plateau tournant ou antenne rotative,
minuteries multiples, avec durée préréglée ou à répétition,
sonde thermométrique,
témoins de fonctionnement et de fin de cycle, sonores ou lumineux,
et accessoires spécifiques tels que » vaisselle micro-ondes », cloches, grilles plastiques, …

Des matériels associent les micro-ondes à d’autres techniques pour élargir leurs performances. Ils deviennent alors de véritables fours :

micro-ondes – four classique,
micro-ondes – air pulsé,
micro-ondes – éléments rayonnants infrarouges.

Commande et régulation

La variation de puissance émise par le magnétron peut être obtenue, soit par variation de la tension appliquée au magnétron, soit par variation de courant de l’électroaimant.

On a ainsi plusieurs modes de régulation :

Soit, si l’enceinte comprend plusieurs magnétrons, on fait varier les puissances par mise sous tension séparée ou simultanée de ces magnétrons.

Soit, si l’enceinte est équipée d’un magnétron unique, on provoque un fonctionnement discontinu du magnétron, entraînant une puissance moyenne horaire variable : les séquences de mises sous tension et hors tension, selon le rapport choisi, permettent le choix de plusieurs allures. Une commande sert à sélectionner l’allure (émission continue ou à séquences) intégrant quelquefois des temps de repos, par exemple en décongélation.

Certains matériels possèdent une sonde « à cœur « . Cette sonde contrôle la température intérieure du produit, stoppant l’émission d’ondes en fin de cuisson et maintenant éventuellement la température atteinte pendant une durée déterminée.

Gamme

Il existe deux types de micro-ondes

l’appareil à chargement unitaire, équipé d’un ou plusieurs magnétrons,
l’appareil à chargement continu, avec tunnel équipé de plusieurs magnétrons.

Indépendamment du fait que les micro-ondes soient à chargement unitaire ou à chargement continu, on classe les appareils selon la puissance restituée :

de 500 à 1 500 W, appareils domestiques et de petite restauration,
de 1 500 à 6 000 W, appareils professionnels et de collectivité.

À ces puissances, correspondent des dimensions très variables.

Utilisation

L’appareil à micro-ondes permet :

de décongeler,
de remettre à température de consommation des plats réfrigérés et congelés,
de réaliser certaines cuissons et blanchiments,
d’accélérer la cuisson d’aliments en association avec des procédés classiques tels que dorage, sauté ou poêlage.

Règles d’une bonne utilisation

L’efficacité de cet appareil est liée à l’application de quelques principes de base.

Le chauffage des aliments par micro-ondes suppose l’utilisation de matériaux transparents aux ondes, tels que : verre, céramique, matières plastiques, porcelaine, faïence, papier, carton enduit, à l’exception des métaux.

Dans les micro-ondes classiques, les meilleurs résultats sont obtenus sur des quantités modérées (quelques portions) et en veillant à ce que la masse ne dépasse pas une épaisseur de 6 cm.

Les résultats seront d’autant plus satisfaisants que les aliments sont riches en eau, graisses et sucres, qu’ils sont de faible épaisseur et de taille régulière.

Les temps de cuisson varient, pour un même produit, avec la quantité à décongeler, à réchauffer ou à cuire. Il faut tenir compte du fait que l’homogénéisation des températures au sein de l’aliment se poursuit après l’arrêt de l’émission.

L’allure (émission continue ou à séquences) doit être adaptée à l’opération désirée et à la masse d’aliments à traiter.

Certaines préparations se faisant avec très peu d’eau seront couvertes; ceci permet la cuisson à la vapeur qui accélère encore la montée en température et la répartition de la chaleur dans l’aliment et évite les projections.

En phase de décongélation, il est conseillé de choisir des fonctionnements par séquences, ou des faibles puissances, qui favorisent l’homogénéisation des températures.

Enfin, l’appareil ne doit jamais fonctionner à vide.

Avantages

Rapidité intéressante :

en petite restauration pour le réchauffage des plats à la carte, au poste de dressage,
en restauration collective pour répondre aux demandes ponctuelles et tout particulièrement pour les remises en température de plats réfrigérés ou congelés dans le parfait respect de la réglementation sanitaire.

Qualité des résultats culinaires et diététiques :

conservation du goût et de la couleur originels des produits,
réchauffage sans point d’attache, sans réduction ni dessèchement, sans modification de goût,
possibilité de cuire avec peu d’eau et sans corps gras.

Hygiène due à la rapidité des opérations, à la qualité de la décongélation.

Simplicité d’utilisation, accessible à tout personnel.

Économie d’énergie variable selon la quantité et la nature des aliments.

Diminution de la charge « entretien vaisselle » par l’utilisation directe de la vaisselle de table, facile à laver ou jetable.

Absence de surchauffe du local.

Implantation aisée sous réserve de quelques précautions précisées par les constructeurs.

Sécurité d’emploi permettant l’utilisation de l’appareil en salle.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Placer des condensateurs de compensation

Le principe de la compensation

Si la consommation d’énergie réactive est anormalement élevée, on soupçonnera la présence d’équipements à forte composante inductive : moteurs électriques, vieux ballasts électro-magnétiques de tubes fluorescents, …

Dans ce cas, le courant consommé est en retard par rapport à la tension. On parle d’un déphasage d’un angle phi.

On compense ce déphasage en adjoignant à l’installation une batterie de condensateurs.

Curieusement, le fait d’ajouter un équipement (et donc de générer un courant supplémentaire) entraîne une diminution du courant total demandé au réseau !

En fait, les composantes réactives des courants (inductives et capacitives) se sont compensées…

Voici l’impact du cos phi sur la section des câbles

Valeur du cos phi	Section du câble triphasé pour transporter 15 kW + protection par disjoncteur
1	2,5 mm²
0,8	4 mm²
0,6	6 mm²
0,4	10 mm²

Placement d’une batterie de compensation

Photo batterie de compensation.

Un dimensionnement correct des batteries de condensateurs est très important. En effet, trop faible, le résultat est insuffisant, mais inversement une surcompensation se traduira par un renvoi d’énergie réactive capacitive vers le réseau qui sera également comptabilisée et facturée.

Une compensation individuelle ou globale ?

La compensation peut s’effectuer de différentes manières :

1° Compensation individuelle

Sur chaque consommateur important, on prévoit un condensateur raccordé en parallèle. Il sera mis sous tension uniquement si l’appareil fonctionne.

Cette solution, bien que plus chère, est techniquement préférable. En effet, elle permet :

De réduire le courant demandé par les équipements avec mauvais cos phi (moteurs, lampes fluo, …), et donc de « soulager » le cable qui raccorde ces équipements.
De réduire les pertes en lignes et les chutes de tension dans l’installation.
D’éviter la surcompensation puisque la batterie est mise hors tension en même temps que l’appareil (système auto-réglable).

On choisira donc cette solution lorsque le réseau intérieur est déjà fort chargé (déclenchements de disjoncteurs sur certaines lignes) ou lorsque l’équipement entraîne par lui-même une charge inductive importante et variable (moteur d’ascenseur, par exemple).

Exemples d’application.

Les pertes réactives à charge nulle des transformateurs sont souvent compensées individuellement par un condensateur de valeur fixe.
Les luminaires à tubes fluorescents peuvent être équipés d’usine d’un condensateur pour compenser l’effet inductif du ballast électromécanique.

2° Compensation centralisée

Vue d’une batterie automatique de condensateurs.

La compensation s’effectue d’une manière globale : les batteries de condensateurs sont raccordées en amont de l’installation du côté basse tension.

Elles peuvent être pourvues d’un système de gestion des condensateurs en cascade : en fonction de la consommation d’énergie réactive mesurée, le régulateur enclenche ou déclenche automatiquement les condensateurs de manière à maintenir le cos phi dans la plage souhaitée.

Inconvénient : si l’installation présente globalement un bon cos phi vu de l’extérieur, les lignes intérieures restent mal exploitées. Si des lignes sont surchargées, elles le resteront.

Cette solution est facile à installer, tant sur des nouvelles que sur des anciennes installations.

Il est également fréquent de combiner la présence d’une batterie fixe et d’une batterie à enclenchement automatique. La batterie fixe est déterminée de façon à ce qu’elle ne provoque aucune surcompensation, même pendant les périodes de faible consommation.

3° Compensation par groupes

Solution intermédiaire aux deux précédentes. Dans ce cas la compensation s’effectue à un niveau intermédiaire, par exemple au niveau des tableaux divisionnaires, et concerne les utilisateurs alimentés en aval des tableaux divisionnaires correspondants.

Quelle compensation dans le cas d’une nouvelle construction ?

Le risque est grand que le bureau d’études surdimensionne largement l’installation de compensation, puisqu’il va tabler sur une utilisation maximale (presque simultanée) de tous les équipements inductifs, par précaution.

Il vaut donc mieux :

N’installer d’origine que les condensateurs qui compensent individuellement
- les pertes à vide des transformateurs,
- les ascenseurs,
- les ventilateurs du conditionnement d’air,
- les compresseurs frigorifiques,
- …
Prévoir l’emplacement d’une batterie de condensateurs dans le TGBT (tableau général basse tension), dès l’origine.
Décider après quelques mois de fonctionnement du meilleur choix de la batterie de condensateurs à installer, en fonction des kVArh/mois réellement enregistrés.

Les précautions à prendre

Auto excitation

Il faut éviter lors de la compensation de moteur les risques d’auto-excitation pouvant provoquer des surtensions.
Le choix de la batterie doit donc être fait en tenant compte des caractéristiques du matériel à compenser (cfr. fabricant).
La batterie de condensateurs doit avoir une puissance inférieure à la puissance nécessaire à l’auto-excitation du moteur. À défaut, il doit être prévu, dans l’appareillage de commande des condensateurs, une coupure évitant cette auto-excitation.

Harmoniques

Lors du placement d’une batterie de condensateurs, il faut effectuer une vérification de la présence d’harmoniques dans l’installation: celles-ci peuvent endommager les batteries de condensateurs et provoquer des surtensions dangereuses pour l’installation. Elles peuvent être à l’origine du « claquage des condensateurs ».
Les harmoniques sont présentes dans les systèmes utilisant des redresseurs. On en trouve dans les systèmes d’alimentation des salles informatiques, par exemple.

Puissance des pas de régulation

En fonction de la mesure du cos phi ou tg phi, on enclenche ou déclenche des éléments condensateurs dont la puissance en kVAr doit permettre de suivre au plus près l’évolution du cos phi souhaité.
Il faut choisir des pas de régulation suffisamment faibles de manière à éviter la sous ou sur-compensation.

Résistances de décharges

Des précautions seront également prises pour l’appareil de protection des batteries de condensateur car des courants transitoires importants apparaissent à l’enclenchement et au déclenchement des batteries.
Pour limiter ce phénomène, des résistances de décharge sont installées en parallèle sur la batterie de condensateurs :

Le prédimensionnement des condensateurs

Afin de prédéterminer l’importance des condensateurs à mettre en place dans une installation pour compenser la consommation réactive, vous pouvez vous référer au chapitre consacrée à cette thématique.

Après recherche du coût dans un catalogue, il sera dès lors possible de déterminer le temps de retour de l’investissement (généralement compris entre 6 mois et 1 an).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer les déperditions thermiques générées par la ventilation de la gaine d’ascenseur

Il est malheureusement difficile d’évaluer les déperditions générées par la ventilation de la gaine d’ascenseur. La seule manière consiste à mesurer les débits de ventilation en toiture à la sortie de l’extraction de la salle des machines ou de la gaine d’ascenseur (cas où il n’y a pas de salle des machines).

Une étude suisse relate des déperditions annuelles de l’ordre de 15 000 [kWh/an] pour un ascenseur classique desservant 3 niveaux; soit 1 500 [m³/an] de gaz ou 1 500 [litres/an] de fuel de chauffage :

L’étude de Suisse énergie a montré que le débit de ventilation d’une cage d’ascenseur de 12 [m] de haut d’un bâtiment de 4 étages, équipée de grilles de ventilation haute et basse de 1 225 [cm²] chacune, et dont les températures externes et internes était respectivement de 6 et 20 [°C], avoisinait les 660 [m³/h].

Suivant la norme EN 81-1, la surface des bouches de ventilation doit être supérieure à 1 % de la surface horizontale de la gaine. La surface de la gaine est donc de l’ordre de 0,1225 [m²] x 100 = 12,25 [m²]; ce qui représente une surface horizontale de gaine assez importante.

Sur base de cette configuration, l’air circule de bas en haut à une vitesse de l’ordre de 1,5 [m/s] grâce à un différentiel de pression de 8 [Pa]. La déperdition engendrée est de l’ordre de 3 [kW]. En effet :

déperditions thermiques [W] = 0,34 [Wh/m³.K] x qv [m³/h] x Δ t [K]

déperditions thermiques [W] = 0,34 [Wh/m³.K] x 660 [m³/h] x (20 – 6) [K]

déperditions thermiques = 3 142 [W]

Avec,

la capacité thermique volumique de l’air ρ c = 0,34 [Wh/m³K].
l’évaluation du débit dans la gaine d’ascenseur qv = 660 [m³/h].

La déperdition annuelle est de l’ordre de 15 000 [kWh/an].

Des programmes de simulations avancés permettent cependant d’estimer plus précisément les déperditions engendrées par la ventilation et de quantifier l’impact de système mécanique d’extraction « intelligent ». On se réfèrera pour cela aux bureaux d’étude spécialisés.

Améliorer

Pour savoir comment réduire les déperditions engendrées par la gaine d’ascenseur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Repérer un surdimensionnement du transformateur

Les pertes à vide ou pertes « fer »

Une installation Haute tension dispose généralement de sa propre cabine de transformation, pour passer de 12 000 Volts à 400 Volts.
Le transformateur présente cependant des pertes

Des « pertes fer » : ce sont les pertes à vide de l’appareil, pertes qui subsistent en permanence quelle que soit la consommation réelle du bâtiment. On peut comparer ceci à la consommation au ralenti d’un véhicule, … véhicule en fonctionnement permanent !

Des « pertes cuivre » : ce sont les pertes en charge du transfo, pertes dans les fils proportionnelles au carré du courant appelé (effet Joule).

Exemple.
Le catalogue d’un fournisseur fournit les données suivantes pour l’évaluation des pertes d’un transfo 500 kVA :

pertes fer = 1 150 W,
pertes cuivre à pleine charge = 6 000 W.

Supposons le transformateur chargé en réalité à 300 kW, les pertes fer sont constantes mais les pertes cuivre sont proportionnelles au carré du courant appelé. Les pertes totales sont estimées à :

sous cos phi = 0,7 : pertes totales = 1 150 + 6 000 x
[(300/0,7)/500]^² = 5 588 W,
sous cos phi = 0,9 : pertes totales = 1 150 + 6 000 x
[(300/0,9)/500]^² = 3 816 W.

Explication : les pertes cuivre évoluent en fonction du carré des courants (I_effectif/ I_nominal)², donc du carré des puissances apparentes (UI_effectif/ UI_nominal)² puisque la tension est constante. Or, si la puissance active est de 300 kW, la puissance apparente est de 300 / cos phi, soit 300 / 0,7 kVA.

Il suffit de multiplier cette puissance par les 8 760 heures de l’année pour évaluer le coût énergétique (non négligeable !) de ces pertes…

Au vu de cet exemple, il est important en exploitation de bien maîtriser le cos phi (par une batterie de condensateurs par exemple) et en conception de choisir du matériel de qualité qui minimise les différentes pertes telles que la qualité du noyau magnétique (matériau et montage des tôles, …) et des enroulements, le système de refroidissement, la configuration de la logette du transformateur, …

Suppression d’un des transformateurs installés

Si deux transformateurs alimentent votre installation, il est possible que l’un des deux puisse, seul, répondre à la demande. Dans ce cas, il suffira de rassembler les départs sur le premier et ce sont les pertes à vide du deuxième qui seront totalement annulées !

Il suffit, pour se faire une idée du surdimensionnement, de comparer :

La puissance apparente des transformateurs (kVA)
et
la puissance quart-horaire maximale de la facture (kW) / Cos phi.

Exemple.

Deux bâtiments voisins de l’administration régionale wallonne sont raccordés à partir d’une même cabine HT. Celle-ci abrite deux transformateurs de 500 kVA alimentant chacun un bâtiment.

Or les factures montrent que les puissances maximales absorbées par les deux bâtiments ensemble ne dépassent jamais 260 kW.

Raccordement actuel de chaque bâtiment via son propre transformateur et son propre compteur.

Projet de raccordement des deux bâtiments via le même transformateur.

Dans ce cas, le raccordement des deux bâtiments sur un transformateur entraînerait une économie de 1 850 €/an, grâce à :

la suppression des pertes à vide d’un des transformateurs;
la suppression de la redevance de comptage d’un des bâtiments;
la diminution du coût des consommations. En effet, le coût du kW et du kWh est proportionnel à un coefficient D qui décroît lorsque la pointe 1/4 horaire augmente;
la diminution des pointes cumulées car les pointes des deux bâtiments ne sont jamais exactement synchrones.

Hélas, il n’est pas possible d’amortir le coût du remplacement du transformateur par la réduction des pertes !…

Cependant, à l’occasion d’un renouvellement du transformateur, on peut réévaluer les besoins réels de puissance et réajuster le tir.

Concevoir

Pour connaître : les critères de choix d’un nouveau transformateur.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Light-shelf [composants de l’enveloppe]

Description

Un light shelf est un auvent, dont la surface supérieure est réfléchissante, combiné à un bandeau lumineux, dont le rôle est de permettre la pénétration dans le local, du rayonnement solaire réfléchi sur la partie supérieure du light shelf.

L’objectif d’un light shelf est de rediriger la lumière naturelle vers le plafond, en protégeant l’occupant des pénétrations directes du soleil. Il existe diverses variantes de light shelves : horizontales ou inclinées, droites ou incurvées, situées à l’intérieur et/ou à l’extérieur de la fenêtre.

Les principales propriétés d’un light shelf sont de faire pénétrer la lumière profondément dans la pièce, de réduire les charges de refroidissement en diminuant partiellement les gains solaires, et d’augmenter le confort visuel.

Les light shelves permettent de contrôler la lumière directe du soleil en réduisant l’éblouissement, tout en admettant la lumière du ciel et les rayons solaires réfléchis.

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

À noter qu’un store réfléchissant peut constituer une forme de light shelf, à un coût … plus abordable.

Performance du plafond associé

Le plafond est aussi un élément important influençant les performances des light shelves car il joue le rôle de distributeur de la lumière naturelle qui est redirigée vers l’intérieur par le light shelf. Il est donc important de combiner le light shelf avec un plafond très réfléchissant, de manière à obtenir une bonne efficacité. Les caractéristiques du plafond importantes au niveau de ce processus sont sa finition, liée à son degré de spécularité, sa couleur et sa pente.

Bien qu’un plafond présentant une surface spéculaire réfléchira plus de lumière dans le local, il faut savoir qu’il augmentera aussi les risques d’éblouissement à proximité du light shelf. La couleur du plafond doit être aussi claire que possible pour augmenter la réflexion de la lumière dans l’espace. Enfin, la pente du plafond a beaucoup d’importance : un plafond incliné vers le fond du local ou de forme arrondie incurvée vers l’intérieur de l’espace augmentera fortement la profondeur de pénétration de la lumière dans un local.

Efficacité lumineuse d’un light-shelf

Les simulations ci-dessous comparent la distribution lumineuse du module de base et celle du même local auquel sont ajoutés un vitrage en partie supérieure et un light shelf de 2 m de long, qui combine un light shelf intérieur (1 m) et un light shelf extérieur (1 m). Notons que le module avec light shelf présente une surface vitrée supplémentaire correspondant à 10 % de la surface du plancher. Ces calculs ont été réalisés pour une ouverture orientée au sud, le 15 juin à 13 huniv. par ciel clair avec soleil. Le light shelf combiné uniformise les niveaux d’éclairement dans la pièce.

Pour pouvoir comparer les apports donné spécifiquement par le light shelf, on peut partir d’un local uniquement équipé d’une bande vitrée en partie supérieure. La première simulation ci-dessous présente le cas d’un local éclairé uniquement par ce vitrage orienté au sud, le 15 juin à 13 huniv..

Les deux graphes suivants donnent les niveaux d’éclairement dans ce local suite à l’ajout d’un light shelf d’un mètre de long, placé respectivement à l’intérieur et à l’extérieur de la pièce.

La dernière simulation montre l’influence d’un light shelf combiné de 2 m de profondeur, centré au niveau du vitrage.

On observe que le light shelf extérieur augmente les niveaux d’éclairement du local tandis que le light shelf intérieur arrête le rayonnement solaire direct qui passe par le clerestory. Le light shelf combiné diminue faiblement l’éclairement en fond de pièce tout en uniformisant la distribution lumineuse de cet espace.

Les systèmes anidoliques

Les systèmes anidoliques sont des light shelves particuliers qui utilisent des réflecteurs spéculaires courbes, conçus pour profiter de la lumière diffuse du ciel. L’éblouissement potentiel provenant du rayonnement solaire direct doit être contrôlé par une protection solaire mobile à l’entrée du système anidolique.

Les deux photos ci-dessous présentent, sous un ciel couvert, les vues extérieures et intérieures de la façade sud du LESO où des réflecteurs anidoliques de 25 mètres de long ont été intégrés.

LESO – Architecte : D. Pagadaniel.

Le plafond anidolique est un système de distribution intensif de la lumière naturelle, adapté au ciel couvert. Il s’agit en fait d’un conduit lumineux intégré dans un plafond suspendu jusqu’au milieu de la pièce.

Les éléments anidoliques sont placés aux deux extrémités du conduit lumineux : à l’extérieur pour collecter la lumière du ciel et à l’intérieur pour contrôler la direction de la lumière émise dans le local. Le problème des conduits lumineux traditionnels pour récolter la lumière du ciel réside dans leur section importante qui nécessite l’ajout d’un volume supplémentaire aux volumes habitables du bâtiment. L’adjonction d’un système anidolique permet de diminuer fortement la section du conduit lumineux par concentration de la lumière. Ce système permet donc d’augmenter le niveau d’éclairement dû à la lumière naturelle dans les espaces profonds, ce qui peut devenir considérable par ciel couvert, tout en occupant l’espace réduit d’un faux plafond.

Ces plafonds anidoliques ne sont toutefois pas encore disponibles sur le marché.

Annexe : les paramètres de simulation

Les simulations présentées ci-dessus proviennent du logiciel SUPERLITE, programme d’éclairage naturel faisant partie du progiciel ADELINE.

Elles sont toutes réalisées à partir d’un module de base de 7,2 m de profondeur, 4,8 m de largeur et 3 m de hauteur, éclairé par une fenêtre latérale de 4,58 m de large et de 1,13 m de haut, centrée horizontalement. Le plan de travail et le rebord inférieur de l’ouverture sont situés à 0,75 m du sol. La fenêtre couvre une aire de 5,2 m², ce qui correspond à 15 % de la superficie du plancher de ce local.

Schéma les paramètres de simulation.

Les simulations tiennent compte d’un double vitrage, dont le coefficient de transmission lumineuse est de 78 %. Cette vitre est placée en retrait de 0,15 m par rapport au plan de la façade. Le module simulé est situé en site parfaitement dégagé, sans élément d’ombrage. Les coefficients de réflexion des parois intérieures valent 15 % pour le sol, 45 % pour les murs et 70 % pour le plafond.

Les données météorologiques utilisées pour les calculs sont celles d’Uccle (Bruxelles) : 50,8° de latitude (nord), – 4,4° de longitude (est) et 100 m d’altitude. Le moment de la journée simulé est toujours précisé en fonction des heures universelles. Chaque fois qu’un paramètre de ce module de base a été modifié dans une simulation, le changement effectué est clairement précisé.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Eclairage mixte

Ce mode d’éclairage combine l’éclairage direct et l’éclairage indirect. La partie indirecte reste toutefois dominante.

Avantages

Les avantages de ce mode d’éclairage sont identiques à ceux de l’éclairage indirect : répartition uniforme et absence d’éblouissement. De plus, la partie directe crée des ombres avantageuses et permet de réduire la luminance du plafond.

Les différences de luminance dans la pièce sont nettement moins marquées que dans le cas d’un éclairage direct.

Il est avantageux dans des pièces à plafond haut et évite la perception d’une zone sombre au plafond.

Dans le cas de parois très claires, ce système présente de bons rendements.

Inconvénients

L’inconvénient principal est identique à celui du système d’éclairage indirect : rendement très sensible aux coefficients de réflexion des parois. il est cependant moins marqué puisqu’une partie de l’éclairage est dirigé directement vers le plan de travail.

Il existe des luminaires dont une même source produit l’éclairage indirect et direct. D’autres ont deux sources distinctes avec commandes séparées.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Facteur de maintenance d’un luminaire

Pour un luminaire intérieur

L’éclairement moyen fournit par un luminaire ou un groupe de luminaires diminue au cours du temps depuis sa valeur initiale jusqu’à la valeur requise.

La valeur requise de l’éclairement moyen Em est définie dans la zone de travail par la norme EN 12464-1. C’est la valeur minimum de l’éclairement moyen à maintenir pendant toute la durée de vie de l’installation.

La valeur initiale de l’éclairement moyen est calculée par l’auteur du projet en tenant compte du Facteur de Maintenance FM :

Emoyen initial = Emoyen requis / FM

Plusieurs phénomènes interviennent dans la réduction du niveau d’éclairement moyen de l’installation :

réduction de la quantité de lumière diffusée par les lampes au cours de leur durée de vie (valeur de la durée économique),
panne de lampe, sans changement immédiat,
encrassement des luminaires au cours de leur durée de vie,
encrassement du local réduisant la réflexion lumineuse.

A chacun de ces phénomènes on associe un facteur qui entrera dans le calcul du facteur de maintenance :

LLMF : facteur de maintenance du flux lumineux de la lampe. Ce facteur donne la proportion du flux lumineux en service émis par la lampe (après une certaine durée de fonctionnement) relativement à son flux initial. La durée de vie utile est définie comme la durée de fonctionnement après laquelle le LLMF d’un lot de lampes soit de 0.80.LLMF = F_service/F_initial

LSF : facteur de survie des lampes. Ce facteur donne la probabilité qu’une lampe continue à fonctionner après un certain temps de fonctionnement. La durée de vie moyenne est définie comme la durée de fonctionnement après laquelle le LSF d’un lot de lampes soit de 0.5.

LMF : facteur de maintenance du luminaire. Ce facteur donne la proportion de flux lumineux émis en service par le luminaire (après une certaine durée de fonctionnement) relativement à son flux initial. Les pertes sont dues au dépôt de saleté sur la lampe et sur le luminaire.

RSMF : facteur de maintenance des parois du local. Ce facteur donne la proportion de l’éclairement réalisé en service par réflexion sur les parois du local (après une certaine durée de fonctionnement) par rapport à sa valeur initiale.

Ces facteurs peuvent être évalués et lorsqu’ils sont multipliés entre eux, ils donnent la valeur du Facteur de Maintenance.

FM = LLMF x LSF x LMF x RSMF

Un petit exemple aide à comprendre cette notion :

Soit un bureau équipé de luminaires montés avec des lampes T5. Selon la norme EN 12464-1, le niveau d’éclairement Em minimum est de 500 lux. Les valeurs des différents facteurs sont consignés dans le tableau suivant :

Après 17 000 heures de fonctionnement
Survie des lampes après 16 000 heures d’allumage.	95 %
Valeur résiduelle du flux lumineux par rapport à la valeur initiale.	90 %
Rendement du luminaire y compris l’encrassement de la lampe.	97 %
Propriété de réflexion du local.	96 %
Réduction totale de la quantité de lumière ou FACTEUR DE MAINTENANCE.	80 %

Ceci signifie donc que l’auteur de projet devra surdimensionner son installation de 20 %; soit 500 lux / 0.8 = 625 lux.

Dans la pratique, Le Facteur de maintenance varie de 0.5 pour des éclairages indirects dans des locaux encrassés jusqu’à 0.9 pour des éclairages directs utilisant des luminaires de qualité optique élevée, des lampes de haut rendement, et des ballasts électroniques dans des locaux propres.

Les valeurs de référence prises couramment sont 0.8 pour les luminaires équipés de ballasts électromagnétiques et de 0.9 pour ceux équipés de ballasts électroniques.

Pour un luminaire extérieur

FM = E_{moy en exploitation} / E_{moy initial}

avec,

FM = facteur de maintenance (1 – FM = facteur de dépréciation).
E_{moy en exploitation} = l’éclairement moyen en exploitation réelle.
E_{moy initial} = l’éclairement moyen dimensionné.

Le facteur de maintenance est essentiellement fonction de l’étanchéité des luminaires et du degré de pollution du site:

Catégorie de pollution	Degré de protection du luminaire
Catégorie de pollution	IP23 à 44	IP54 à 55	IP65 à 66
I : lieu moyennement pollué, site essentiellement rural et résidentiel.	0,75	0,85	0,95
II : lieu fortement pollué, soit site industriel ou urbain.	0,5	0,7	0,85

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Radiateurs

Types de radiateur

Les radiateurs émettent leur chaleur par rayonnement et par convection. La répartition entre ces deux modes d’émission dépend du type de radiateur.

Les radiateurs à panneaux

Ces radiateurs sont composés de tôles d’acier profilées assemblées 2 à 2 pour former des panneaux creux parcourus par l’eau chaude. Un radiateur peut être composé de 1, 2, 3 voire 4 panneaux.

Les panneaux peuvent être équipés de déflecteurs ou ailettes.

Ailettes de radiateur en acier.

Ceux-ci augmentent l’émission de chaleur par convection.

Un radiateur à panneaux sans ailettes émet 50 % de sa chaleur par convection. Cette proportion monte à 70 % avec les ailettes.

Les radiateurs à éléments

Ces radiateurs se retrouvent dans les anciennes installations. Ils se composent d’éléments identiques juxtaposés, en nombre suffisant pour obtenir la puissance nécessaire.

Les éléments peuvent être en fonte. Dans ce cas, ils présentent une inertie importante et chauffent principalement par rayonnement.

Radiateur à éléments en fonte.

Les éléments peuvent aussi être en acier. Dans ce cas c’est la part de rayonnement qui est faible.

Radiateurs à panneaux en acier.

D’une manière générale, les radiateurs à éléments ont des performances d’émission moindre.

Les radiateurs en aluminium

Il s’agit généralement de radiateurs décoratifs.

Radiateurs en aluminium.

L’aluminium permet en effet d’obtenir des foules plus élégantes par coulée sous pression ou par extrusion.

Ces radiateurs sont cependant très sensibles à la corrosion si l’eau est de qualité insuffisante. Se pose également le problème de mélange de métaux différents dans une même installation, ce qui peut également être la source de problèmes.

Puissance d’un radiateur

Valeurs catalogue de la puissance émise (norme EN 442-2)

La plupart des fabricants indiquent maintenant les émissions calorifiques des radiateurs suivant la norme européenne EN 442-2. Cette norme tient compte d’un régime de dimensionnement de 75°/65° pour une température intérieure de 20°C. Cette norme remplace l’ancienne norme qui se basait sur un régime de dimensionnement 90°/70°.

Puissance à d’autres régimes de dimensionnement

Une fois que l’on dispose des caractéristiques d’un radiateur donnés par le fabricant (catalogue). On peut établir la puissance émise pour d’autres régimes de dimensionnement (différents du régime pris dans la norme EN 442-2, c’est-à-dire 75°/65°). Une approche simplifiée permet d’établir une correspondance entre deux régimes de dimensionnement par la formule :

Puissance_régime 2 = (ΔT_{moy régime 2} / ΔT_{moy régime 1}) ^1,3 x Puissance _régime 1

où ΔT_moy est la différence de température entre l’eau du radiateur (moyenne entre l’entrée et la sortie) et la température intérieure.

Exemple en utilisant la formule simplifiée:

Un radiateur de 2 000 W, en régime 90°/70° (c’est-à-dire ayant une température moyenne de 80°C) fournira :

( (70 [°C] – 20 [°C]) / (80 [°C] – 20 [°C])) ^1,3x 2 000 [W] = 1 578 [W]

s’il est alimenté en régime 75°/65° (c’est-à-dire avec une température moyenne de 70 °C).

Pour un calcul plus précis, il faut résoudre les équations de base des émetteurs de chaleur (non reprise dans cette page). Néanmoins, la résolution est effectuée « automatiquement » dans la feuille de calcul suivante.

Calculs

Pour calculer la puissance et le débit d’un radiateur sur base des valeurs catalogue et de son régime, cliquez ici !

Exemple de puissances en fonction des dimensions d’un radiateur et d’un régime particulier

Les tableaux suivants donnent la puissance typique des radiateurs traditionnels en fonction de leurs dimensions, ce pour un régime de température 90°C/70°C (entrée/sortie) et une température ambiante de 20°C, soit un DT (radiateur-ambiance) = (90 [°C] + 70 [°C]) / 2) – 20 [°C] = 60 [°C].

Pouvoir émissif des radiateurs à éléments en fonte en [W par m² de surface frontale]
Hauteur [mm]	Profondeur [mm]
Hauteur [mm]	150	250	350
300	3 325	4 790	7 200
600	3 185	4 600	6 870
800	3 105	4 475	6 70

Pouvoir émissif des radiateurs à panneaux en acier en [W par m² de surface frontale]
Hauteur	Type 10	Type 11	Type 20	Type 21	Type 22	Type 30	Type 32
300	1 330	1 880	2 150	2 780	3 210	3 045	4 185
600	1 200	1 720	1 950	2 510	2 900	2 765	3 800
800	1 170	1 685	1 910	2 465	2 840	2 710	3 730

Type 21 = radiateur équipé de 2 panneaux et dune rangée d’ailettes.

Si les dimensions réelles des radiateurs ne correspondent pas aux dimensions standards ci-dessus, les puissances peuvent être extrapolées linéairement.

Exemple :

Soit un radiateur en acier, type 22, de 300 mm de hauteur et de 2 m de longueur.

Sa surface frontale est de 0,3 [m] x 2 [m] = 0,6 [m²].

Sa puissance nominale est de 0,6 [m²] x 3 210 [W/m²] = 1 926 [W]

Calculs

Pour estimer la puissance nominale de vos radiateurs, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Evolution des besoins thermiques des immeubles suite à l’isolation des parois

Transfert thermique par les parois extérieures

Prenons l’exemple d’un local de bureau de 30 m² sur 3 m de hauteur, soit un volume de 90 m^³.

Supposons qu’il soit entouré d’autres locaux régulés à la même température (bureaux voisins, couloirs, …), si bien que seule la paroi en façade est source d’échanges thermiques.

Cette paroi est constituée de 7,5 m² de vitrage et de 6 m² d’allège.

Il y a 30 ans on aurait placé du simple vitrage (U = 6 W/m²K) et une allège non isolée (U = 1,5 W/m²K). Une ventilation de 1 renouvellement horaire serait assurée, essentiellement par infiltrations non maîtrisables. Il en résulte les puissances suivantes

pertes par paroi : (7,5 x 6 + 6 x 1,5) = 54 [W/K]
pertes par ventilation : (0,34 Wh/m³K x 90 m³) = 31 [W/K]

Soit un total de 85 Watts par degré d’écart entre extérieur et intérieur.

Quelle doit être la température intérieure à considérer ? On peut partir d’une zone neutre de confort entre 21°C (hiver) et 24°C (été), et donc d’une température moyenne intérieure d’hiver de 18°C (moyenne jour/nuit/week-end). On obtient alors le profil d’échange suivant en fonction de la température extérieure :

Supposons à présent que la paroi soit isolée : double vitrage à basse émissivité (U = 1 W/m²K) et allège avec 6 cm de laine minérale (U = 0,24 W/m²K). Il en résulte les puissances suivantes

pertes par paroi : (7,5 x 1,5 + 6 x 0,53) = 14 [W/K]
pertes par ventilation : (0,34 Wh/m³K x 90 m³) = 31 [W/K]

Soit un total de + 40 Watts par degré d’écart entre extérieur et intérieur. La température intérieure moyenne en période de chauffe est réévaluée à 19°C (avec la nouvelle isolation, les nuits et les week-ends seront moins frais entrainant une augmentation de la température moyenne). Le profil d’échange est adapté :

Cette fois, les infiltrations par les châssis sont négligeables et le taux horaire de renouvellement d’air de 1 correspond au débit d’air neuf pulsé mécaniquement dans les locaux de manière volontaire et contrôlée. Ce qui sous-entend que ce débit peut être arrêté la nuit et le WE, soit les 2/3 du temps.

Conclusions

Suite à l’isolation, les besoins de chauffage et de froid sont réduits. L’enveloppe freine davantage le transfert de chaleur quel que soit le sens de passage. Le besoin de refroidissement du local en été est donc, à première vue, diminué par l’isolation de la paroi ! (mais ce n’est qu’un regard partiel puisque l’on ne prend pas ici en compte l’effet des charges internes et solaires).

À noter que les besoins liés à la ventilation représentent les 3/4 des besoins totaux et qu’ils sont contrôlables.

Influence des apports internes

Les apports internes doivent être introduits dans le bilan.

Dans les bureaux non-isolés

Autrefois, on comptait 30 W/m², soit 10 W/m² pour les personnes et 20 W/m² pour l’éclairage. Quelle que soit la température extérieure, c’est un apport fixe de 900 W qui est donné au local.

Cet apport doit être diminué dans la mesure où ils apparaissent chaque jour durant les 10 heures de fonctionnement des bureaux, soit 1/3 du temps de la semaine. Les besoins thermiques sont eux proportionnels à la température moyenne intérieure, maintenue en permanence.

Ainsi, les apports internes représentent une puissance moyenne permanente de 900 x 1/3 = 300 Watts. Ce nouvel apport décale le profil de demande de -3,5 °C.

Le point d’équilibre est atteint pour une température extérieure de 14,5°C : les apports compensent les besoins de chaleur. Les besoins de froid sont augmentés : dès que la température extérieure dépassera les 20,5 °C, une puissance de réfrigération sera nécessaire pour assurer le confort des occupants.

Dans les bureaux actuels isolés avec 14 cm de laine minérale

Pour un bâtiment actuel, les apports internes sont similaires dans un local de bureaux : si 10 W/m² supplémentaires de bureautique sont apparus, la nouvelle performance des systèmes d’éclairage a permis une diminution de 10 W/m².

À noter que dans les anciens bureaux, l’arrivée de la bureautique a entraîné un réel accroissement de la charge.

Le nouveau profil de charge apparaît, avec un point d’équilibre ramené à 11,52 °C :e

19 °C – (300 W/(40 W/K)) ≈ 11,5 °C

Conclusion

La puissance frigorifique maximale n’est pas plus élevée que dans les anciens bâtiments; elle commence cependant plus tôt dans la saison.

Influence des apports solaires

Des apports solaires élevés vont s’ajouter à la charge thermique du local.

Imaginons que le bureau soit situé en façade Ouest.

Comment estimer l’importance des apports solaires en fonction de la température extérieure ?

Un lien partiel existe. On l’évaluera en première approximation par le fait que :

3 kWh d’énergie solaire atteignent, en moyenne, chaque m² de façade Ouest par journée, pour un ciel moyen de juin, soit pour une température extérieure moyenne de 16 °C.

0,36 kWh d’énergie solaire atteignent, en moyenne, chaque m² de façade Ouest durant une journée de décembre, que l’on pourra faire correspondre à T° extérieure de l’ordre de 0° (en fait, par ciel serein l’apport solaire est élevé mais la température est plus faible).

4,8 kWh sont reçus par m2 de façade Ouest, par jour, par ciel serein au mois de juin, et donc pour des températures maximales proches de 30°C.

Pour connaître les apports solaires reçus par le bureau, multiplions ces valeurs par les 7,5 m² de vitrages, affectons ces montants d’un coefficient 0,6 pour tenir compte du facteur solaire du double vitrage et de la présence du châssis, et divisons cette énergie par 24 h pour obtenir une puissance moyenne effective.

Il en résulte un apport de 900 Watts aux températures maximales (30°C), de 560 Watts à 16°C et de 70 Watts à 0°C. Apport qu’il faut additionner à la courbe qui traduit le bilan thermique du local :

Bilan pour les immeubles non isolés

On constate que la température d’équilibre est descendue à 12 °C. Ceci signifie qu’avec 12 °C à l’extérieur, les apports internes et externes suffisent à assurer une température confortable de 21°C à l’intérieur. De plus, au-delà de 15 °C extérieur, en raison des divers apports, la température intérieure dépasse 24 °C et un besoin de rafraîchissement apparaît.

Bilan pour les immeubles isolés

Cette fois, le chauffage s’arrête pour 7°C extérieur et le rafraîchissement est souhaité à partir de 10°C extérieur.

Remarque : cette évaluation est simplifiée puisque le lien entre température extérieure et puissance solaire est évalué grossièrement et de plus, la présence de soleil fait monter la température extérieure des parois, ce qui entraîne une augmentation du transfert thermique au travers de la paroi.

Conclusions sur les conséquences de l’isolation des parois

La comparaison des deux courbes de puissance montre que la puissance de refroidissement souhaité n’a pas été augmentée par l’isolation des parois (elle a même plutôt légèrement diminué aux fortes températures).

Mais le profil de la demande de puissance est très différent : il faut refroidir de plus en plus tôt dans l’année.

L’énergie de refroidissement (produit de la puissance par le temps de la demande) va dès lors augmenter. Pour le visualiser, il faut mettre en regard la courbe des puissances et la courbe de l’évolution des températures en fonction du temps de l’année :

On constate que la température extérieure est située entre 12 et 18°C durant de nombreuses heures de l’année. Autrefois, à ces températures la puissance du local était nulle ou faible. Aujourd’hui, une demande de refroidissement est bel et bien présente à ces températures…

Voici l’évolution de la demande annuelle du local par tranche de températures extérieures :

Attention : dans l’absolu les besoins de chauffage ne baissent pas en deçà de 0 degrés pour devenir nuls vers -15 °C; simplement, le nombre d’heures/an rencontrant ces situations extrêmes étant très réduit, la consommation annuelle (puissance x durée) à ces températures, est réduite. Le même raisonnement explique la tendance au-delà de 18 °C.

La demande énergétique totale est en baisse de 20 % ;L’énergie de refroidissement est donc en hausse après isolation. Mais pas de regrets et pas de marche arrière !

La demande de chauffage s’est effondrée de 75 %.

Comment comprendre que les besoins soient nuls sur une large plage (7 °C à 10 °C ? Le bâtiment est à l’équilibre thermique et la température intérieure oscille dans « la zone neutre » entre 21 et 24 °C.

Cependant, la demande en énergie de refroidissement a dramatiquement progressé de + 95 % ! Dramatiquement, vraiment ? Nous sommes tout de même passés de 1 200 kWh/an à 2 350 kWh/an…

En réalité cette valeur est à nuancer. Rappelez-vous qu’elle exprime l’énergie nécessaire au refroidissement d’un local fermé, peu aéré, sans protections solaires…

Nous pouvons aussi observer que l’augmentation des besoins de refroidissement suite à l’isolation du local a principalement lieu pour des températures extérieures comprises entre 10 °C et 21 °C. À ces températures, l’air frais extérieur pourra-t-être mis à profit pour refroidir l’ambiance gratuitement (les besoins de froids qui concernent des températures supérieures à 21 °C ne représentent que 20 à 30 % des besoins de froids).

Vous l’aurez compris, isoler permet une réduction de la consommation d’énergie de chauffage très importante avec pour revers d’augmenter les besoins de froids. Il faudra donc entreprendre des stratégies adaptées à ce nouveau profil pour en tirer tous ses avantages :

Autrefois, le chauffage constituait le principal poste énergivore, mais à présent, un équilibre est plus souvent atteint et il faut pouvoir faire face à une demande de chaud et une demande de froid lors des températures extrêmes. Par exemple, la simple présence de protections solaires extérieures peut fortement limiter les besoins de refroidissement.
Le diagramme des puissances met en évidence que la demande de froid se fait souvent au moment où la température extérieure est bien inférieure à la température de consigne intérieure, ce qui, théoriquement, permet de mettre en place une technique de free cooling diurne.
Suite à cette évolution des besoins, il y a de plus en plus souvent des besoins de réfrigération dans certains locaux alors que d’autres locaux sont encore en demande de chauffage. Par exemple, dans un immeuble bien isolé comportant deux façades Est-Ouest, il est probable qu’en mi-saison vers 10h00, la façade Est est en demande de refroidissement alors que la façade Ouest demande encore de la chaleur. Le système de climatisation devra pouvoir répondre à cette évolution.
Également, ce que le diagramme ne montre pas, c’est le cycle de température jour/nuit qui permet d’évacuer la chaleur accumulée en journée, par de l’air nocturne plus frais : c’est le free cooling nocturne. Ceci pour autant que le local puisse jouer le rôle de réservoir tampon, et donc qu’il dispose d’une inertie suffisante.
Pour finir, nous pouvons observer sur le schéma ci-dessous que la période de besoin de refroidissement coïncide avec la disponibilité en énergie solaire la plus forte. Ainsi, l’installation de panneaux photovoltaïques pourrait s’avérer être une stratégie judicieuse [notamment dans le cadre d’un objectif QZEN] profitant de la concordance entre la période de disponibilité d’une énergie renouvelable (le photovoltaïque solaire) et la période de besoin de cette énergie pour le refroidissement.

Si cela se vérifie à l’échelle d’une année, il en va de même à l’échelle de la journée.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Dimensionnement de la production d’eau chaude sanitaire en semi-accumulation

On trouvera ci-dessous le développement d’une méthode de calcul extraite du « guide au dimensionnement des appareils de production d’eau chaude sanitaire » publiée par l’Institut de Conseils et d’Études en Développement Durable. Le document source est disponible ici.

Calculs

Si les besoins sont continus et que l’installation peut être décrite par un profil de puisage critique.

Étape 1 : profil de puisage

Le calcul d’une installation d’ECS en semi-instantané ou semi-accumulation sera fondé sur la reconstitution des puisages possibles dans les conditions réputées les plus rigoureuses.

Établir le profil de puisage consiste à déterminer pour différentes journées caractéristiques de l’année, les besoins en eau chaude heure par heure.

Remarque : Si le découpage heure par heure du profil de puisage n’est pas représentatif de la situation réelle, par exemple si on assiste à des puisages courts et discontinus ou à de courtes pointes de puisage, un autre découpage doit être considéré, de 10 en 10 minutes, par exemple.

La méthode décrite ci-après permet de dimensionner l’appareil de production d’ECS pour satisfaire aux besoins de la pointe la plus importante de la journée. On prendra comme hypothèse que l’entièreté des stocks éventuels d’eau chaude de l’appareil soient reconstitués avant d’aborder la pointe de consommation suivante.

Dimensionné pour la pointe principale, l’appareil choisi pourra alors sans problème satisfaire les demandes de pointes moins critiques.

Étape 2 : profil de l’énergie puisée

L’eau chaude consommée peut se traduire en énergie puisée. Le profil de puisage d’eau chaude peut donc être transformé en un profil d’énergie puisée au moyen de la formule suivante :

E = 1,16 x V₆₀x (60° – 10°) / 1 000

avec,

E = énergie contenue dans l’eau chaude en kWh
V₆₀= volume puisé en litre ramené à 60°C
1,16 / 1 000 = facteur de conversion
10° = température de l’eau froide

Étape 3 : courbe des besoins consécutifs

a. Qu’est-ce que la courbe des besoins consécutifs ?

À partir du profil de puisage (exemple sur base d’un profil de puisage continu ne subissant pas de forte pointe pouvant donc être décrit heure par heure), on peut dessiner le graphe ci-dessous :

Puisages maximum consécutifs.

Ce schéma représente l’énergie maximum puisée en continu en 1 heure, 2 heures, 3 heures, … en considérant les conditions les plus critiques, quel que soit le moment de la journée et le jour de la semaine. Autrement dit, cela peut être le puisage le plus élevé demandé un jour de semaine à 8h00, suivi de la demande la plus forte enregistrée un samedi de 9h00 à 11h00, etc…

b. Comment établir la courbe des besoins consécutifs ?

Le traitement des données peut s’effectuer de la manière suivante :

À partir du profil d’énergie puisée heure par heure, on peut calculer un profil d’énergie puisée, de 2 heures en 2 heures, de 3 heures en 3 heures et ainsi de suite.

On répète la même opération pour chaque jour caractéristique (ex.- en semaine, les vendredi et samedi, le dimanche).

On peut alors dessiner la courbe des besoins consécutifs, on reporte sur un graphe énergie en fonction du temps, l’ensemble des puisages maximum consécutifs, tous types de journée confondus.

Le graphe ainsi obtenu représente donc l’énergie maximum puisée via l’eau chaude sanitaire en 1 heure, 2 heures, 3 heures, 4 heures, …

Il traduit donc les besoins les plus contraignants que l’on peut rencontrer.

Il suffit maintenant de choisir l’appareil de production d’ECS (volume de stockage et puissance de l’échangeur) capable de satisfaire ceux-ci.

Étape 4 : volume de stockage et puissance de l’échangeur

Le dimensionnement des appareils consiste à définir la puissance de l’échangeur (ou du générateur) et le volume de stockage nécessaire pour satisfaire la courbe des besoins consécutifs.

a. La puissance de l’échangeur

Reprenons la courbe des besoins consécutifs. Sur ce graphe, l’énergie fournie par le générateur ou l’échangeur de la production d’ECS en fonction du temps, est représentée par une droite, appelée droite de puissance.

Puisages maximum consécutifs.

Si l’échangeur fonctionne dès le début d’un puisage, cette droite partira de l’origine.

Traçons donc une droite de puissance, par exemple la droite 1. Celle-ci représentant l’énergie fournie par l’échangeur en fonction du temps, la puissance de l’échangeur est représentée par la pente de la droite :

Examinons sur le graphe, ce qu’il se passe après un temps h de puisage :

l’équivalent « énergie » de l’eau chaude consommée par les utilisateurs = E₅kWh,

l’énergie fournie par l’échangeur de puissance P = E₄kWh.

b. Le volume de stockage

L’énergie consommée étant supérieure à l’énergie fournie par l’échangeur, la différence E₅– E₄ doit être contenue dans l’eau chaude stockée.

L’énergie maximum qui doit être stockée dans l’eau chaude du ballon est donc représentée par la plus grande distance verticale entre la droite de puissance et la courbe des besoins consécutifs. C’est-à-dire, la distance verticale entre la parallèle à la droite de puissance tangente à la courbe des besoins (droite 2) et la droite de puissance elle-même (distance B – D). ce qui donne l’énergie : E₂ – E_l.

Le volume du ballon nécessaire est donc de :

en litres

où,

T_ec= température de stockage de l’eau chaude
10° = température de l’eau froide et donc température minimum que peut atteindre l’eau dans le ballon avant que l’inconfort n’apparaisse
a = coefficient d’efficacité du ballon

c. Comportement du système

En parcourant la courbe des besoins consécutifs, on peut résumer le fonctionnement de l’appareil de production d’ECS, comme suit :

de A à B : la puissance puisée est supérieure à la puissance fournie par l’échangeur, le stock d’eau chaude se vide;
en B : le stock d’eau chaude a atteint sa température minimum admissible;
de B à C : la puissance fournie par l’échangeur est supérieure à la puissance puisée. Le stock d’eau chaude se reconstitue partiellement;
en C : le stock d’eau chaude est entièrement reconstitué.

d. En résumé

On a donc déterminé une paire

Puissance de l’échangeur : P =

Volume de stockage : V =

pour satisfaire les besoins.

Remarque : comme dans le cas des préparations instantanées et en accumulation, la puissance sera majorée pour tenir compte des pertes de distribution et de stockage.

Celle-ci dépend évidemment de la droite de puissance choisie. En fait, il existe une infinité de possibilités en fonction de la puissance choisie.

Puisages maximum consécutifs.

On voit ici toute la plage de possibilités offertes lorsque le profil de consommation est considéré sur 24h.

Il convient donc d’explorer l’ensemble des combinaisons P – V possibles avant de faire son choix. On tracera pour cela, une courbe dite d’égale satisfaction des besoins.

Étape 5 : courbe d’égale satisfaction des besoins

Il existe d’autres combinaisons V – P (volume, puissance) permettant de satisfaire les besoins traduits par la courbe des besoins consécutifs.

Pour les déterminer, il suffit de répéter la méthode décrite ci-avant avec plusieurs droites de puissance (ex. – droite 1, 2, 3, … ).

Courbe d’égale satisfaction des besoins.

En calculant pour chacun des cas, la puissance de l’échangeur et le volume de stockage, on peut recomposer une courbe (P, V), représentant l’ensemble des combinaisons possibles : la courbe d’égale satisfaction des besoins.

Étape 6 : choix de la combinaison puissance-volume optimum

Le choix de la puissance et du volume à installer se fera suivant :

Le coût :
Le premier critère sera le coût de l’installation. On comparera le coût de plusieurs combinaisons (puissance, volume), en tenant compte dans une installation combinée (chauffage-ECS) de la surpuissance nécessaire pour la chaudière.

L’encombrement :
La disponibilité de place pour le matériel (le ballon) sera aussi déterminante dans le choix. Il faudra aussi tenir compte des possibilités d’acheminement et d’évacuation du matériel.

La compatibilité avec la puissance chauffage dans les installations combinées :
Dans la mesure du possible (en respectant les deux premiers critères ci-dessus), il faut essayer que la puissance de la production d’ECS soit la moins éloignée possible de la puissance chaudière – puissance de l’échangeur ECS > 30 % de la puissance chaudière. En effet, plus l’écart de puissance sera grand, plus les cycles de fonctionnement du brûleur seront courts pour assurer la production d’ECS, ce qui diminuera le rendement de production.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Humidificateurs à vapeur

Principe de fonctionnement

Un humidificateur à vapeur injecte dans l’air à humidifier de la vapeur d’eau. Celle-ci est produite soit dans une chaudière à vapeur (grosses installations), soit dans des appareils autonomes fonctionnant … comme une bouilloire électrique, en quelque sorte !

La vapeur est conduite vers les rampes d’injection (tubes percés d’orifices calibrés), rampes placées soit dans les caissons de traitement d’air, soit directement dans la gaine d’air conditionné.

Schéma principe de fonctionnement - 01.

Rampe d’injection.

La vapeur arrive sèche dans la rampe (gaz invisible). Lors de son contact avec l’air froid, elle se condense en microgouttelettes (brouillard visible). L’air s’échauffe alors de 10 à 15 K, grâce à la chaleur de condensation de la vapeur. Cette chaleur permet la revaporisation de la vapeur, qui repasse à l’état gazeux invisible, mélangé dans l’air. Finalement, l’ensemble du processus est pratiquement isotherme (= la température de l’air après humidification est pratiquement égale à celle avant l’humidification).

Schéma principe de fonctionnement - 03.

Mais ce processus montre bien qu’il ne faut pas placer les appareils de contrôle (thermomètre et hygromètre) trop prêt de la rampe. A priori, une distance de 3 m minimum est recommandée, mais cette distance dépend de la température de l’air humidifié. Un calcul de la distance humidificateur-sonde peut être réalisé.

Évolution dans le diagramme de l’air humide

En première approximation, l’humidification de l’air par l’injection de vapeur entraîne un déplacement vertical dans le diagramme de l’air humide.

L’air « sec » (1) suit une évolution à température constante pour se retrouver « humide » au point (2).

Cette évolution surprend ! Intuitivement, on imaginerait un échauffement de l’air par le jet de vapeur…

En réalité, un très léger échauffement existe, mais négligeable dans la pratique.

Pourquoi ? Il faut comprendre la chose en décomposant l’énergie contenue dans la vapeur,

en énergie de chauffage de l’eau (de 10 à 100°C),
et en énergie de changement d’état (de liquide à vapeur).

Cette énergie de vaporisation lui est nécessaire pour rester à l’état vapeur dans l’air. En quelque sorte, l’eau se diffuse dans l’air « en apportant sa propre énergie de vaporisation ». S’il y a échauffement de l’air, c’est parce que quelques grammes d’eau chaude sont mélangés dans l’air. Et donc l’image exacte de l’humidification de l’air par un jet de vapeur est une droite légèrement inclinée vers la droite. Cette légère augmentation de température est très souvent négligée par le concepteur.

Exemple : un air à 23° 40 % HR sera humidifié à 24° 80 % HR par un jet de vapeur.

Ce qui est fondamental, c’est de voir les conséquences technologiques du choix d’un humidificateur à vapeur : la batterie de postchauffe à disparu !

Technologie

Système à production centralisée

Si le bâtiment dispose déjà d’un système de production de vapeur (hôpitaux, industries, …), on peut utiliser une partie de la vapeur produite pour humidifier l’air distribué dans les locaux.

Si l’ampleur de l’installation de climatisation nécessite un débit d’humidification fort important, il est même possible d’installer une chaudière à vapeur spécifique. Ce coût d’investissement est motivé par le coût d’exploitation plus faible : l’énergie de vaporisation est réalisée à partir d’un combustible (fuel ou gaz), par opposition à l’énergie électrique plus coûteuse des appareils autonomes.

La vapeur est vaporisée dans l’ambiance des locaux et respirée par les occupants. On sera dès lors attentif au traitement éventuel avec un produit toxique qu’aurait pu subir l’eau avant sa vaporisation (un traitement anti-oxygène dans la chaudière, par exemple). S’il y a risque de contamination, il est possible de prévoir un échangeur vapeur/vapeur qui vaporise de l’eau potable fraîche grâce à la vapeur issue de la chaudière.

Humidificateur autonome à vapeur – générateur à électrodes

La vaporisation de l’eau est réalisée au moyen d’électrodes suspendues dans un réservoir et mises sous tension. Le courant électrique s’établit entre les électrodes au travers de l’eau. Celle-ci s’échauffe jusqu’à ébullition. La vapeur produite peut être diffusée aussi bien dans une centrale de traitement d’air que dans la gaine de pulsion ou dans le local directement (avec une turbine de dispersion de la vapeur).

L’ensemble est installé dans une armoire métallique, généralement fixée au mur. Le raccordement entre l’humidificateur et le conduit d’air de climatisation sera en pente montante afin de ramener vers l’appareil d’éventuels condensats.

La consommation électrique est fonction de la surface des électrodes noyées dans l’eau. Le débit de vapeur produit est donc régulé via la régulation du niveau d’eau dans le réservoir.

> Avantage : l’eau du réseau ne doit pas être traitée puisqu’on a besoin des sels pour conduire le courant ! Une eau pure présenterait une conductivité électrique trop faible. En pratique, la conductivité de l’eau doit être comprise entre 125 et 1 250 µS/cm (dureté comprise entre 15° et 20°)

> Inconvénient : l’eau qui s’évapore laisse ses sels dans le réservoir ! Une purge de déconcentration automatique doit être réalisée par l’appareil. Il est possible de calculer le débit d’eau de déconcentration, en fonction de la teneur en sels de l’eau du réseau.

Malgré la déconcentration régulière, l’entartrage reste l’ennemi n°1 de l’humidificateur. Notamment parce que la couche calcaire fait office d’isolant sur les électrodes, diminue la conduction électrique et donc le débit de vapeur. Divers systèmes sont proposés pour résoudre ce problème :

Une injection de bulles d’air dans l’eau du réservoir pour maintenir les sels en suspension, entre deux périodes de déconcentration.
Une pompe pour réaliser la déconcentration, plutôt qu’une simple ouverture d’électrovanne, afin de renforcer la purge.

L’installation comprend également :

un détecteur de niveau d’eau de limite haute pour alarme (locale et à distance),
les équipements électroniques de contrôle du débit de vapeur, de déconcentration,
les contacteurs de puissance.

Humidificateur autonome à vapeur – générateur à résistances

Le chauffage et la vaporisation de l’eau sont réalisés via des résistances électriques immergées, du type barre ou serpentin qui chauffe à 1 100°C.

Ici, l’électricité ne traverse pas l’eau. Celle-ci ne doit dès lors pas être conductrice. Il est donc possible de la déminéraliser, ce qui évite beaucoup de problèmes de corrosion calcaire.

À défaut, il faudra prévoir un système de déconcentration automatique des sels.

Installation

La vapeur d’eau injectée dans l’air doit être de la vapeur sèche. À défaut, le mélange « eau + vapeur » qui sort des orifices crée des dépôts, des corrosions, … C’est dans ce but que les constructeurs des systèmes de production centralisée prévoient :

un séparateur et un purgeur de vapeur en amont de la rampe,
une sonde thermostatique (ou » thermocontact « ) qui empêche l’arrivée de vapeur à la rampe si la température est trop basse (c’est le cas au démarrage de l’installation),
une rampe généralement auto-réchauffée par la vapeur d’amenée, ce qui réévapore les condensats éventuels.

Si la vapeur est destinée à l’humidification de salles propres (informatique, hôpitaux,…), l’eau sera totalement déminéralisée et tous les équipements en contact avec la vapeur seront en acier inoxydable.

Si la diffusion a lieu dans une gaine d’air, des distances minimales d’humidification doivent être respectées pour éviter l’humidification des parois (attention à la présence de coudes, par ex.) et des équipements en aval.

La situation est particulièrement critique lorsque l’air à humidifier est froid (air pulsé à 16 ou 18°C, par exemple), puisque cela allonge la portée de l’humidification. De même, si un filtre est prévu en aval (un filtre absolu pour les salles d’opérations, par exemple), le risque d’humidification de ce filtre est grand et aurait des conséquences hygiéniques graves.

Le calcul de la portée minimale et des sécurités à prévoir pour les équipements en aval est réalisable.

Si nécessaire, on peut améliorer la situation par le placement d’un système de diffusion à rampes multiples qui permet la répartition uniforme de l’injection sur toute la section du conduit. La portée de l’humidification est alors fortement réduite.

Equipements complémentaires à prévoir :

une arrivée d’eau avec robinet d’arrêt,
une évacuation d’eau avec entonnoir et siphon,
une ligne 380 V pour l’humidificateur,
une ligne 220 V pour le régulateur à régulation proportionnelle,
le raccordement de l’hygrostat sur la conduite de reprise,
le raccordement de l’hygrostat de limite haute sur la conduite de pulsion,
un pressostat pour mettre hors service l’humidificateur lors de l’arrêt du ventilateur,
un bac-égouttoir de sécurité pour recueillir l’eau de ruissellement éventuel (1 à 2 m en amont des rampes et 3 à 50 m en aval, sur 30 cm de hauteur), relié à l’égout.

Avantages

La qualité hygiénique indiscutable des humidificateurs à vapeur par rapport aux humidificateurs à évaporation ou aux laveurs.
Leur fonctionnement sans bruit.

Pour les systèmes avec chaudière à vapeur

Le prix de revient de l’énergie par combustible (gaz, fuel) nettement inférieur par rapport à celui de l’énergie électrique (le coût total est fortement dépendant de la disponibilité et du coût de la vapeur dont on dispose).

Pour les systèmes autonomes électriques

Une facilité de régulation individuelle de l’humidité ambiante.

Inconvénients

Le coût et la maintenance d’une chaudière à vapeur spécifique.
Le coût de l’énergie électrique qui joue fortement en défaveur de l’humidificateur à vapeur autonome.
La sensibilité à l’entartrage des appareils autonomes, tout particulièrement ceux à électrodes dont on ne peut déminéraliser l’eau.

Coûts

En particulier

Le calcul du coût de l’humidification est possible pour une installation donnée. C’est d’autant plus important que la vaporisation est effectuée sur base d’énergie électrique (appareil autonome).

En général

D’une façon générale, les coûts de maintenance et d’amortissement indiqués ci-dessous sont tirés d’une *étude comparative sur les systèmes d’humidification* réalisée en Suisse. Les coûts de l’énergie sont établis sur base d’une humidification 10 h/jour, 50 h/semaine et sur base d’un prix du fuel à 0,25 €/litre. Une occupation continue des bâtiments augmenterait fortement l’estimation des coûts énergétiques.

Il est possible de synthétiser les principales propriétés comme suit :

x	Mainten.	Coût annuel de l’énergie therm.	Coût annuel de l’énergie électr.	Total	Amortis. de l’investis. sur 10 ans	Total
	[€/m²]	[€/m²]	[€/m²]	[€/m²]	[€/m²]	[€/m²]
A vapeur électrique	0,75	–	1	1,75	0,35	21
A vapeur thermique	0,05	0,25…0,35	–	0,35…0,4	6,5	6,83…6,9
Chaudière électrique à vapeur	0,1	–	1	1,1	5	6,1

x	Frais de mainten.	Frais d’ exploit.	Frais d’ Investis.	Encombr.	Adaptab.	Utilisation recom. pour un débit d’air en m³/h
A vapeur électrique	Faible	Elevé	Faible	Faible	Très bonne	< 3 000
A vapeur thermique	Moyen	Faible	Elevé	Elevé	–	> 10 000
Chaudière électrique à vapeur	Elevé	Elevé	Elevé	Elevé	–	> 10 000

Maintenance

Les humidificateurs à vapeur doivent être périodiquement vidangés et régulièrement détartrés.

Pour les appareils autonomes à électrodes, le remplacement des électrodes est nécessaire après un temps de fonctionnement variant entre 800 et 5 000 heures, selon le degré de dureté de l’eau.

On surveillera tout particulièrement l’humidification éventuelle des parois internes du conduit aéraulique et des grilles de diffusion de l’air. Un antibiogramme des moisissures à ces endroits est recommandé périodiquement.

Régulation

Différents systèmes permettent à l’humidificateur de moduler le débit entre 0 et 100 %.

Pour les installations de conditionnement d’air :

La régulation est basée sur le schéma suivant :

En fonction de l’écart entre l’humidité relative mesurée sur l’air extrait et la valeur de consigne réglable sur le régulateur, il y a action sur l’humidificateur. Un limiteur maximal d’humidité relative de l’air soufflé limite le débit de vapeur pulvérisé. Une sonde de sécurité (en option) commande directement l’arrêt de l’humidificateur.

C’est le même régulateur qui agit en cascade sur la batterie froide, pour la déshumidification éventuelle.

Ce système doit être complété par deux dispositifs de sécurité qui interdisent la pulvérisation de vapeur lors de l’arrêt du ventilateur

Le verrouillage électrique entre l’humidificateur et le ventilateur.
Un pressiomètre qui vérifie le fonctionnement effectif par la mise en pression de la gaine (si la courroie du ventilateur casse, le ventilateur est électriquement en fonctionnement…).

Il sera utile de définir le niveau d’humidification : du « tout centralisé » au départ des circuits si besoins homogènes, vers le « tout décentralisé », chaque local ayant des besoins différents. Les appareils électriques autonomes offrent beaucoup de liberté à ce sujet.

Pour les humidificateurs d’ambiance directe :

On utilise généralement des humidificateurs par action tout ou rien, l’hygrostat enclenchant l’appareil lors du dépassement d’un seuil réglable. Un hygrostat supplémentaire de sécurité est également prévu pour limiter le risque en cas de panne du premier régulateur.

Prédimensionnement

Améliorer

Le prédimensionnement du débit d’eau d’humidification nécessaire peut être réalisé sur base du débit d’air à traiter et de son degré d’humidité initial et final.

L’estimation de la portée du jet de vapeur est également possible.

Ensuite, pour les appareils électriques, la puissance appelée est de 750 Watts par kg/h de débit de vapeur souhaité, environ.

Améliorer

Il est également possible d’estimer le débit d’eau de déconcentration afin de limiter cette consommation d’eau parasite.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Réduire les déperditions thermiques de la gaine d’ascenseur

Réduire les déperditions thermiques de la gaine d'ascenseur

Création d’une zone « chaude »

Au départ, le volume de la gaine est exclu du volume protégé

Il arrive régulièrement que les gaines d’ascenseur et ses espaces annexes rompent la continuité du volume chauffé de l’immeuble par leur mise en communication thermique directe avec des locaux non chauffés ou l’extérieur.

En effet :

Au niveau du pied de gaine, l’isolation est réduite et en contact soit directement avec l’air extérieur ou soit avec des volumes non chauffés (garage, parking, cave, vide ventilé, …). À ce niveau il se crée une déperdition.
De par la présence de déperditions thermiques au niveau des portes palières, le volume chauffé échange sa chaleur avec la gaine d’ascenseur.
Vu la nécessité de ventiler la gaine pour fournir de l’air hygiénique, l’air chauffé du bâtiment passe à travers les interstices des portes palières et est extrait au sommet de la gaine via la salle des machines (si existante) vers l’extérieur.

Tout se passe comme si la gaine d’ascenseur était assimilée à une énorme cheminée.

Amélioration : inclure le volume de la gaine dans le volume protégé

Dans son étude, Suisse énergie constate que créer une zone « chaude » constitue une amélioration intéressante pour réduire les consommations énergétiques. Le fait d’isoler les parois du pied et du sommet de la gaine (ou du local des machines si existant) permet au volume de l’ascenseur d’intégrer le volume protégé et chauffé.
Un grand nombre de techniques d’isolation existe.

En pratique : isolation du pied de gaine d’ascenseur …

Isoler le pied de la gaine d’ascenseur réduit les ponts thermiques et, par conséquent, les déperditions thermiques. Cette modification est assez simple en ne demande que très peu d’investissement.

Source : Suisse énergie.

Améliorer

Pour en savoir plus sur les techniques d’amélioration de l’isolation des murs et des planchers.

Et isolation des cabanons de toiture

Pour intégrer le volume ascenseur dans le volume protégé, il faut isoler, dans la mesure du possible, les murs et la toiture du cabanon.

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Pour en savoir plus sur les techniques d’amélioration de l’isolation des murs du cabanon.

Généralement, les toitures couvrant la salle des machines des ascenseurs sont des toitures plates.

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Pour en savoir plus sur les techniques d’amélioration de l’isolation des toitures plates.

Créer une coupure thermique au niveau des sas intermédiaires

Régulièrement, dans les bâtiments tertiaires, les paliers d’ascenseur constituent des sas équipés de portes d’accès. En général, ces portes d’accès restent ouvertes au moyen de rétenteur de porte relié sur la détection incendie. Parfois même, les paliers d’ascenseur sont chauffés au moyen de radiateurs; il s’ensuit une déperdition calorifique non négligeable, surtout si la gaine d’ascenseur est à l’extérieur ou présente une grande surface de mur en contact avec l’air extérieur.

L’idée est de créer un sas non chauffé entre le volume protégé et le volume ascenseur et de fermer les portes. Dans ce cas, et pour autant que les portes soient étanches, la coupure thermique que constitue le sas entre le volume chauffé et la gaine limite les déperditions et les débits de fuite.

Les vannes des radiateurs doivent être fermées ou mises sur position antigel.

L’isolation complète du sas paraît difficile et coûteuse. C’est pour cette raison qu’en amélioration, il paraît plus aisé de malgré tout préférer la méthode de la zone chaude.

Contrôler le débit de ventilation de la gaine

Comme le montre une étude faite par Suisse énergie (mise en évidence des débits de ventilation dans les gaines d’ascenseur), le débit de ventilation d’une cage d’ascenseur de 12 [m] de haut d’un bâtiment de 4 étages, équipée de grilles de ventilation haute et basse de 1 225 [cm²] chacune, et dont les températures externes et internes étaient respectivement de 6 et 20 [°C], avoisinait les 600 [m³/h]; ce qui n’est pas négligeable. Toutefois, il est difficile d’évaluer les débits réels sachant que dans le projet :

l’orifice d’ouverture dans le pied de gaine d’ascenseur ne sera pas toujours prévu ;
les fuites au niveau des portes palières seront incontrôlables.

Évaluer

Pour en savoir plus sur l’estimation des débits de ventilation dans les gaines d’ascenseur.

Néanmoins, ces pertes peuvent être considérablement réduites en contrôlant le débit d’extraction naturelle au sommet de la gaine.

Pour ce faire, depuis septembre 2012, la législation belge (par l’Arrêté royal du 21 septembre 2012) reconnait une solution qui consiste à munir l’ouverture de ventilation de clapets motorisés gérés intelligemment. Ceux-ci s’ouvrent automatiquement en cas :

de besoin de ventilation (lorsque les occupants utilisent l’ascenseur) ;
d’incendie ;
de défaillance de la source d’énergie.

Ils sont généralement aussi asservis à un thermostat d’ambiance pour réguler la température dans la gaine (et ce, notamment, afin de garantir le bon fonctionnement des dispositifs de commande et de régulation des ascenseurs (à voir avec le constructeur au niveau des températures de commande)). Une ouverture manuelle doit de plus être prévue pour le service d’incendie.

Il faudra de plus tenir compte :

des prescriptions en matière d’incendie (clapet coupe-feu) ;
des risques de condensation par le placement d’un calorifugeage au niveau des volets ;
des contraintes d’étanchéité à l’air à garantir (clapet étanche à l’air en position fermée).

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Finitions et protections superficielles de la toiture plate

Les couches de protection assurent plusieurs rôles : protéger des rayonnements UV, améliorer l’aspect, réduire la température superficielle en cas d’ensoleillement.
On distingue

Les protections lourdes peuvent également servir de lestage et permettre la circulation.

Les protections légères

Les protections légères peuvent être de trois types.

Une couche de paillettes d’ardoise

Les paillettes sont uniquement appliquées sur les étanchéités bitumineuses. Elles peuvent être de couleurs différentes. Les couleurs foncées sont les plus courantes. Les paillettes sont directement appliquées sur les membranes en usine.

Protection par paillettes d’ardoise.

Une couche de peinture

La peinture est appliquée sur chantier. Pour éviter tout problème d’incompatibilité, il faut utiliser uniquement des peintures agréées par le fabricant des membranes.

La peinture est la seule protection légère qui peut être appliquée sur les membranes synthétiques qui dans la plupart des cas n’en nécessitent pas.

Protection par peinture.

Une feuille métallique

Certaines membranes en bitume modifié SBS sont revêtues en usine d’une feuille de cuivre ou d’aluminium gaufrée destinée à réfléchir les rayonnements solaires.
Le métal s’oxydant, l’effet réfléchissant disparaît au bout de quelques années.

Protection par feuille métallique.

Les protections lourdes

Les protections lourdes peuvent être de quatre types.

Du gravier

Le gravier peut être roulé ou concassé. Il est appliqué en une couche de 4 à 6 cm d’épaisseur, il a une granulométrie sélective qui peut varier de 16 à 45 mm. Il pèse ± 80 Kg/m² pour une épaisseur de 5 cm. La pente de la toiture ne peut pas être supérieure à 5 %.

Gravier roulé.

Dans les zones critiques, le lestage par gravier peut être insuffisant et doit parfois être complété par la pose de dalles en béton.

Les graviers roulés peuvent être déposés directement sur l’étanchéité.

Dans ce cas le taux de graviers cassés ne doit pas dépasser 15 % et ceux-ci doivent être uniformément répartis dans l’ensemble.

Les graviers concassés sont plus agressifs vis-à-vis des membranes.

Ils ne peuvent être posés que sur des membranes épaisses de type bitume modifié APP ou SBS armées d’un voile polyester. Une couche de protection intermédiaire constituée d’une natte de polyester ou de polypropylène, est conseillée sous le lestage. Cette couche est toujours nécessaire dans le cas d’une toiture inversée.

Des dalles

Les dalles peuvent être posées sur plots, ou sur une chape armée. Les dalles doivent être ingélives.

Dalles sur plots

Les dalles sont en général de grandes dimensions. Elles sont posées aux quatre coins sur des plots constitués de taquets réglables en hauteur ou de plaquettes en superposition.

Dalles sur plots.

L’embase des plots doit être suffisante pour qu’ils ne puissent s’imprimer dans les membranes bitumineuses sous l’effet du fluage par temps chaud.

Plots réglables à grande embase.

L’évacuation de l’eau se fait sous le dallage qui, de ce fait, sèche rapidement après la pluie. La hauteur des plots sera d’au moins 2.5 cm.

Régulièrement, certaines dalles doivent être enlevées pour permettre le nettoyage des boues accumulées sous le pavement. Il est parfois difficile de remettre correctement les dalles en place après démontage.

Les dalles ne doivent pas nécessairement suivre la pente du toit. Elles peuvent être posées horizontalement grâce au réglage possible des plots en hauteur.

Dalles drainantes

On peut également poser sur l’étanchéité (ou sur l’isolant, dans le cas d’une toiture inversée) des dalles drainantes. Il s’agit de dalles de grandes dimensions, largement rainurées en face inférieure. L’eau s’évacue par les rainures.

Dalles drainantes.

L’espace réservé à l’écoulement est plus réduit que dans le cas des dalles sur plots. Il risque de s’obstruer plus rapidement.

Étant donné l’absence de plots, le réglage vertical n’est pas possible. Il faut donc que la planéité de l’assise des dalles soit particulièrement régulière.

La grande dimension de la surface de contact diminue les risques d’écrasement et de fluage du support.

Dalles complexes isolantes

La dalle se compose d’un panneau isolant en mousse rigide de polystyrène extrudé sur lequel est ancrée une couche supérieure en béton renforcé de fibre.

Dalles complexes isolantes.

En fonction de la nature et de l’épaisseur du béton, ces dalles peuvent être circulables aux piétons, ou n’être accessibles que pour l’entretien de la toiture.

Les dalles sont posées librement sur la membrane d’étanchéité, les unes contre les autres. Ils peuvent être munis de rainures et languettes, ou pas.

La toiture ainsi constituée sera du type « toiture inversée » ou « toiture combinée ».

Dalles sur chape

Les dalles sont posées à plein bain de mortier sur une chape armée posée en indépendance de l’étanchéité.

Une couche de désolidarisation est placée entre l’étanchéité et la chape. Elle assure en même temps l’écoulement de l’eau d’infiltration au niveau de l’étanchéité.

Carrelage sur chape armée au-dessus de l’étanchéité.

La chape de pose doit être réalisée à l’aide de mortier ou de microbéton à sécrétions calcaires réduites.

Les dalles sur chape sont plus faciles à entretenir que les dalles sur plots, mais l’accès à la membrane pour une réparation est pratiquement impossible.

Des matériaux coulés en place : béton ou asphalte

Chape en mortier ou en béton coulé

Protection par chape armée.

Ce genre de protection peut se justifier lorsqu’il est nécessaire de protéger les couches sous-jacentes des sollicitations mécaniques importantes.

Cette chape subit des contraintes thermiques très importantes surtout la toiture est isolée et qu’elle ne bénéficie pas de la stabilité thermique du bâtiment. La chape doit donc être fractionnée et doit pouvoir glisser sur l’étanchéité. Les variations dimensionnelles seront résorbées dans des joints souples et étanches. Une feuille de glissement sera interposée entre l’étanchéité et la chape. Ces couches de protection seront découpées en zones de maximum 4 m de côté et assemblées entre elles au moyen de joints continus.

La protection doit être réalisée en microbéton à sécrétions calcaires réduites ou en béton à texture dense et présenter une épaisseur minimale de 50 mm.

Asphalte coulé

L’asphalte coulé est posé sur l’étanchéité en interposant une couche de séparation dont la fonction consiste à permettre l’évacuation des gaz qui se forment entre les membranes bitumineuses et l’asphalte lors de sa mise en place. Ces gaz proviennent du bitume réchauffé par la température de l’asphalte liquide.

Protection en asphalte.

Des joints de fractionnement doivent être prévus lorsque les dimensions de la toiture sont importantes.

Des pavements sur gravillon

Des pavés en béton de petit format sont posés sur une couche de gravier de granulométrie de 5 à 8 mm. La couche de gravier a une épaisseur d’environ 3 cm.

Attention !

Il doit être tenu compte du poids de la protection lourde lors du calcul de la résistance et de la flèche du support.

Le gravier et les dalles en pose libre (drainantes, sur plots, sur gravillon ou complexes isolants) rendent l’entretien, le contrôle et les réparations de l’étanchéité plus difficiles.

Ils permettent également la formation de poussière et la prolifération de végétaux.

Les matériaux coulés en place et les dalles sur chape ne permettent pas un accès à l’étanchéité sans détruire la couche de protection.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Chaudières à condensation [Chauffage]

Principe de la chaudière à condensation : le retour de circuit de chauffage à basse température amène les fumées de combustion en dessous du point de rosée au sein de l’échangeur, une partie plus ou moins importante de l’eau contenue dans les fumées condense.

Principe de la condensation dans les chaudières

Pouvoir calorifique inférieur (PCI) et supérieur (PCS)

Les produits normaux d’une bonne combustion sont essentiellement du CO₂ et de l’H₂O. Juste après la réaction de combustion, cette eau issue du combustible se trouve à l’état gazeux dans les fumées. Notons que l’eau à l’état gazeux n’est pas visible, elle est transparente. D’ailleurs, l’air ambiant en contient toujours une certaine quantité.

Imaginons que nous puissions réaliser une combustion parfaite d’un combustible, libérant ainsi le maximum d’énergie sous forme thermique (énergie qui était initialement contenue sous forme chimique dans le combustible). L’énergie libérée est transmise, d’une part, à la chaudière et, d’autre part, est contenue dans les fumées à température élevée. Si on peut aussi récupérer l’énergie contenue dans ces fumées en abaissant leur température jusqu’à la température ambiante, on dispose théoriquement de toute l’énergie que le combustible contenait initialement. Il s’agit du pouvoir calorifique. Néanmoins, comme évoqué ci-dessus, les fumées contiennent de l’H₂O à l’état gazeux. En abaissant la température des fumées, l’eau peut passer à l’état liquide cédant ainsi une énergie, la chaleur de condensation ou énergie latente. Si on est capable de récupérer cette énergie, on parlera du pouvoir calorifique supérieur (PCS). Par contre, si, dans la phase de récupération de l’énergie des fumées, on ne sait pas la récupérer, alors on parlera de pouvoir calorifique inférieur (PCI).

Le pouvoir calorifique supérieur est par définition supérieur au pouvoir calorifique inférieur (PCS > PCI). En effet, on a récupéré la chaleur latente de la vapeur d’eau contenue dans les fumées. Voici les valeurs de pouvoir calorifique pour les combustibles liés à la technologie des chaudières à condensation :

Pour le gaz naturel (type L) : PCS = 9,79 kWh/m³_N et PCI = 8.83 kWh/m³_N, soit PCS = PCI + 10.8 %
Pour le gaz naturel (type H) : PCS = 10.94 kWh/m³_N et PCI = 9.88 kWh/m3_N, soit PCS = PCI + 10.7 %
Pour le mazout (standard) : PCS = 12.67 kWh/kg et PCI = 11.88 kWh/kg, soit PCS = PCI + 6.6 %

Dans le cas du gaz naturel ?

On voit que l’on peut récupérer jusqu’à 10 % de rendement supplémentaire si on peut condenser la vapeur d’eau des fumées et récupérer parfaitement cette chaleur. On voit donc que le potentiel d’une telle technique pour le gaz naturel est substantiel. À l’heure actuelle, on trouve des chaudières condensation gaz pour toutes les gammes de puissance.

Dans le cas du fuel ?

La technique de la condensation est principalement utilisée dans les chaudières gaz. Il existe également des chaudières fuel à condensation, mais leur utilisation est actuellement moins répandue, pour trois raisons :

Teneur en eau plus faible : La teneur en vapeur d’eau des fumées issues du fuel est plus faible que pour le gaz naturel. Il en résulte une différence plus faible entre le PCS et le PCI (pour le fuel : PCS = PCI + 6 %). La quantité de chaleur maximum récupérable est donc plus faible, ce qui rend moins facile la rentabilité du surcoût de la technologie « condensation ».

Point de rosée plus bas : Pour que l’eau à l’état gazeux dans les fumées se condense totalement, il faut que la température des fumées soit bien inférieure à la température dite de « rosée » (c’est-à-dire la température à partir de laquelle la vapeur d’eau des fumées se met à condenser, à ne pas confondre avec la température du « rosé » qui, lui, se sert bien frais). Si la différence n’est pas suffisante, autrement dit, la température des fumées pas assez basse, seule une fraction de l’eau condense. On perd donc en efficacité. Parallèlement, on peut difficilement descendre les fumées avec un échangeur en dessous d’un certain seuil. En effet, les chaudières ne possèdent pas des échangeurs de taille infinie. Typiquement, on peut descendre jusqu’à 30 °C dans de bonnes conditions. Le problème est que, dans le cas du mazout, la température à partir de laquelle les fumées condensent (point de rosée) est plus basse (d’une dizaine de °C) que dans le cas du gaz. Il faut donc descendre les fumées à une température relativement plus faible pour pouvoir bénéficier pleinement de l’avantage de la condensation. Or, la température de retour du circuit de chauffage qui assure le refroidissement des fumées dépend, d’une part, du dimensionnement, mais aussi des conditions météorologiques (la température de retour est plus élevée si la température extérieure est plus faible, et donc le besoin de chauffage grand). Dans ces conditions, il est possible que l’on ait moins de périodes où la chaudière condense avec une chaudière mazout qu’avec une chaudière gaz.

Température de condensation des fumées (point de rosée) de combustion du gaz et du fuel, en fonction de leur teneur en CO_2. : pour les coefficients d’excès d’air typiques pour le gaz et le fioul, c’est-à-dire 1.2, la concentration en CO₂ est de, respectivement, 10 et 13 % donnant une température de rosée d’approximativement 55 °C et 47.5 °C.

Présence de Soufre et acidité : Le fuel contient du soufre et génère des condensats plus acides (présence d’H₂SO₄), corrosifs pour la cheminée et l’échangeur. De plus, lorsque la température d’eau de retour du circuit de chauffage se situe à la limite permettant la condensation des fumées, la quantité d’eau condensée est faible, mais sa concentration en acide sulfurique est très élevée, ce qui est fort dommageable pour l’échangeur. Cela explique pourquoi les fabricants ont mis plus de temps pour le mazout pour développer des chaudières à condensation résistantes aux condensats.

Notons cependant que les gros fabricants de chaudières ont quasiment tous développé des chaudières à condensation fonctionnant au fuel. Néanmoins, ils ne proposent pas toujours ces produits dans toutes les gammes de puissance. L’acier inoxydable de l’échangeur a été étudié pour résister aux condensats acides.

Ainsi, l’existence d’un fuel à très faible teneur en souffre (« Gasoil Extra » avec une teneur en souffre inférieure à 50 ppm) officialisée par un arrêté royal publié le 23 octobre 02, peut ouvrir de nouvelles perspectives aux chaudières à condensation fonctionnant au fuel. Suivant la technologie de la chaudière à condensation au mazout, on est obligé de fonctionner avec un mazout Extra à faible teneur en Soufre ou, si la chaudière le permet, on peut fonctionner avec un mazout standard.

Dans le cas du bois ?

Certains fabricants de chaudières au bois proposent des chaudières à condensation. À l’heure actuelle, cela reste assez rare, mais cela existe. Manquant de retour et de références à ce sujet, nous ne donnerons plus d’information.

Intérêt énergétique d’une chaudière à condensation

Que rapporte une chaudière à condensation par rapport à une chaudière traditionnelle ?

Le gain énergétique réalisé grâce à une chaudière à condensation se situe à deux niveaux :

Gain en chaleur latente : La condensation de la vapeur d’eau des fumées libère de l’énergie. Pour une chaudière gaz, ce gain maximum est de 11 % du PCI tandis qu’il s’élève à 6 % pour le mazout.

Gain en chaleur sensible : La diminution de la température des fumées récupérée au travers de la surface de l’échangeur (de .. 150.. °C à .. 45 °C ..).

Pour comparer le rendement des chaudières à condensation et celui des chaudières classiques, il faut comparer leur rendement global annuel ou rendement saisonnier, qui prend en compte toutes les pertes de la chaudière (par les fumées, par rayonnement et d’entretien), en fonction de la charge réelle de la chaudière durant toute la saison de chauffe.

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

Exemple pour le gaz naturel :

Exemple pour le mazout :

Représentation du rendement utile (sur PCI et sur PCS) d’une chaudière gaz traditionnelle et d’une chaudière à condensation.

Par exemple pour le gaz naturel, avec une température d’eau de 40 °C, on obtient des produits de combustion d’environ 45 °C, ce qui représente des pertes de 2 % en chaleur sensible et des pertes de 5 % en chaleur latente (on gagne sur les 2 tableaux). Le rendement sur PCI est donc de :

((100 – 2) + (11 – 5)) / 100 = 104 %
(ce qui correspond à 93 % sur PCS)

Par exemple pour le mazout, des produits de combustion donnent des pertes de 2 % en chaleur sensible et des pertes de 2 % en chaleur latente. Le rendement sur PCI est donc de :

((100 – 2) + (6 – 2)) / 100 = 102 %

(ce qui correspond à 96 % sur PCS)

Un rendement supérieur à 100 % ?

Ceci est scientifiquement impossible.

Lorsque l’on a commencé à s’intéresser au rendement des chaudières, la technologie de la condensation n’existait pas. On comparait donc l’énergie produite par une chaudière à l’énergie maximale récupérable pour l’époque c’est-à-dire à l’énergie sensible contenue dans le combustible ou PCI (ou HI) du combustible.

De nos jours, ce mode de calcul a été maintenu même si, dans les chaudières à condensation, on récupère aussi une partie de la chaleur latente. On a alors l’impression de produire plus d’énergie que le combustible n’en contient. C’est évidemment faux.

Si l’on voulait être scientifiquement rigoureux, il faudrait comparer l’énergie produite par une chaudière à condensation au PCS (ou Hs) du combustible. Si on commet l’erreur de comparer avec les valeurs PCI d’autres chaudières, on aurait l’impression qu’une chaudière à condensation a un plus mauvais rendement qu’une chaudière traditionnelle, ce qui est aussi erroné.

Par exemple, un rendement utile de chaudière au gaz à condensation de 104 % sur PCI, correspond à un rendement de 93 % sur PCS.

Le tableau ci-dessous indique pour les différents rendements exprimés en fonction du PCS, l’équivalence pour le fioul ou le gaz exprimée en fonction du PCI

Rendement PCS	Rendement PCI
Rendement PCS	Fioul	Gaz naturel
79,0 80,0 81,0 82,0 83,0 84,0 85,0 86,0 87,0 88,0 89,0 90,0 91,0 92,0 93,0 94,0 95,0 96,0 97,0 98,0 99,0 100,0	84,4 85,5 86,6 87,6 88,7 89,8 90,8 91,9 93,0 94,0 95,1 96,2 97,2 98,3 99,4 100,4 101,5 102,6 103,7 104,7 105,8 106,9	87,6 88,7 89,8 90,9 92,0 93,1 94,2 95,3 96,4 97,6 98,7 99,8 100,9 102,0 103,1 104,2 105,3 106,4 107,5 108,6 109,8 110,9

Le tableau ci-dessous indique pour les différents rendements exprimés en fonction du PCS, l’équivalence pour le fioul ou le gaz exprimée en fonction du PCI

Rendement PCS	Rendement PCI
Rendement PCS	Fioul	Gaz naturel
79,0 80,0 81,0 82,0 83,0 84,0 85,0 86,0 87,0 88,0 89,0 90,0 91,0 92,0 93,0 94,0 95,0 96,0 97,0 98,0 99,0 100,0	84,4 85,5 86,6 87,6 88,7 89,8 90,8 91,9 93,0 94,0 95,1 96,2 97,2 98,3 99,4 100,4 101,5 102,6 103,7 104,7 105,8 106,9	87,6 88,7 89,8 90,9 92,0 93,1 94,2 95,3 96,4 97,6 98,7 99,8 100,9 102,0 103,1 104,2 105,3 106,4 107,5 108,6 109,8 110,9

Besoin d’une température de retour la plus basse possible et émetteurs de chaleur

Pour obtenir les meilleurs rendements, il faut que la température des fumées soit la plus basse possible. Du coup, il faut une température de retour du circuit de distribution de chauffage la plus basse. Cela s’obtient par une bonne conception du circuit hydraulique, essentiellement, en travaillant avec une température de départ plus basse et des émetteurs de chaleur qui travaillent à basse température. On pense naturellement au chauffage par le sol (basé sur le rayonnement). Néanmoins, les radiateurs ou convecteurs basse température peuvent aussi convenir pour atteindre cet objectif.

Rendement théorique utile des chaudières gaz et mazout à condensation en fonction de la température à laquelle on a pu descendre les fumées dans la chaudière : le coefficient d’excès d’air est pris égal à 1.2. On voit que le point d’inflexion où la chaudière au gaz commence à condenser se situe autour de 55 °C alors que ce point se déplace à 47.5 °C pour le mazout.

Quelles sont les conclusions de ce dernier graphe :

On voit que la température à laquelle débute la condensation (point de rosée) commence plus tôt pour le gaz (55 °C) que pour le mazout (47.5 °C). Physiquement, c’est dû à la composition des fumées.

On remarque que les gains de rendement potentiels grâce à la condensation sont plus faibles avec le mazout que le gaz. Physiquement, c’est dû à une moindre présence d’hydrogène dans le mazout donnant, après réaction, moins d’eau dans les fumées.

On remarque qu’il faut être bien en dessous de la température de rosée pour atteindre les meilleurs rendements. En effet, il ne suffit pas d’être à quelques degrés inférieurs à ce point critique. Il faut de l’ordre d’une dizaine de degrés pour assurer une augmentation significative. Encore une fois, la température des fumées dépendra des conditions climatiques et du dimensionnement de l’installation de chauffage.

Intérêt d’une chaudière à condensation pour améliorer une ancienne installation de chauffage ? Oui si régulation adaptée !

Il y a-t-il un intérêt de placer une chaudière à condensation sur un réseau de radiateurs dimensionnés en régime 90°/70 °C ? En effet, si la température de retour est de 70 °C, alors la chaudière ne condensera pas !

Pourtant, il y a bien un intérêt à placer une chaudière à condensation :

D’une part, la température de retour ne sera de 70 °C que pendant les périodes plus froides de l’année. En effet, le régime de radiateur 90°/70 °C correspond aux températures extérieures les plus basses, plus particulièrement à la température de dimensionnement de l’installation (en d’autres termes, la température de base qui varie suivant les régions, mais tourne autour de – 10 °C). Si la température de départ est adaptée à la température extérieure (régulation climatique ou glissante), la température de retour sera plus faible pendant les périodes moins froides de l’année pouvant finalement donner lieu à la condensation dans la chaudière.

Sur la première figure, il s’agit de l’évolution de la température glissante de retour en fonction de la température extérieure pour une installation conçue en régime 90°/70° (à une température de dimensionnement de – 10 °C) : on voit que le point de rosée pour le gaz et le mazout est obtenu à des températures extérieures supérieures à ~ – 10 °C et ~ – 4 °C, respectivement. Dans notre calcul, on a pris une température de retour limite à partir de laquelle commence la condensation de 5 °C inférieure à la température de rosée pour tenir compte de l’imperfection de l’échangeur de la chaudière. Sur base des conditions météorologiques rencontrées en moyenne (année standard), on voit sur la seconde figure que les chaudières gaz et mazout condensent sur une grande partie de la période de chauffe. En termes d’énergie, en faisant l’hypothèse que les besoins du bâtiment sont proportionnels à la température extérieure, on voit avec la troisième figure que la chaudière gaz à condensation condense 75 % du temps et la chaudière mazout approximativement 40 %.

D’autre part, même en l’absence de condensation, les rendements utiles minimum obtenus (95 %) sont supérieurs aux valeurs que l’on rencontre avec les chaudières traditionnelles haut rendement (92 … 94 %). En effet, les chaudières à condensation sont équipées d’échangeurs de chaleur avec une surface plus grande que les chaudières traditionnelles. À température de retour égale, la chaudière à condensation amènera les fumées à un niveau de température plus bas.

Sur base des arguments suivants, le potentiel d’une chaudière à condensation sur une ancienne installation dimensionnée en régime 90°/70° est justifié pour le gaz naturel. Pour les installations au mazout, l’amélioration induite par la condensation est bel et bien présente, mais moins importante : ceci est dû à la température du point de rosée qui est plus basse pour le mazout.

On voit au moyen des figures suivantes que la situation est encore plus favorable à la condensation en présence d’émetteurs dimensionnés en régime 70 °C/50 °C. Dans le cas de la chaudière au gaz, on peut potentiellement avoir une condensation quasi permanente de la chaudière. Pour le mazout, la condensation est aussi majoritairement présente. Par conséquent, pour s’assurer de l’efficacité des installations équipées de chaudières à condensation, il peut être intéressant de redimensionner l’installation en régime 70°/50 °C. C’est généralement possible, dans la mesure où, d’une part, les émetteurs des anciennes installations de chauffage sont souvent largement surdimensionnés en régime 90°/70 °C, et, d’autre part, que la rénovation d’une installation de chauffage va souvent de pair avec l’amélioration des performances de l’enveloppe (rénovation), ce qui réduit significativement la puissance nécessaire des émetteurs.

Sur la première figure, il s’agit de l’évolution de la température glissante de retour en fonction de la température extérieure pour une installation conçue en régime 70°/50° (à une température de dimensionnement de – 10 °C) : on voit que le point de rosée pour le gaz et le mazout est obtenu à des températures extérieures supérieures à ~-10 °C et ~- 4 °C, respectivement. Dans notre calcul, on a pris une température de retour limite à partir de laquelle commence la condensation de 5 °C inférieure à la température de rosée pour tenir compte de l’imperfection de l’échangeur de la chaudière . Sur base des conditions météorologiques rencontrées en moyenne (année standard), on voit sur la seconde figure que les chaudières gaz et mazout condensent la majeure partie de la période de chauffe. En termes d’énergie, en faisant l’hypothèse que les besoins du bâtiment sont proportionnels à la température extérieure, on voit avec la dernière figure que la chaudière gaz à condensation condense 100 % du temps et la chaudière mazout approximativement 93 %.

L’intérêt des chaudières à condensation démontré, il faut néanmoins savoir que le circuit hydraulique de distribution de chaleur devra être éventuellement modifié pour assurer une température de retour la plus faible à la chaudière.

Influence de l’excès d’air

L’excès d’air a une influence sur les performances d’une chaudière à condensation. En effet, plus l’excès d’air est important et plus la température de rosée diminue. Comme la température de retour du réseau de distribution de chaleur dépend de sa conception, mais aussi des conditions météorologiques, cette température de rosée devrait être la plus haute possible pour être certain que la chaudière condense efficacement le plus souvent. Autrement, le risque est d’avoir une température de fumée trop élevée et donc de l’eau qui reste à l’état de vapeur dans ces fumées. En conclusion, il faut que l’excès d’air soit le plus faible possible pour avoir une température de rosée la plus haute et de meilleures conditions de condensation.

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

Remarque : ce schéma montre que les anciennes chaudières atmosphériques à condensation avaient de moins bonnes performances puisqu’elles fonctionnaient avec un excès d’air supérieur à 50 % (λ = 1,5).

Gains sur le rendement saisonnier

Le gain obtenu sur le rendement saisonnier et donc sur la facture énergétique en choisissant une chaudière à condensation plutôt qu’une chaudière traditionnelle haut rendement peut donc varier entre : 1 et 14 %.

Si on compile les informations de l’ARGB pour le gaz et le résultat des programmes de simulation de certains fabricants, on peut dire que 6 .. 9 % d’économie sur la consommation annuelle est un ordre de grandeur réaliste pouvant être utilisé pour guider le choix de la nouvelle chaudière (voir peut-être un peu plus pour les meilleures installations).

Constitution d’une chaudière à condensation

Type d’échangeur

Les chaudières à condensation actuelles sont composées de deux ou trois échangeurs en série. Ces échangeurs sont soit séparés sous une même jaquette, soit intégrés dans un ensemble monobloc.

Le dernier échangeur sur le circuit des fumées (ou la dernière partie de l’échangeur monobloc) est appelé « condenseur ». C’est dans ce dernier que les fumées doivent céder leur chaleur latente. C’est donc également au niveau de ce dernier que se raccorde le retour d’eau à température la plus basse possible. Cet échangeur est conçu en un matériau supportant la condensation sans risque de corrosion (acier inox, fonte d’aluminium).

Il est également possible d’utiliser un condenseur séparé, rajouté à une chaudière traditionnelle, de manière à en augmenter son rendement. Cela est en principe possible pour toute chaudière gaz et fioul existante. C’est la seule solution si on veut exploiter la condensation avec des chaudières de plus d’un MW.

Échangeurs-condenseurs s’adaptant à une chaudière traditionnelle.

Pour obtenir le meilleur rendement de l’échangeur-condenseur, il est important que l’évacuation des fumées se fasse dans le même sens que l’écoulement des condensats, c’est-à-dire vers le bas. Dans le cas contraire, les fumées s’élevant risqueraient de revaporiser les condensats, ce qui ferait perdre l’avantage de la condensation.

Évacuation des fumées dans une chaudière à condensation, dans le sens de l’écoulement des condensats.

Le rendement de combustion obtenu dépend entre autres de la qualité de l’échangeur. Un bon échangeur permettra d’obtenir des fumées dont la température à la sortie de la chaudière est au maximum de 5 °C supérieure à la température de l’eau de retour. Attention, sur les plus mauvaises chaudières à condensation, cette différence de température peut aller jusqu’à 15 °C.

Circuits retour

Certaines chaudières comportent deux branchements de retour : un retour « basse température » au niveau du condenseur et un retour « haute température » au niveau du premier échangeur. Cette configuration permet l’utilisation d’une chaudière à condensation même lorsqu’une partie des utilisateurs demandent une température d’eau élevée (production d’eau chaude sanitaire, batteries à eau chaude, circuits de radiateurs à différents niveaux de température, …). Les circuits qui leur sont propres sont alors raccordés du côté « haute température », les circuits pouvant fonctionner en basse température (circuits radiateurs basse température, chauffage par le sol, …) étant dédiés au retour « basse température ».

Il faut toutefois faire attention : le retour « froid » reste le retour principal de la chaudière. Le retour chaud by-passe une partie de la surface d’échange. Il est donc important de maintenir un rapport (60% min, 40% max) entre le retour froid et le retour chaud !

Si l’on place la production ECS sur le retour « chaud » , tout l’été, la chaudière va fonctionner dans de mauvaises conditions, car il n’y a pas de retour « froid ». Il est donc préférable dans ce cas de surdimensionner la production ECS, de manière à revenir plus froid sur la chaudière, et n’utiliser qu’un seul retour, à savoir le retour « froid » dans ce cas !

Type de brûleur

En gros, en fonction du type de brûleur, on retrouve trois types de chaudière à condensation :

Des chaudières dont le brûleur est un brûleur gaz pulsé traditionnel (souvent 2 allures) commercialisé séparément de la chaudière à condensation.
Des chaudières dont le brûleur est un brûleur à prémélange avec ventilateur (rampe de brûleurs, brûleurs radiant, …), modulant (de 10 à 100 % de leur puissance nominale). La modulation du brûleur se fait soit par variation de vitesse du ventilateur, soit par étranglement variable de la pulsion d’air et de gaz.
Des chaudières gaz à brûleur atmosphérique à prémélange, sans ventilateur. Ces brûleurs sont à une ou 2 allures. Étant donné la technologie assez basique appliquée (contrôle moindre de l’excès d’air, pas de modulation de la puissance), ces chaudières présentent généralement de moins bonnes performances que les 3 premières catégories ci-dessus.

Type d’alimentation en air

Dans certaines chaudières avec brûleur à prémélange, l’air comburant est aspiré le long des parois du foyer avant d’être mélangé au gaz. Il est ainsi préchauffé en récupérant la perte du foyer. Les pertes vers l’ambiance sont dès lors minimes.

Cette configuration liée à une régulation qui fait chuter directement la température de la chaudière à l’arrêt et à un brûleur modulant fonctionnant quasi en permanence en période de chauffe rend inutile la présence d’isolation dans la jaquette de la chaudière.

Chaudière sans isolation, dont l’air est aspiré le long du foyer.

Ces chaudières peuvent être équipées d’un système de combustion étanche (ou à ventouse) dans lequel l’air comburant est directement aspiré à l’extérieur du bâtiment.

Irrigation

Il existe de trois types de chaudière, en fonction du degré d’irrigation minimum exigé :

Sans irrigation imposée (chaudières à grand volume d’eau),
Avec irrigation faible ou moyenne imposée (chaudières à faible volume d’eau),
Avec irrigation importante impérative (chaudières à faible volume d’eau).

Le circuit hydraulique qui sera associé à la chaudière à condensation dépend des exigences suivantes :

Pour les chaudières avec faible ou moyenne exigence d’irrigation, c’est la régulation qui doit assurer un débit minimum en toute circonstance, par exemple, par action sur les vannes mélangeuses.

Pour les chaudières sans irrigation imposée, les circuits de distribution peuvent être extrêmement simples et optimalisés pour garantir une condensation maximale.

Dans les deux cas de figure, il est impératif d’avoir une régulation performante qui régule la température de départ chaudière en fonction des besoins et /ou de la température extérieure, afin d’optimiser les performances chaudières et limiter les pertes de distribution.

Pertes vers l’ambiance, pertes à l’arrêt et isolation

Certaines nouvelles chaudières gaz à condensation se caractérisent par l’absence d’isolation dans la jaquette. Et pourtant, leurs pertes vers l’ambiance sont très faibles.
Il y a plusieurs raisons à cela :

Ces chaudières sont équipées de brûleurs modulants dont la plage de modulation est grande. En journée, puisque le brûleur adapte en permanence sa puissance aux besoins. Celui-ci ne présente nettement moins de périodes d’arrêt.

Parallèlement à cela, l’air de combustion est aspiré par le brûleur entre le foyer et la jaquette de la chaudière. Durant le fonctionnement du brûleur, l’air lèche le foyer avant d’être mélangé au gaz. La perte du foyer est ainsi récupérée en grande partie par le brûleur.

Lorsque le brûleur s’arrête (par exemple, au moment de la coupure nocturne), la chaudière retombe directement en température (si son irrigation s’arrête). Elle ne présente donc plus de perte.

Exemples de chaudière à condensation

Exemples de chaudières à condensation :

Chaudière gaz à condensation, équipée d’un brûleur modulant 10 .. 100 % et d’un réglage automatique de la combustion par sonde d’O_2.

Chaudière gaz à condensation à équiper d’un brûleur pulsé traditionnel.

Chaudière gaz à condensation avec brûleur modulant à prémélange et aspiration d’air le long du foyer en fonte d’aluminium.

Chaudière fioul à condensation avec brûleur à air pulsé.

Chaudière à pellets à condensation : le refroidissement des fumées s’opère en deux fois. Le premier échangeur correspond aux plus hautes températures tandis que la condensation s’opère dans le second. Cette séparation permet de récupérer le condensat efficacement sans polluer le cendrier de la chaudière.

Spécificité des chaudières à condensation fuel

Chaudière fioul à condensation avec brûleur à air pulsé.

Configuration des échangeurs

De manière générale, on distingue deux types de configuration d’échangeur :

les échangeurs de chaleur sur l’eau de chauffage ;
les échangeurs de chaleur sur l’air frais de combustion.

Les échangeurs de chaleur sur l’eau de chauffage
Lorsque l’échangeur est prévu pour transmettre la chaleur de condensation à l’eau du circuit hydraulique du système de chauffage, on distingue encore deux sous-familles. Les condenseurs sont :

Intégrés dans la chaudière. Pour ce type de chaudières, la chaleur de condensation est directement récupérée dans la chaudière. Elles sont apparentées aux chaudières gaz à condensation. En pratique : au niveau du circuit hydraulique, les chaudières équipées d’un seul échangeur sont constituées juste d’un départ et d’un retour.

En aval de la chaudière. Ce type de chaudières est alors constitué de deux échangeurs de chaleur. Au niveau de la chambre de combustion, les fumées sont refroidies dans le premier échangeur. À ce stade, les températures de fumées restent au-dessus du point de rosée. C’est seulement au niveau du second échangeur, placé en aval du premier sur le parcours des fumées, que la vapeur d’eau des fumées de combustion condense. En pratique : au niveau du circuit hydraulique, les chaudières équipées de deux échangeurs sont constituées d’un départ et de deux retours, soit un retour froid et un retour chaud.

Chaudière fuel à condensation (source Viessmann).

La condensation dans ce type de chaudière n’est pas optimale sachant qu’il faut un retour froid de l’eau de chauffage en dessous de 47 °C afin d’atteindre aisément le point de rosée. On rappelle qu’à titre de comparaison, le point de rosée pour le gaz est de l’ordre de 57 °C.

Méthode alternative : Préchauffage de l’air de combustion

Contrairement aux chaudières équipées d’échangeur(s) de chaleur sur l’eau de chauffage, les chaudières à préchauffage de l’air de combustion sont destinées à exploiter la chaleur de condensation des fumées de combustion pour préchauffer l’air frais. Dans ce type de chaudière, l’échangeur de chaleur entre les fumées et l’eau de chauffage n’est pas dimensionné pour condenser.

L’avantage d’un tel système est que la chaudière condense pratiquement en permanence puisque l’air frais pris à l’extérieur et nécessaire à la combustion est en Belgique très frais (Tex moyenne annuelle est de l’ordre de 6.5 °C). Le taux de condensation est donc maximal en hiver, lorsque la chaudière fonctionne à pleine charge.
En pratique :

À la sortie du foyer, les fumées traversent d’abord l’échangeur de chaleur fumées/eau de chauffage. Les fumées sont refroidies jusqu’à environ 70 °C. A ce niveau, il n’y a pas de condensation. Dans ce système, la température de retour du circuit hydraulique de chauffage ne doit plus être basse, ce qui réduit énormément les contraintes de dimensionnement des circuits de retour de la distribution.

Le parcours des fumées passe au travers d’un second échangeur fumées/air frais de combustion. C’est un système ventouse (conduit concentrique) qui est généralement utilisé pour permettre aux fumées de croiser l’air frais.

Chaudière fuel à condensation type échangeur à air (source : Kroll)

Qualité du fuel

Jusqu’il y a peu, l’utilisation du fuel dans la technique de condensation était difficile sachant que sa contenance en soufre pouvait atteindre 1 000 ppm (>1 000 mg/kg ou 0.2 % selon la NBN T 52-716). Une telle présence de soufre dans le fuel donnait immanquablement des produits de combustion composés de quantités importantes d’oxyde de soufre (SO2 et S03). En présence d’eau (lors de la condensation de la vapeur d’eau), de l’acide sulfureux H2SO3 et de l’acide sulfurique H2SO4 sont formés en même quantité.

Il n’y a plus de mazout 1000 ppm sur le marché en Belgique. Ni la problématique des échangeurs intégrés ou en aval des condenseurs, ni la problématique de la neutralisation des condensats, ne se posent plus.

La teneur maximale autorisée en soufre des fuels de chauffage, ces dernières années, a été abaissée à 50 ppm (gazoil extra : < 10 ppm selon la NBN EN 59590). L’adoption de cette disposition a permis l’ouverture du marché des chaudières à condensation au fuel. Aucun système de neutralisation des condensats n’est requis.

Les condenseurs séparés

Chaudière HR avec condenseur séparé.

Détails du condenseur séparé.

Lorsqu’on dépasse une certaine puissance de chaudière, les différents constructeurs ne proposent plus dans leur gamme des échangeurs à condensation intégrés, mais des condenseurs séparés et placés derrière à la sortie des gaz de combustions. Cette configuration est intéressante :

> En conception lorsque la puissance de chauffe souhaitée est supérieure à 1 500 kW ;

Concevoir

Pour en savoir plus sur le dimensionnement et le choix des condenseurs séparés.

> En rénovation lorsque les chaudières à haut rendement sont encore en bon état de marche.

Améliorer

Pour en savoir plus sur le placement d’un condenseur séparé sur une installation existante.

Conception

Suivant le constructeur, les condenseurs séparés peuvent travailler :

en permanence avec des chaudières gaz ;
avec des chaudières mixtes gaz/fioul, en permanence lorsqu’elles sont alimentées en gaz et temporairement lorsqu’elles le sont en fioul ;

Quel que soit le type de combustible, le condenseur séparé sera toujours conçu en inox de manière à bien résister à l’agressivité des fumées de combustion.

Condenseur séparé.

A.Trappe à fumée.
B. Surfaces d’échange.
C. Isolation.

Puissance des condenseurs

La puissance d’un condenseur externe associé à une chaudière classique est de l’ordre de 10 % de la puissance de la chaudière proprement dite. En effet, en parlant en termes de puissance, la chaleur résiduelle contenue dans les fumées de combustion ne dépasse pas les 10 voire 11 % de la chaleur que la flamme a donnée à l’échangeur de la chaudière. Attention, ces 10 % de puissance correspondent à un doublement de la surface d’échange total, car la température d’échange est beaucoup plus faible que dans la chaudière elle-même !!

Côté hydraulique

D’un point de vue hydraulique, la configuration la plus souvent retrouvée est celle où le condenseur est placé en amont de la chaudière sur le retour d’eau chaude. En fonction de la température de retour du circuit de distribution, la vanne de « by-pass » de l’échangeur externe est plus ou moins ouverte :

plus basse est la température de retour plus le « by-pass » sera fermé privilégiant le passage du débit de retour dans le condenseur ;

à l’inverse, plus haute est la température de retour, plus le « by-pass » sera ouvert en évitant d’irriguer le condenseur séparé.

Seule une partie du débit passe dans le condenseur externe étant donné que l’on ne peut récupérer que de l’ordre de 11 % de l’énergie de condensation. Faire passer 100 % du débit augmenterait de façon inutile la résistance hydraulique de l’ensemble chaudière condenseur et dans la consommation électrique.

Côté fumée

D’un point de vue du parcours des fumées, l’échangeur à condensation externe est placé en série et en aval de la chaudière HR. Il reçoit les fumées de combustion extraites de la chaudière HR. Les températures à la sortie de la chaudière doivent être les plus basses possible, mais toutefois au-dessus du point de rosée afin d’éviter la condensation.

Circuits hydrauliques associés à une chaudière à condensation

Une chaudière à condensation n’a ses performances optimales que si elle est alimentée avec une eau à basse température, en tout cas inférieure à la température de rosée des fumées (de 53 à 58 °C pour les fumées issues de la combustion du gaz naturel, environ 45 °C pour les chaudières au mazout). Plus la température d’eau de retour est froide, plus la quantité de fumée condensée est importante et meilleur est le rendement.
La configuration des circuits de distribution doit donc être adaptée en conséquence avec comme principes :

De ne jamais mélanger, avant le condenseur, l’eau de retour froide et l’eau chaude de départ,
D’alimenter le condenseur avec les retours les plus froids.

Cumul imaginaire des recyclages d’eau chaude possibles vers la chaudière. Situations à éviter.

Exemples : schémas hydrauliques proposés par les fabricants de chaudières. Remarque : d’autres schémas sont également proposés par certains fabricants. Il est impossible de les reprendre tous ici. Certains sont particulièrement complexes, pour ne pas dire « biscornus ». Nous ne critiquons pas ici leur efficacité énergétique. Nous pensons cependant qu’il est préférable de choisir les schémas les plus simples, pour des raisons de facilité de conception (diminution des erreurs de conception), de rationalisation de l’investissement et de facilité d’exploitation.

Chaufferie comprenant une chaudière à condensation pouvant fonctionner à débit variable

Exemple 1

La chaudière alimente des circuits de chauffage par radiateurs régulés en température glissante (garantis un retour le plus froid possible vers le condenseur) et une production d’eau chaude sanitaire. Les configurations de la régulation (où la température de départ de la chaudière peut rester constante) et du circuit primaire en boucle ouverte sont extrêmement simples (il n’y a pas de circulateur primaire). Des aérothermes devant fonctionner à haute température d’eau peuvent être raccordés de façon identique à la production d’eau chaude sanitaire.

ATTENTION : Le retour « haute température » by-pass une partie de la chaudière. Pour l’ECS en été, la chaudière fonctionnera dans de mauvaises conditions !!! Dans le cas de l’utilisation de deux retours d’eau, le retour « froid » doit rester le principal retour, avec min 60 % du débit contre 40 % max pour le retour « chaud », dans toutes les conditions d’exploitation.

Exemple 2

Le branchement de la production d’eau chaude sanitaire sur le retour « froid » de la chaudière est rendu possible par un dimensionnement de l’échangeur en régime 70°/40°. On peut également raccorder sur ce même retour froid, des batteries de traitement d’air dimensionnées en régime 70°/40° ou des ventilos-convecteurs dimensionnés en régime 55°/40°.

Exemple 3

La présence d’un circuit à très basse température comme le chauffage par le sol est à valoriser pour augmenter la condensation. La chaudière à condensation aura de bonnes performances si la puissance du circuit « basse température » équivaut au minimum à 60 % de la puissance thermique totale.

Chaufferie composée comprenant une chaudière à condensation pouvant fonctionner à débit variable, et une chaudière traditionnelle

Exemple 1

L’enclenchement des chaudières est régulé en cascade. Dans l’ordre d’enclenchement, la chaudière à condensation est prioritaire.

Exemple 2

Le fonctionnement de ce schéma est identique au précédent, mais avec une production d’eau chaude sanitaire fonctionnant en régime 70°/40°.

Exemple 3

La chaudière à condensation et la chaudière traditionnelle sont raccordées en série. La chaudière à condensation préchauffe l’eau de retour. Si la température de consigne du collecteur n’est pas atteinte, la vanne trois voies (1) bascule pour alimenter la chaudière traditionnelle qui se met alors en fonctionnement.

Chaufferie comprenant une chaudière à condensation devant fonctionner à débit constant : bouteille casse-pression et circulateur sur boucle primaire

La chaudière alimente en température glissante les circuits de chauffage par radiateurs.

Le débit constant dans la chaudière est obtenu au moyen d’une bouteille casse pression qui recycle une partie de l’eau de départ lorsque les vannes mélangeuses des circuits secondaires se ferment. Pour obtenir la condensation, malgré la possibilité de retour d’eau chaude de départ vers le condenseur (via la bouteille casse-pression), il est impératif que la température (1) à la sortie de la chaudière suive au plus près la température (2) des circuits secondaires et garantisse une ouverture maximale des vannes mélangeuses. Une régulation climatique peut assurer que la température des radiateurs est mieux adaptée aux besoins de chaleur et, donc, que les vannes mélangeuses sont plus ouvertes.

Ce type de schéma est plus complexe et risque de conduire à des performances moindres puisqu’il est quasi impossible d’empêcher le recyclage partiel d’eau chaude dans la bouteille casse-pression :

Les différents circuits n’ont jamais la même température de consigne,

Les circulateurs des circuits primaires et secondaires (et donc les débits mis en œuvre) ne sont jamais dimensionnés avec la précision voulue.

De plus, il n’est guère possible de combiner une production d’eau chaude sanitaire avec ce type de chaudière. En effet, celle-ci ne pourra, à la fois, suivre au plus près la température des circuits secondaires et produire de l’eau chaude à plus de 60 °C.

Une solution est de placer un circulateur primaire à vitesse variable. Celui-ci diminuera sa vitesse lorsque la demande des circuits secondaires diminue, empêchant le recyclage d’eau chaude dans la bouteille casse-pression. Il s’agit cependant de rester dans les limites de débit exigé par la chaudière.

Par exemple, la régulation de la vitesse du circulateur peut être réalisée comme suit : la vitesse est augmentée si la température en amont de la bouteille (T°G) est supérieure à la température en aval de la bouteille (T°D) augmentée de 2 K. Inversément, elle sera diminuée si la T°G est inférieure à T°D + 2 K. De la sorte, on est assuré du fait que l’eau de retour remontera en faible quantité dans la bouteille et que l’eau de chaudière ne sera jamais recyclée.

Chaufferie composée comprenant une chaudière à condensation devant fonctionner à débit constant et une chaudière traditionnelle

Dans un tel schéma, la chaudière à condensation est prioritaire dans l’ordre d’enclenchement de la régulation en cascade.
Pour réguler une installation de ce type en favorisant au maximum la condensation sans créer d’inconfort, il est impératif que la consigne de température des chaudières soit d’une part très proche de la température des circuits secondaires (pour éviter un retour d’eau chaude via la bouteille casse-pression) et d’autre part, que cette température soit mesurée en aval de la bouteille casse-pression (en 2 et non en 1, pour éviter une incompatibilité de débit entre le circuit des chaudières et les circuits radiateurs).

Le risque de retour d’eau chaude dans la bouteille casse-pression est moins grand que dans le cas d’une seule chaudière. En effet lorsque les besoins sont moindres et que les vannes mélangeuses des circuits secondaires se ferment, on peut imaginer que seule la chaudière à condensation est en demande. Le débit primaire est alors diminué par 2.

On peut aussi imaginer que, le raccordement du retour vers les chaudières se fasse séparément au départ d’une bouteille casse-pression verticale. Le retour vers les chaudières traditionnelles se raccordera plus haut que le retour des circuits secondaires, qui lui-même sera plus haut que le retour vers la chaudière à condensation. Cette façon de faire permet de diriger le recyclage éventuel d’eau chaude dans la bouteille casse-pression vers la chaudière traditionnelle.

Cheminées associées à la condensation

Les produits de combustion issus d’une chaudière à condensation sont saturés en vapeur d’eau dont une partie va se condenser sur les parois de la cheminée. Cela exclut une évacuation par une cheminée traditionnelle en maçonnerie, car l’humidité provoquerait de graves dommages au bâtiment. De plus, la température trop froide créé une dépression naturelle.

Des solutions particulières ont donc été mises au point pour évacuer les produits de combustion des chaudières à condensation. On rencontre ainsi principalement les deux techniques suivantes :

La cheminée étanche à l’humidité, en acier inoxydable ou matériau synthétique. Elle permet de maintenir une température inférieure au point de rosée sans que l’humidité ne la traverse et attaque la maçonnerie. Fonctionnant en surpression, elle est aussi étanche aux produits de combustion.
Le tubage, qui s’applique en rénovation à une cheminée ancienne. Il doit être étanche, résistant à la corrosion et installé dans une cheminée. Le tubage doit pouvoir fonctionner en surpression dans toute sa longueur. Il peut être réalisé en conduit rigide ou flexible. Dans le cas d’un tubage en conduit flexible, l’aluminium, même de qualité requise, est interdit. Le bas du conduit d’évacuation des produits de combustion doit être équipé d’une purge munie d’un siphon et reliée au réseau d’eaux usées par un conduit en matériau résistant aux condensats, le tube en PVC est réputé convenir pour cet usage.

Notons qu’il existe un agrément technique concernant les conduits de cheminée utilisables en combinaison avec une chaudière à condensation. Seuls ceux-ci peuvent être choisis.

En principe, dans une chaudière à condensation la température des fumées est supérieure à la température de l’eau entrant dans la chaudière d’environ 5 °C. La température des fumées ne peut donc jamais dépasser 110 °C qui est la limite de fonctionnement d’une chaudière. Cependant pour pallier à un défaut de la régulation de cette dernière, un thermostat de sécurité coupant la chaudière si la température des fumées dépasse 120 °C doit être prévu dans les raccordements vers la cheminée en matériau synthétique.

Il est important aussi de signaler que l’on ne peut raccorder sur un même conduit de cheminée, une chaudière traditionnelle et une chaudière à condensation.

Notons également qu’il existe des chaudières à condensation à combustion étanche (dites « à ventouse ») dont l’alimentation en air et l’évacuation des fumées se font par deux conduits concentriques (l’air est aspiré au centre et les fumées rejetées par le conduit extérieur). Une telle configuration est possible jusqu’à une puissance de 1 000 kW en conduit vertical et 160 kW en conduit horizontal.

Chaudières raccordées à un système de combustion étanche (à « ventouse »).

Pour plus d’information concernant la conception des cheminées.

Évacuation des condensats

À l’heure actuelle, il n’existe pas de normes ou de prescription en vigueur pour l’évacuation des condensats. De manière générale, les condensats sont évacués vers l’égout au moyen d’un conduit.

La première figure montre l’évacuation des condensats vers les égouts, la deuxième figure montre la face isolée arrière d’une chaudière à condensation au gaz avec son tuyau d’évacuation des fumées et son conduit d’évacuation des condensats (en blanc), tandis que la dernière figure montre la partie inférieure du conduit de cheminée munie d’un conduit d’évacuation des condensats.

En régime permanent, une chaudière gaz à condensation de 250 kW produit en moyenne environ 14 litres/h de condensat. Ces condensats pour le gaz naturel sont légèrement acides (H₂O + CO₂). Le degré d’acidité est du même ordre de grandeur que celui de l’eau de pluie (pH : 4 .. 4,5). De plus, l’acidité de ceux-ci est souvent compensée par le caractère plutôt basique des eaux ménagères. Ceci explique qu’il ne soit pas obligatoire de traiter les condensats avant leur évacuation à l’égout. Pour les grandes installations où la production de condensat devient importante devant la quantité d’eau domestique, il peut être judicieux de traiter les condensats avant de les évacuer.

Graphe représentant différents niveaux d’acidité et comparaison avec les condensats des chaudières mazout et gaz.

Dans le cas du mazout, le niveau d’acidité est plus important et est dû à la présence plus importante du soufre au sein du combustible. Le mazout extra, pauvre en Soufre, permet de limiter l’acidité. Dans ce cas de figure, les remarques pour les condensats des chaudières gaz peuvent être appliqué pour la chaudière au mazout extra. Dans le cas du mazout standard, nous conseillons le lecteur de clarifier la situation avec l’installateur ou le bureau d’études. En effet, dans les grandes installations (Pn > ~100 kW), une neutralisation des condensats pourrait s’avérer nécessaire, par exemple, dans le cas d’une utilisation continue de la chaudières (ex. piscine) qui occasionnerait une plus grande production de condensat. Pour relever le pH des condensats, on peut utiliser un bac de neutralisation équipé de filtres de charbon actif : les filtres devront être remplacés de manière périodique pour maintenir l’efficacité.

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

Découvrez cet exemple d’intégration d’une chaudière à condensation pour la résidence « Les Trois Rois » à Liège.

Peut-on placer une chaudière à condensation quand on a des aérothermes ?

Les aérothermes à eau chaude, fréquemment utilisés pour chauffer de grands espaces tels que les ateliers ou les halls sportifs, sont confrontés à de nouveaux défis et opportunités dans le contexte de l’efficacité énergétique actuelle.

Avantages et défis des aérothermes :

Rapidité de chauffage (faible inertie) : permet un chauffage intermittent et efficace.
Occupation de l’espace minimale : ne prend pas de place au sol.
Puissance de chauffage élevée par unité.

Cependant, ils présentent également des limites :

Confort restreint : risque de courants d’air et bruit des ventilateurs.
Stratification de la température : chauffage inutile de l’espace sous le toit à une température élevée.
Dimensionnement traditionnel : basé sur un régime de température d’eau élevé, incompatible avec la condensation efficace dans les chaudières modernes.

Si l’on diminue la température d’eau envoyée dans l’aérotherme pour favoriser la condensation dans la chaudière, la puissance de ces corps de chauffe baisse assez significativement. En outre, l’air pulsé est plus froid et le risque d’inconfort augmente.

Ainsi, si les aérothermes existants sont correctement dimensionnés pour un régime d’eau élevé, on ne pourra pas diminuer la température de l’eau envoyée dans les émetteurs lorsqu’il fait froid, et on risque donc de ne pas condenser dans la chaudière pendant ces périodes.

Solutions et Optimisations :

Adaptation de l’installation : Utiliser des sondes extérieures pour ajuster la température de l’eau de chauffage en fonction des besoins. Il sera alors possible de profiter de la condensation dans la chaudière en mi‐saison, lorsque la température extérieure, plus douce, implique des besoins de chaleurs moins importants.

Si l’installation existante est surdimensionnée ou que l’on a réalisé des travaux d’isolation qui permettent de diminuer les besoins de chaleur, on pourra alimenter les aérothermes avec une température d’eau plus basse et on favorisera donc la condensation durant une plus grande partie de la saison de chauffe.

Conseils pour les nouvelles installations :

Dimensionnement adapté : Choisir des aérothermes conçus pour fonctionner à des régimes de température d’eau plus bas, favorisant la condensation (par exemple, 45/35 pour le mazout et 50/40 pour le gaz).

Paragraphe réalisé par l’ICEDD (Institut de Conseil et d’Etudes en Développement Durable) – https://www.icedd.be/.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Cycle de la vapeur de stérilisation

Qualité de la vapeur d’eau

La stérilisation signifie la destruction totale de tous les micro-organismes présents dans la charge à stériliser tels que les spores, les bactéries, les virus, … Les micro-organismes les plus difficiles à combattre sont les bactéries sous forme de spores (cellule bactérienne au repos). La destruction complète des spores demande qu’ils deviennent humides et chauds (au dessus de 115°C).

On peut obtenir une stérilisation très efficace et bon marché en utilisant la chaleur humide de la vapeur saturée sèche. C’est la nature de la charge (caoutchouc, linge, plastique, instruments métalliques, …) qui détermine les valeurs :

de la température,
de la pression,
du temps de contact entre la vapeur et la charge à stériliser.

Le temps de stérilisation dépend de la température maintenue pendant la phase :

Température [°C]	temps [min]
Temps théoriques
121	15
126	10
134	3
Temps minimums dans la pratique
121	20
126	15
134	10

Pendant cette phase, les paramètres de la vapeur doivent rester rigoureusement constants. Il y a donc lieu de contrôler la température et la pression en permanence selon la table de Regnault qui garantit le maintien de la qualité de la vapeur dans son état de vapeur saturée sèche pour autant qu’il n’y ait pas d’air dans la charge:

1 bar correspond à 120.42°C,
2 bar correspond à 133.69°C.

Enfin, on notera que sans une qualité d’eau exceptionnelle, il n’est pas garanti d’obtenir une vapeur idéale pour la stérilisation.

Thermodynamique de la vapeur d’eau

L’utilisation de la vapeur saturée comme agent stérilisant reste la principale référence dans le monde hospitalier.

Pour bien comprendre les enjeux de la stérilisation à la vapeur d’eau, il est nécessaire de rappeler certaines notions de thermodynamique :

Les diagrammes de Mollier (h,s) et (T,s) de la vapeur d’eau ou la table internationale de l’eau à saturation et de la vapeur d’eau saturante sèche sont souvent utilisés pour pouvoir déterminer l’état de l’eau ou de la vapeur.

Le diagramme (h,s) permet de déterminer rapidement les quantités de chaleur dégagées ou absorbées lors d’un changement d’état ou de phase.

Le diagramme (T,s) est très souvent utilisé car, d’une part, on visualise mieux les phénomènes de changement de phase et, d’autre part, il permet de mettre en évidence les énergies mises en jeu sous forme d’une aire; par définition l’entropie s étant égale à dq/T.

Un cycle de stérilisation

Les cycles de stérilisation sont nombreux. Néanmoins, le cycle repris dans le diagramme ci-dessous est celui que l’on rencontre le plus souvent en stérilisation de matériel hospitalier. Il se décompose principalement en 3 phases distinctes :

Le prétraitement où, par une succession de vide poussé et d’injection de vapeur, on enlève l’air de la chambre de stérilisation et on réchauffe petit à petit la charge à stériliser.

La stérilisation proprement dite.

Le séchage de la charge par une mise sous vide prolongée.

Phase de préchauffage d’un stérilisateur

Dans le cas de la stérilisation, lors de la mise en route du système avant le premier cycle, l’obtention de la vapeur d’eau saturée stérilisante (t_vap = 134°C , p_vap = 3 bar, titre x = 1) à partir d’eau à la température de l’eau de ville (conseillé 15°C) doit être décomposée en trois phases:

1^ère étape : l’eau froide ( 15°C) est portée à ébullition et arrive à saturation

Lorsqu’on chauffe de l’eau à une pression constante de 1 bar (c’est le cas avant la production de vapeur) jusqu’à l’ébullition, la chaleur fournie sert uniquement à élever la température de l’eau. A la température de 100°C, les premières bulles de vapeur apparaissent; on est en présence de la phase liquide et d’un début de phase gazeuse. À ce moment, on introduit la notion de titre x en vapeur comme étant le rapport des quantités en masse de vapeur d’eau et d’eau liquide (x = 0 quand il n’y a que de l’eau et, à l’inverse, x = 1 quand l’eau a complètement cédé sa place à la vapeur).

La quantité de chaleur fournie à l’eau correspond à la variation d’enthalpie déterminée soit dans les tables internationales de la vapeur d’eau ou sur le diagramme de Mollier ci-dessus :

h’₁ – h’₀ = 419 – 67 = 352 kJ/kg

C’est de la chaleur sensible.

2^ème étape : l’eau saturée passe à l’état de vapeur saturée humide

Un apport de chaleur supplémentaire fait passer l’eau à saturation (x = 0) à une vapeur saturée sèche (x = 1). Théoriquement, la tranformation se fait à température constante mais dans le cas d’une installation de stérilisation (générateur, distribution et double enveloppe de l’autoclave) on peut considérer que le volume est constant dans la phase de préchauffage du système; ce qui équivaut à dire qu’au fur et à mesure que le volume du système se remplit de vapeur la pression monte et agit sur la phase liquide en augmentant la température de vaporisation de 100 à 134°C pour une pression de 3 bar.

Le diagramme de Mollier nous donne une enthalpie de vaporisation de l’ordre de :

h »₂ – h’₁ = 2727 – 419 = 2 308 kJ/kg

C’est de la chaleur latente de vaporisation

On se rend compte tout de suite que la chaleur « latente » de la vapeur d’eau est beaucoup plus importante que la chaleur « sensible » de l’eau à saturation; ce qui lui donne un pouvoir stérilisant très important.

3^ème étape : le système s’équilibre à une température de 134°C pour une pression de 3 bar

A ce stade, le faible apport de chaleur ne sert qu’à compenser les chutes conjuguées de la pression et de la température dues aux pertes de chaleur au travers des parois du système (générateur, distribution, accessoires, autoclaves, …).

Phase de prétraitement

La phase de prétraitement a pour but :

De remplacer tout l’air de la chambre de stérilisation, y compris l’air contenu dans la charge par de la vapeur. Lorsqu’il reste des poches d’air à proximité de spores (cellules bactériennes au repos redoutées en stérilisation et en milieu hospitalier de manière générale), celles-ci s’entourent d’une gangue d’air isolante et peuvent résister à la chaleur. Seul remède, le pouvoir mouillant de la vapeur qui détruit, en principe, toute forme de vie.

De réchauffer progressivement la charge à stériliser.

On crée ce prétraitement en arrivant à un vide assez poussé (de l’ordre de 30 mbar) de manière répétée par une pompe à vide à anneau liquide et en injectant entre chaque phase de vide de la vapeur tout en restant en dépression dans la chambre.

Au niveau du traitement de stérilisation proprement dit, l’injection de vapeur joue à deux niveaux en se condensant au contact des composants froid de la charge et de la chambre :

La condensation assure un pouvoir mouillant optimum nécessaire à la destruction des spores.

La chaleur de condensation est cédée à la charge et la réchauffe.

Chaque injection de vapeur s’accompagne naturellement d’une demande de vapeur au niveau du générateur; ce qui nécessite un apport supplémentaire de chaleur. Toute cette chaleur est perdue puisque la vapeur qui se condense sur des parois plus froides et sur la charge doit être évacuée à l’égout via la pompe à vide sous forme de condensats irrécupérables puisque « contaminés ».

À ce stade de la phase de prétraitement, il est très difficile de savoir où l’on se situe sur le diagramme (s,T) ne sachant quel est le titre de la vapeur dans la chambre de stérilisation. La seule manière de le savoir est de quantifier le volume de condensats soutiré par la pompe à vide; ce qui est loin d’être évident vu que, dans la pompe à vide, les condensats se mélangent avec l’eau adoucie de l’anneau liquide.

A la suite du dernier soutirage de vide, l’injection de vapeur est plus importante que les précédentes afin de se rapprocher au maximum des conditions de stérilisation (dans ce cas, 134°C, 3 bar). Tant que les paramètres de température et de pression ne se stabilisent pas aux valeurs requises, la phase « plateau » de stérilisation ne peut démarrer. La régulation des injections de vapeur prend à ce stage toute son importance.

Phase de stérilisation

Une fois atteint la température de stérilisation au cœur de la charge (par exemple 134°C, 3 bar), la phase « plateau » commence. Durant tout le temps que dure cette phase, les températures et pressions ne peuvent osciller que dans des fourchettes extrêmement étroites.

Comme indiqué précédemment, la durée du plateau de stérilisation dépend de la température de stérilisation.

Phase de séchage

La dernière phase du cycle de stérilisation est l’opération de séchage. Elle consiste, par un vide poussé prolongé, à évacuer au maximum la vapeur d’eau présente dans la chambre et dans la charge par une revaporisation de l’humidité contenue. Cette opération est délicate car la réussite de la stérilisation dépend de l’humidité résiduelle de la charge. Elle est, entre autre, dépendante du conditionnement préalable de la charge (présence de plastique, fond plat susceptible de garder l’eau emprisonnée, …) et du maintien de la chambre sous vide.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Choisir les fax

Il existe actuellement sur le marché des appareils fax ayant une consommation en mode stand-by extrêmement réduite (de l’ordre de 0,02 W). Ces fax sont également caractérisés par une relance rapide suite à :

La manipulation d’une touche,
l’insertion d’un document,
la réception d’un document.

Les fax laser qui réceptionnent entièrement les messages avant de les imprimer auront une consommation moindre. L’impression des messages en recto-verso procure également une économie de papier.

Un truc : remplir entièrement la page d’en-tête d’un message réduit fortement la consommation de papier, la consommation d’énergie et le coût de la communication téléphonique.

Évaluer

Pour plus de détail sur les puissances et les consommations mises en jeu au niveau des écrans, cliquez ici !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Évaluer le support de la toiture plate

Connaître la nature du support

Dans le cas d’un bâtiment existant dont on souhaite améliorer l’isolation thermique, la nature du support influencera nécessairement le choix des techniques de couverture à adopter, principalement en matière d’accrochage et de protection.

Un support relativement isolant, comme le bois et ses dérivés, ou le béton cellulaire, peut contribuer à la valeur globale d’isolation de la toiture. Il faut être attentif à éviter une condensation dans le support en dimensionnant correctement l’isolant et le pare-vapeur.

Les supports lourds sont généralement utilisés pour des toitures de petites portées. Le lestage est proportionnellement moins lourd.

Concevoir

Pour plus d’information sur le choix de la technique de couverture.

Connaître la résistance du support

Lorsque la toiture à améliorer est déjà lestée, on peut estimer que le support est capable de supporter un lestage et donc la récupération de l’ancien lestage ou la pose d’un nouveau sont possibles.

Dans le cas contraire, la pose d’un lestage nécessite de calculer la capacité portante du support.

Concevoir

Pour plus d’information sur le choix de la protection.

Connaître l’état du support

Pente suffisante

Certains supports présentent depuis l’origine, des pentes insuffisantes, voire des contre-pentes. Parfois ces défauts de pente sont apparus suite à un tassement ou a une déformation de l’immeuble.

En se déformant, le support a provoqué des zones de stagnation importantes.

Dans ce cas, il faut s’assurer que l’étanchéité supporte des stagnations.

Flèche anormale ?

Une flèche anormale peut être due

à une surcharge excessive du support,
à un fluage dans le cas d’un support en béton,
à une attaque d’insectes ou de champignons ayant provoqué la rupture de certaines pièces en bois,
à une humidité excessive ayant provoqué une désagrégation des supports agglomérés ou du bois,
au gel des eaux de condensation interne dans les bétons cellulaires ou les hourdis en terre cuite.

Le support en dalles de béton s’est déformé.

Il convient alors de

supprimer la cause du désordre,
assainir le support, voire le remplacer si nécessaire,
corriger les contre-pentes si l’étanchéité ne supporte pas les stagnations.

Traces d’humidité récentes ou anciennes ?

Des traces d’humidité sous la toiture indiquent que des infiltrations se sont produites ou se produisent encore.

Le support a-t-il supporté les infiltrations sans s’affaiblir ?

Il faut :

déterminer la cause exacte de ces traces,
vérifier si cette cause existe encore, auquel cas la supprimer,
vérifier l’état du support par un ou des sondages si nécessaire,
réparer ou remplacer les parties altérées.

Examen visuel de la partie inférieure du support ?

La face supérieure du support est par nature inaccessible sans démontage de l’étanchéité.

Un examen de la face inférieure lorsqu’elle est visible permet de détecter certaines faiblesses du support :

fissuration, corrosion, traces d’attaque par les insectes, champignons, taches d’humidité.

Corrosion d’un support en acier.

La fissuration du béton peut être due :

à une surcharge excessive du support,
au gel de l’eau de condensation interne affaiblissant le support dans sa partie supérieure,
à une corrosion des armatures.

Elle se produit plus couramment avec du béton cellulaire car celui-ci, s’il possède une résistance thermique plus élevée que le béton lourd, a une résistance mécanique plus faible.

Fissuration et déformation des dalles en béton cellulaire.

Les taches d’humidité peuvent provenir d’infiltrations, mais aussi de condensation interne dans l’épaisseur de la toiture mal conçue ou mal réalisée.

Les panneaux en bois aggloméré sont détruits par l’humidité.

Il convient :

de vérifier si cette humidité a provoqué un affaiblissement du support,
de remplacer ou de renforcer les pièces atteintes,
de supprimer les causes d’humidité.

Les insectes attaquent les structures en bois, principalement lorsque celles-ci sont sèches et chaudes, et n’ont pas été traitées correctement.

Une attaque par un capricorne.

Il convient de vérifier l’importance de l’attaque par des sondages, renforcer si nécessaire les pièces fragilisées, traiter à l’aide d’un insecticide curatif et préventif l’ensemble du support en bois.

Améliorer

Pour en savoir plus sur le traitement contre les insectes.

Les champignons attaquent les bois lorsque ceux-ci présentent un certain taux d’humidité. Suivant les conditions ambiantes et le taux d’humidité du bois, les champignons peuvent varier. Les plus dévastateurs sont certainement les mérules qui dans certaines conditions progressent très rapidement et s’étendent sur de grandes superficies, et de longues distances, même le long et au travers des maçonneries.

Une attaque par la mérule.

L’avis d’un spécialiste est indispensable pour déterminer la nature exacte du champignon. Pour un particulier c’est impossible. Ce n’est d’ailleurs pas nécessaire, car le mode d’attaque, d’une part, et surtout le traitement préconisé, sont les mêmes dans tous les cas.

Améliorer

Pour en savoir plus sur le traitement contre les champignons.

Il ne suffit pas de supprimer la cause d’humidité pour que le champignon meure. En s’étendant, il peut avoir trouvé de nouvelles sources d’eau et continuer à se développer. Même s’il ne croît plus, faute d’eau ou de matières ligneuses, il reste en vie et n’attend que de nouvelles conditions favorables pour reprendre sa progression.

Son traitement nécessite généralement des travaux importants, dont le remplacement de toutes les parties atteintes avec une importante zone périphérique de sécurité, le traitement curatif et préventif de toutes les boiseries conservées, le traitement curatif et préventif des maçonneries atteintes.

Ces traitements et travaux réalisés par des firmes spécialisées sont garantis par attestation de traitement.
La présence d’une mérule dans un bâtiment peut avoir des implications juridiques notamment vis-à-vis des voisins.

ON PEUT ÊTRE DÉCLARÉ RESPONSABLE DES DÉGÂTS CAUSÉS PAR UNE ATTAQUE DE MÉRULE CHEZ LE VOISIN !

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Traiter les bois attaqués par les insectes

Travaux à réaliser

Préparation

Le bois doit d’abord être dégagé pour le rendre accessible et contrôlable.

Tous les bois sont ensuite contrôlés.

Les galeries d’insectes sont dégagées en éliminant la couche superficielle du bois et la vermoulure.

Le bois est finalement dépoussiéré à l’aide d’un aspirateur.

Ces travaux de préparation ont pour buts :

de pouvoir évaluer la résistance mécanique des diverses pièces et décider de les remplacer si nécessaire,
d’éliminer les parties attaquées jusqu’à mettre à nu le bois encore sain,
de préparer le bois à recevoir le produit de traitement.

Traitement en profondeur

Le bois doit être traité en profondeur lorsque l’on constate une attaque de capricorne dans les poutres, les assemblages ou les pièces encastrées, ou une attaque importante de vrillette dans les assemblages ou les pièces encastrées.

En règle générale toutes les pièces de section supérieure à 64 cm², ayant subi une attaque par les insectes doit être traitée en profondeur.

Le traitement en profondeur se fait en forant des trous verticaux de 6 à 20 cm de profondeur, d’un diamètre de 9 à 16 mm, espacés de 25 à 30 cm.

On veille lors des forages à affaiblir le moins possible les pièces et on vérifie si leur stabilité reste assurée.

Après avoir éliminé les débris de bois, on effectue un nettoyage approfondi des pièces à traiter.

Ensuite, les trous de forage sont remplis à trois reprises avec le produit curatif, injecté au moyen d’un système approprié jusqu’à saturation.

Finalement, les trous de forage sont bouchés à l’aide de chevilles traitées.

Traitement de surface

La surface est aspergée avec le plus grand soin sur toutes les faces à l’aide de moyens mécaniques appropriés de façon à éviter la formation de brouillard.

La quantité minimale de produit à utiliser doit être de 300 ml au m² de surface de bois développée.

Attention

Même si aucune attaque ne s’est déjà produite, lors de la mise à nu du bois pour une transformation, ou lorsque des travaux, liés par exemple à une amélioration de l’isolation, vont cacher des ouvrages en bois, il faut impérativement en profiter pour le traiter de façon préventive.

Bois de remplacement

Tous les bois de remplacement seront traités dans une station agréée, travaillant sous contrôle permanent du l’UBAtc.

Un certificat officiel, établi suivant le modèle UBAtc, mentionnera :

le relevé des pièces traitées,
le mode opératoire utilisé,
le nom du produit de traitement, homologué par l’Association Belge pour la protection du bois.

Publié par : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Remplacer le fluide frigorigène d’une installation existante [Climatisation]

Les différentes règlementations ont peu à peu interdit l’utilisation des fluides frigorigènes de type CFC et HCFC (même recyclés).

Le passage vers un HFC (hydrofluorocarbures) peut être assez couteux et implique généralement un changement de certains composants de l’installation (compresseur et détendeur notamment), ainsi qu’un changement de toute l’huile contenue dans l’installation. On recommande donc de faire appel à une société spécialisée qui réalisera une étude précise en fonction de l’installation en présence. Il faudra tenir compte d’une potentielle diminution de puissance frigorifique (et donc du rendement de l’installation) lors de cette étude de faisabilité. On veillera aussi à anticiper les renforcements réglementaires. La réglementation européenne (dite F-gaz) prévoit en effet un retrait progressif des HFC du marché. On aura donc tout intérêt à utiliser un fluide qui ne sera pas trop rapidement retiré du marché !

L’ancien fluide sera récupéré et ensuite détruit ou recyclé, par une société habilitée qui délivrera une attestation.

L’alternative au remplacement du fluide est la réalisation d’une nouvelle installation directement conçue pour des fluides frigorigènes naturels ou à faible pouvoir de réchauffement global (PRG ou Global Warming Potentiel en anglais (GWP)).

Archives pour la catégorie Techniques

Machine frigorifique

Température d’eau glacée

Régime d’eau glacée

Température à la Basse Pression : T°(BP)

Intensité absorbée par le compresseur

Pression et température de condensation à la Haute Pression : T°(HP)

Ecart de température entre le condenseur et le fluide refroidissant : T°(HP)

Sous-refroidissement

Surchauffe

Température de refoulement

Aspect extérieur des compresseurs et organes associés

Corps d’évaporateur

Clapets cassés ?

Type de frigorigène

Circuit du frigorigène

pH du fluide frigorigène

Résistance de carter

Compteurs d’heures (h) compresseurs ou groupe frigo

Compteurs de démarrage (d) compresseurs

Dimensionnement du groupe frigorifique

Niveaux

Tour de refroidissement

En général

Tour de refroidissement à circuit ouvert

Tours de refroidissement en circuit fermé

Débit d’eau de déconcentration

Danger de gel dans les tours de refroidissement

Aéro-refroidisseurs ou condenseurs à air

Nettoyage des batteries

Corrosion

Régulation

Déclenchements du compresseur par forte température extérieure

Nuisances acoustiques

Principe

Position des hottes

Les hottes hautes

Les hottes basses

Hotte à extraction simple

Hotte à diffusion ou à double flux

Hotte à induction ou à circuit court

Avantages de la hotte à induction

Inconvénients de la hotte à induction

Hotte à effet d’induction

Avantages de la hotte à effet d’induction

Hotte triple-flux

Hotte front-cooking

Hotte plafonnière

Hotte posée au sol

Rideau d’air entourant les appareils de cuisson

Hotte pour capteur de vapeurs non grasses

Équilibrage de l’aspiration

Quelques critères techniques de qualité

Le remplacement d’un vitrage simple par un vitrage plus isolant

Comment procéder ?

La pose d’un profil d’adaptation en bois ou en aluminium : celui-ci sera fonction du type de châssis

Le remplacement de l’ouvrant du châssis

Remarque générale importante !!

Le remplacement d’un double vitrage défectueux par un vitrage plus performant

L’uniformité recommandée

Comment évaluer sa situation ?

Un truc :

Résultats

Collecteurs primaires en boucle ouverte

Cas où la boucle ouverte est recommandée

Cas où la boucle ouverte ne convient pas

Cas particulier du remplacement de chaudière

En conclusion

Collecteurs primaires en boucle fermée

Intérêt d’un circuit en boucle fermée

Inconvénient d’un circuit en boucle fermée

Collecteurs primaires avec bouteille casse-pression

Cas particulier des chaudières à condensation

Principes de base et conseils

En pratique

Raccordement des chaudières au circuit primaire

Configuration des circuits secondaires

A chaque « zone thermique homogène », son circuit spécifique.

Choix des matériaux

La combinaison du cuivre et de l’acier