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Condensation interne par transport de vapeur par convection

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

Le problème.	La solution.

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

Posted By : 25 Sep, 2007

Froid cryogénique

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

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

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

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

L’azote (N₂)

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

Le gaz carbonique (CO₂)

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

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

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

Posted By : 25 Sep, 2007

Niveau d’éclairement

Définition du niveau d’éclairement

La quantité de lumière est caractérisée par le niveau d’éclairement exprimé en lux (lx).

20 lux représentent le seuil de perception; les autres valeurs usuelles (et recommandées dans les normes) sont généralement séparées par un facteur approximatif de 1.5 et représentant la plus petite différence significative entre deux niveaux d’éclairement.

20 30 50 75 100 150 200 300 500 750 1 000 1 500 2 000 3 000 5 000

Impact sur le confort visuel

Visibilité des objets

Au travail, une bonne visibilité de la tâche visuelle et de son environnement est particulièrement nécessaire et fortement influencée par les caractéristiques de l’éclairage. Des objets qui peuvent être reconnus facilement et dont on peut distinguer aisément des détails, peuvent devenir indistincts et même plus du tout perceptibles lorsqu’il fait plus sombre.

Performance

La performance visuelle est un taux d’évaluation du système visuel utilisé pour quantifier les aptitudes d’une personne à détecter, identifier et analyser les détails entrant dans son champ de vision, en se fondant sur la vitesse, la précision et la qualité de sa perception. La performance visuelle dépend entre autres :

des caractéristiques propres de la tâche à accomplir,
de l’acuité visuelle de l’observateur,
de la nature de l’arrière-plan,
des conditions d’éclairage,
des perturbations distrayant l’attention,
…

La visibilité de la tâche est utilisée pour relier la performance visuelle aux paramètres de l’éclairage sans tenir compte de l’attitude de l’observateur à l’égard de la tâche.

La visibilité qui caractérise une tâche est déterminée par la visibilité du détail critique. D’une manière générale, la visibilité du détail dépend de :

sa dimension angulaire et sa forme,
sa luminance et sa couleur,
son contraste par rapport au fond immédiat,
sa position dans le panorama visuel,
la luminance d’adaptation,
l’état du système visuel (âge de l’observateur),
le temps d’observation,
…

Sous un éclairement
de 500 lux.

Sous un éclairement
de 50 lux.

Lorsque le niveau d’éclairement diminue, un texte écrit suffisamment grand restera parfaitement lisible, alors qu’un texte écrit petit deviendra plus difficile à lire.

Impact sur les travailleurs

« Malheureusement », l’œil humain s’adapte très rapidement aux différentes ambiances lumineuses qu’il rencontre. Il est donc difficile de percevoir qu’une ambiance lumineuse n’est pas correcte. En situation d’équilibre, on parle de niveau d’adaptation auquel correspond la luminance d’adaptation qui affect

l’acuité visuelle,
la sensibilité aux contrastes.

En pratique, les mesures de luminance étant difficiles et coûteuses et dans un but de simplification, les recommandations relatives à ces luminances sont formulées directement en valeur d’ÉCLAIREMENT (d’où l’utilisation du luxmètre).

Sur cette base, un niveau d’éclairement insuffisant entraîne progressivement une diminution du pouvoir de perception. Cela peut occasionner un plus grand pourcentage d’erreurs dans les manipulations et un risque accru d’accidents.

Les valeurs d’éclairement recommandées en fonction du type d’activité ou de local peuvent être trouvées dans différentes normes.

Valeurs caractéristiques et représentation

Niveau d’éclairement

On distingue trois types de niveaux d’éclairement sur une grille de calcul ou de mesure lorsqu’on désire réaliser un projet d’éclairage :

E min étant le niveau d’éclairement minimum sur un point de la grille,
E max, le niveau d’éclairement maximum sur un point de la grille,
E moyen, la moyenne de tous les niveaux d’éclairement des points de la grille.

Le niveau d’éclairement moyen Em ou Emoyen est la valeur prise comme référence pour définir les niveaux d’éclairement utilisés par le RGPT ou les normes traitant d’éclairage. On définit aussi l‘uniformité comme étant le rapport entre E min et E moyen.

Courbe isolux

Les courbes isolux s’apparentent aux courbes de niveaux d’éclairement.

Niveau de gris

C’est une autre représentation plus visuelle des courbes isolux.

Posted By : 25 Sep, 2007

Grandeurs hygrométriques

La pression partielle de vapeur

L’air que nous respirons contient toujours un peu de vapeur d’eau. On peut considérer cette vapeur comme un gaz, dont la pression fait partie de la pression atmosphérique. La pression de la vapeur d’eau, à elle seule, est dénommée pression partielle de vapeur d’eau, et est représentée par le symbole p_v. Ainsi, la vapeur d’eau contenue dans un air à 20°C et 50 % HR présente une pression de vapeur partielle de 1 170 Pa (par comparaison, la pression atmosphérique est de 101 300 PA).

Si la pression de la vapeur d’eau atteint sa valeur maximale, il y a saturation de l’air et on parle de pression partielle de la vapeur d’eau à la saturation, ou de pression saturante p_vs.

Il est possible de calculer la valeur de la pression de saturation en fonction de la température.

L’humidité absolue

L’humidité absolue [g_eau/kg_{air sec}] représente le nombre de grammes de vapeur d’eau présents dans un volume donné, rapporté à la masse d’air sec de ce volume exprimé en kilogramme.

Dans le système d’unités SI, on utilisera le kg_eau/kg_air sec. Comme symbole, les lettres « x », ou « w », ou « r » sont généralement utilisées.

Puisque 1 m^³ d’air pèse environ 1,2 kg, en ajoutant 20 % à la valeur de l’humidité absolue, on obtient la quantité d’eau présente par m^³ d’air.
Exemple : de l’air à 20°C, 50 % HR, contient 7,36 grammes d’eau par kg, soit 8,7 grammes d’eau par m^³.

Nous donnons ci-dessous quelques valeurs indicatives :

		Température [°C]	Humidité absolue en [g_eau/kg_{air sec]}
A	à l’extérieur en hiver (HR = 80 %)	-5	2,1
B	dans un local (HR = 60 %)	18	7,8
C	dans un local (HR = 60 %)	20	8,8
D	à l’extérieur en été (HR = 70 %)	25	14

Ces valeurs d’humidité absolue sont lues sur les ordonnées d’un diagramme de l’air humide.

On voit donc que, pour des climats « standards », plus la température augmente et plus l’humidité absolue est élevée (plus l’air peut porter de l’eau à l’état vapeur).

Dans nos régions, on peut dire qu’en hiver l’air est « sec », même s’il pleut dehors (parce que l’humidité absolue est faible), et qu’en été, l’air est « humide » même s’il y a du soleil (parce que l’humidité absolue contenue par m^³ d’air est élevée).

Il est possible de calculer l’humidité absolue en fonction de la pression partielle.

L’humidité relative

L’humidité relative s’exprime en %.

C’est le rapport entre la pression partielle de vapeur d’eau « p_v » et la pression de saturation de la vapeur d’eau « p_vs« . Le symbole représentatif est souvent .

φ = 100 . p_v/ p_vs

En bonne approximation, sa valeur est proche du rapport entre l’humidité absolue portée par l’air et l’humidité absolue maximale qu’il peut porter lorsqu’il est saturé. Ceci donne une signification intuitive à cette grandeur : pour une température donnée, elle caractérise en somme la faculté que possède l’air d’absorber encore de la vapeur d’eau avant qu’elle ne condense. Par exemple, 40 % d’humidité relative signifie que l’air peut absorber encore beaucoup de vapeur d’eau puisqu’il n’est qu’à 40 % de la saturation. A 100 %, on est à la limite de la saturation de l’air par la vapeur d’eau, du brouillard apparaît.

Ci-dessous, quelques valeurs d’humidité relative obtenues en chauffant l’air extérieur qui pénètre dans un bâtiment par les joints de fenêtres ou les ouvertures.

		Température [°C]	Humidité absolue [g_eau/kg_airsec]	Humidité relative [%]	Remarques
A	automne (matin)	6,5	6	100	brouillard ou pluie
B	automne	10	6	79	brouillard ou brume
C	chauffé à	15	6	57
D	chauffé à	18	6	47
E	chauffé à	20	6	41

Les courbes d’humidité relative sont aisément identifiables sur le diagramme de l’air humide.

L’enthalpie spécifique

L’enthalpie spécifique représente la quantité de chaleur contenue dans l’air humide dont la masse d’air sec est de 1 kg. C’est donc la somme de la chaleur sensible (liée à la température de l’air) et de la chaleur latente (liée à l’énergie de la vapeur d’eau qu’il contient).

Par convention, on a fixé l’enthalpie de l’air sec à 0°C comme étant zéro. De l’air à – 10°C peut donc avoir une enthalpie négative.

Le symbole représentatif est généralement h. Il s’exprime en kJ/kg_{air sec}.

h = enthalpie de l’air sec + enthalpie de la vapeur, soit approximativement :

h = 1,006 . η+ x . (2 501 + 1,83 . η ) [kJ/kg _{air sec}]

où, x est l’humidité absolue et η la température

L’enthalpie contenue dans l’air peut également être lue sur le diagramme de l’air humide.

Exemple :

Soit η= 25°C et x = 0,008 kgeau/kgair,

alors h = 1,006 . 25 + 0,008 . (2 501 + 1,83 . 25) = 45,5 kJ/kg _air sec

Le volume spécifique et la masse volumique

Le volume spécifique représente le volume occupé par l’air humide dont la masse d’air sec est de 1 kg. Son symbole est généralement « v ».

Exemple.

un air de 20°C et 50 % HR présente un volume spécifique de 0,84 m³/kg_air sec.

La masse volumique représente la masse d’air sec occupé par 1 m³ d’air humide. Son symbole est généralement « ρ ».

Exemple.

un air de 20°C et 50 % HR présente une masse volumique de 1,18 kg_{air sec}/m^³

Il est possible de calculer ces valeurs.

La température de rosée

Imaginons de l’air qui serait refroidi, tout en gardant son humidité absolue constante. Cet air va perdre de plus en plus la faculté de porter de l’eau à l’état vapeur. Au moment où tout l’air sera saturé, et que diminuer encore la température engendrerait la condensation partielle de la vapeur d’eau, on sait que l’on a atteint la température de rosée de l’air. Son symbole est η_r ou t_r.

Sur le diagramme de l’air humide, la température de rosée d’une ambiance correspond à l’intersection entre l’horizontale du point d’ambiance et la courbe de saturation.

Il est possible de calculer cette valeur en fonction de la pression partielle de vapeur.

La température « bulbe humide »

La température bulbe humide ou température humide est la température indiquée par un thermomètre dit « à bulbe humide », ou psychromètre. Avant l’arrivée des appareils de mesure électroniques, il permettait de mesurer le taux d’humidité d’un local. Le procédé est le suivant :

Deux thermomètres sont soumis à un flux d’air forcé. Le premier indique la température de l’air de l’ambiance. Le deuxième est entouré d’ouate humide. L’air qui entre dans l’ouate s’humidifie. Il se refroidit également puisque l’eau s’évapore et prélève la chaleur de vaporisation nécessaire dans l’air.

En bonne approximation, sur le diagramme de l’air humide, l’air suit une isenthalpique et atteint la saturation. Connaissant la température à la saturation et la température normale, on peut déduire le taux d’humidité relative de l’air sur le diagramme.

Le symbole de la température humide est η_h ou t_h.

Il est possible également de calculer cette valeur.

Les relations entre grandeurs hygrométriques

Il est souvent plus rapide de consulter un abaque ou le diagramme de l’air humide, mais les relations mathématiques reprises ci-dessous entre les grandeurs peuvent être utiles notamment lors d’une automatisation de la régulation, avec programmation entre ces variables.

Entre la pression de vapeur saturante et la température η , en présence d’eau liquide (η> 0°C)

p_vs = 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η )}

Exemple.

A 25°, la pression de vapeur saturante est de :

p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . 25) / (241,6 + 25)}= 3 182 PA, (contre 3 167 en réalité)

Entre la pression de vapeur saturante et la température η , en présence de glace (η < 0°C)

p_vs= 10^{2,7877 + (9,756 . η ) / (272,7 + η)}

Entre l’humidité absolue et la pression partielle de vapeur d’eau

L’humidité absolue « ²w » est liée à la pression partielle de vapeur d’eau « p_v » par la relation :

x = 0,622 . (p_v/ (P_atm– p_v))

où,

x est exprimé en kg _eau/kg _{air sec}
p_v est la pression partielle de vapeur d’eau
P est pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

A 29°C et une pression partielle de vapeur de 2 000 Pa, on obtient :

x = 0,622 . (2 000 / (101 300 – 2 000)) = 0,0125 kg _eau/kg _air sec, soit 12,5 g _eau/kg _{air sec}.

Entre l’enthalpie, la température et l’humidité absolue

h = 1,006 . η + x . (2 501 + 1,83 . η ) en kJ/kg _{air sec}

où,

x est l’humidité absolue et η la température

Exemple.

soit η = 25°C et x = 0,008 kg_eau/kg_{air sec},

alors h = 1,006 . 25 + 0,008 . (2 501 + 1,83 . 25) = 45,5 kJ/kg _{air sec}

Entre l’enthalpie, la température et l’humidité relative

h = 1,006 . η+ [0,622 . (p_v/ (P_atm– p_v))] . (2 501 + 1,83 . η) en kJ/kg _{air sec}

avec p_v= φ . p_vs=φ . 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η )}

où,

φ est l’humidité relative
η la température
pvs est la pression de saturation

Exemple.

soit η= 16°C et φ = 53 % HR,

on déduit :

p_v= (φ /100) . p_vs= 0,53 . 10^{2,7877 + (7,625 . 16) / (241,6 + 16)}= 967,3 Pa

h = 1,006 . 16 + 0,622 . (967,3 / (101 300 – 967,3)) . (2 501 + 1,83 . 16) = 31,3 kJ/kg

Entre le volume spécifique, la température et l’humidité absolue

v = (461,24 . (0,622 + x) . T) / P

où,

x est l’humidité absolue en kg eau / kg air sec
T est la température absolue = η + 273,15°C
P = pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

soit η = 25°C et x = 0,008 kg_eau/kg_air,

v = (461,24 . (0,622 + 0,008) . (273,15 + 25)) / 101 300 = 0,855 m^³/kg _{air sec}

Entre la température de rosée et la pression partielle de vapeur

Si η _r> 0°C, η_r= 31,685 . x / (1 – 0,1311 . x)

Si η_r< 0°C, η_r= 27,952 . x / (1 – 0,1025 . x)

où,

x = log 10 (pv / 613,34)

Exemple.

soit η = 25°C et pv = 1 600 PA, alors :

x = log ₁₀(1 600 / 613,34) = 0,416

η_r= 31,685 . 0,416 / (1 – 0,1311 . 0,416) = 13,9°C

Entre la température bulbe humide et la pression partielle de vapeur
La relation suivante est empirique :

p_v= p_{vsη h}– K . P (η – η _h)

où,

pv est la pression partielle de vaporisation
p_vsη_h est la pression de vapeur saturante correspondant à ηh
K est une constante valant 6,6 x 10-4 pour η _h > 0°C et 5,6 x 10 -4 pour η_h < 0°C
P est la pression totale de l’air humide, que l’on peut en première approche prendre égale à la pression atmosphérique, soit 101 300 Pa

Exemple.

soit la lecture suivante sur un psychromètre :

η = 20°C et η_h = 15°C.

Quelle est l’humidité relative dans la pièce ?

p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . η ) / (241,6 + η)}

Si η_h= 15°C, p_{vs η h}= 10^{2,7877 + (7,625 . 15) / (241,6 + 15)}= 1 711 PA </i.si>

p_v= p_{vs ηh}– K . P (η- η_h) = 1 711 – 6,6 . 10^-4. 101 300 . (20 – 15) = 1 377 PA

A 20°C, p_vs= 10^{2,7877 + (7,625 . 20) / (241,6 + 20)}= 2 347 PA

L’humidité relative est donc de :

φ = p_v/ p_vs= 1 377 / 2 347 = 59 %

Posted By : 25 Sep, 2007

Bilan énergétique d’un cycle de stérilisation

Préliminaire

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Condensats formés dans les équipements

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

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

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

Condensats dans le générateur

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

Soit :

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

condensats = 2 159 [kJ/kg]

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

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

m_{condensats_g} = Pertes parois / Q_condensats

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

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

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

Condensats dans la distribution et la double enveloppe

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

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

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

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

Soit :

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

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

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

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

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

m_{condensats_de} = Pertes parois / Q_condensas

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

m_{condensats _de} = 2.6 [kg]

Condensats de la chambre de stérilisation

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

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

Exemple.

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

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

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

Q_charge = m_charge x C_charge x ( T_vapeur – T_ambiance)

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

Q_charge = 2 496 [kJ]

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

Soit :

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

Q_condensats= 2 159 [kJ/kg]

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

m_condensats= Q_charge / Q_condensas

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

ou,

m_condensats= 1,2 kg

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

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

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

Condensats formés suivant la phase du cycle

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

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

1. Effet dans la chambre de stérilisation

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

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

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

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

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

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

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

Si on considère que :

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

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

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

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

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

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

1^er vide

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

Injection de vapeur

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

Soit :

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

m_{condensats _po} = 0,6 kg

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

Si on considère que :

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

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

A la fin des 3 premières injections, cela donne :

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

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

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

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

m_{vapeur_4} = 0,9 [kg]

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

Sachant que :

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

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

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

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

m_vapeur = 13,5 [kg]

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

Les étapes de vides successifs

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

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

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

2. Effet dans la pompe à vide

Énergie de compression

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

Soit :

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

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

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

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

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

Bilan énergétique

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

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

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

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

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

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

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

fiche technique du constructeur.

Phase de prétraitement

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

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

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

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

où :

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

On fait l’hypothèse que :

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

Le bilan énergétique de la pompe donne :

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

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

Enfin,

h = 123 [kJ/kg] c’est de l’eau

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

Phase de séchage

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

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

+ Q_compression x 3 600 [s/h]

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

où :

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

On fait l’hypothèse que :

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

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

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

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

Enfin :

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

Soit de l’eau à 20°C.

Bilan énergétique total

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

Calcul

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

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

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

Les condensats de la double enveloppe ne sont pas récupérés.

La chaleur de compression est faible.

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

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

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

où :

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

Le bilan énergétique dans la pompe donne :

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

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

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

Enfin,

E_{résiduel_ch.} = 2,25 [kWh]

On peut résumer le bilan énergétique dans le tableau suivant :

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

Conclusions

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

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

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

Comparaison des cycles de récupération

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

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

Circuit ouvert

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

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

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

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

Circuit ouvert .

Soit :

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

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

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

Où :

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

On a donc :

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

D’où,

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

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

Récupération en circuit semi fermé

Circuit semi fermé.

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

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

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

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

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

On a donc :

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

D’où,

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

On en déduit le débit d’appoint :

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

Débit_appoint = 0,152 [m³/cycle]

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

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

Récupération en circuit fermé

Circuit fermé.

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

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

Considérons la pompe à vide prise comme exemple plus haut.

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

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

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

D’où la puissance de l’échangeur :

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

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

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

P_échangeur = 8.5 [kW]

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

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

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

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

Avec :

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

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

Posted By : 25 Sep, 2007

Rendu des couleurs

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Posted By : 25 Sep, 2007

Facteur de température

Le facteur de température τ d’une paroi

Définition

Le facteur de température τ d’une paroi d’un local détermine la différence entre la température intérieure de surface (η_oi) en un point quelconque de la surface intérieure et la température extérieure (η_e) lorsque la différence de température entre l’ambiance intérieure (η _i) et l’ambiance extérieure (η_e) du local est égale à 1 K.

(1)

Exemple :

Le facteur τ caractérise une paroi :

Soit,
R_m : la résistance thermique de la paroi entre ses deux faces.
R_T : la résistance thermique totale de la paroi (R_T= R_m+ R_e + R_i).

où,

R_e: la résistance thermique d’échange superficiel d’une surface extérieure.
R_i : la résistance thermique d’échange superficiel d’une surface intérieure.

Si nous représentons en abscisse la résistance thermique des différentes partie de la paroi (au lieu de son épaisseur), l’évolution de la température est donnée par une droite reliant les points dont les coordonnées sont (0,η_e) et (R_T,η_i).

Evolution de la température dans une paroi de résistance thermique Rm pour une température intérieure η_i

Il résulte de la figure ci-dessus que :

Le facteur de température τ exprimé de cette façon est indépendant des condition réelles de température (η_i et η_e) et il est donc entièrement déterminé par une configuration (matériaux et épaisseur) de paroi.
Le facteur de température τ caractérise donc une paroi ou n’importe quel élément de construction !

Calcul du coefficient de transmission thermique U d’une paroi à partir des températures ambiantes et de surface

	=
	=>
	=
	=

0,125 U	=
	=
	=
	=

U =

Paramètres qui influencent la température intérieure de surface (η_oi) de la paroi :

Les deux schémas ci-dessous montrent que pour une température extérieure (η_e) donnée, la température intérieure de surface des parois (η_oi) augmente lorsque :

La température intérieure augmente.
On constate, en effet, que pour η_i2 >η_i1 :
η_{oi 2A} > η_{oi 1A}
et η_{oi 2B} > η_{oi 1B}

La résistance thermique de la paroi augmente.
On constate, en effet, que :
et η_{oi 1B} > η_{oi 1A} pour η_i1
et η_{oi 2B} > η_{oi 2A pour ηi2}

Evolution de la température dans les deux parois A et B de résistance thermique Rm différente (RmA < RmB) pour deux valeurs de température intérieure ηi (ηi2 >ηi1).

Le facteur de température t d’un élément de construction ou d’un pont thermique

Le facteur de température (τ) en un point d’un détail constructif ou d’un pont thermique est la différence entre la température intérieure de surface (η_oi) en ce point et la température extérieure (η_e) lorsque la différence de température entre l’ambiance intérieure (η_i) et l’ambiance extérieure (η_e) du local est égale à 1 K.

Or, comme montré ci-dessus, le facteur de température τ est indépendant des condition réelles de température (η_i et η_e) : il est entièrement déterminé par la configuration (matériaux et épaisseur) du détail constructif. La connaissance de la configuration précise d’un détail constructif nous suffit donc pour calculer le facteur τ en plusieurs points.

Exemple.

τ₁ = 0,585;
τ2 = 0,8;
τ3 = 0,91;
τ4 = 0,455;
τ5 = 0,61;
τ6 = 0,55;
τ7 = 0,6;
τ8 = 0,84.

Remarques.

Au droit d’éléments de construction ou de ponts thermiques complexes, il est difficile de calculer les facteurs de température manuellement. Ces calculs se font par programmes informatiques (basés, par exemple, sur la méthode des éléments finis ou des différences finies). Les facteurs de température ci-dessus ont été calculés à l’aide du programme KOBRU 82.

Pour les calculs des facteurs de température, comme condition limite supplémentaire, on a supposé que le pont thermique est caractérisé par une valeur de résistance d’échange thermique superficiel intérieur (R_i) d’environ 0,2 m²K/W (au lieu de R_i = 0,125 m²K/W), pour tenir compte du fait que les ponts thermiques les plus nuisibles se situent généralement dans les angles des locaux ou derrière des meubles où l’apport de chaleur venant du local peut se faire moins facilement.

De nombreux ponts thermiques tels que celui repris ci-dessus, ont été calculés. Les résultats sont sont repris dans la NIT 153.

Le facteur de température minimum (τ_min) d’un détail constructif ou d’un pont thermique est la différence entre la température intérieure de surface minimum (η_{oi min}) du détail constructif et la température extérieure (η_e) lorsque la différence de température entre l’ambiance intérieure (η_i) et l’ambiance extérieure (η_e) du local est égale à 1 K.

τ_min caratérise le détail constructif ou le pont thermique !

Exemple.

τmin = τ4 = 0,455

Posted By : 25 Sep, 2007

Transmission lumineuse des matériaux

Caractéristiques lumineuses

Lorsque la lumière visible du soleil est interceptée par une paroi, une partie de la lumière est réfléchie (RL) vers l’extérieur, une partie est absorbée (AL) par les matériaux, une partie est transmise à l’intérieur.

Le pourcentage de lumière transmis est appelé transmission lumineuse de la paroi, TL (les sigles LTA ou Tv sont également employés).

L’éventuel air chaud emprisonné entre la protection solaire et le vitrage n’a pas d’impact sur la quantité de lumière transmise à l’intérieur d’un local. Dans la description des différents types de protection, on considérera donc la transmission lumineuse de la protection seule et non de l’ensemble vitrage + protection.

Exemple (ci-contre) : la transmission lumineuse d’un simple vitrage clair = 0,9.

Caratéristiques énergétiques

Le facteur solaire (facteur g).

La transmission lumineuse et le facteur solaire sont souvent liés dans le sens où un vitrage sélectif, par exemple, permet de réduire la transmission de la composante IR du rayonnement solaire au prix du placement d’une ou plusieurs couches d’oxyde métallique en surface de vitrage. Cette ou ces couches influencent la transmission lumineuse du vitrage.

Posted By : 25 Sep, 2007

Rendement d’une installation de chauffage central

Définition

Le rendement global d’une installation de chauffage central est le rapport entre les besoins réels en chauffage et la consommation annuelle :

ηglobal = besoins réels [kWh] / consommation annuelle [kWh]

Le ηglobal est donc le reflet de toutes les pertes liées à l’installation de chauffage :

ηglobal = ηproduction x ηdistribution x ηémission x ηrégulation

η_global= 100 % – % pertes de production – % pertes de distribution – % pertes d’émission – % pertes de régulation

> η_production

Au niveau de la chaudière, les pertes consistent en :

Des pertes par les fumées. L’entièreté de la chaleur contenue dans le combustible n’est pas transmise à l’eau. En effet, les fumées sont évacuées à une température relativement élevée.
Des pertes par rayonnement. Une partie de la chaleur de la flamme est transmise à des parois de la chaudière, non en contact avec de l’eau. Cette chaleur est perdue vers la chaufferie.
Des pertes à l’arrêt. En dehors des périodes de fonctionnement du brûleur, la chaudière perd sa chaleur vers la chaufferie, au travers de ses parois. De plus, si le foyer de la chaudière reste ouvert, un courant d’air refroidit le corps de la chaudière et évacue sa chaleur vers la cheminée.

> η_distribution

Lorsque des conduits de distribution d’eau chaude parcourent des locaux non chauffés (chaufferie, vide ventilé, couloir, grenier, extérieur, …), ceux-ci perdent une partie de leur chaleur et celle-ci ne peut être récupérée utilement pour le bâtiment.

Il en va de même pour les vannes, circulateurs,… situés dans des endroits ne devant pas être chauffés.

> η_émission

Une partie de la chaleur émise par les émetteurs de chaleur (radiateurs, chauffage par le sol, …) est directement perdue sans avoir pu profiter au local.

Par exemple, un radiateur placé sur une paroi extérieure rayonne directement vers cette dernière. De même, un radiateur placé en dessous d’une fenêtre augmente la température de l’air le long de cette dernière et donc accentue ses déperditions.

> η_régulation

Toute décalage (en puissance et en temps) entre la fourniture de chaleur et les besoins instantanés constitue une perte.

Par exemple, lorsque l’émission de chaleur ne se réduit pas à l’apparition du soleil dans un local.

Par exemple, l’inertie du bâtiment et de l’installation impliquent que la température intérieure ne se réduit pas instantanément lors de la mise au ralenti de l’installation. La remise en régime n’est pas, non plus instantanée, et demande d’anticiper l’occupation.

Ordre de grandeur

Type d’installation	Rendements en % (η_global = η_production x η_distribution x η_émission x η_régulation)
Type d’installation	η_production	η_distribution	η_émission	η_régulation	η_global
Très ancienne chaudière surdimensionnée ou très peu performante, longue boucle de distribution (années 60-70)	75 .. 80 %	80 .. 85 %	90 .. 95 %	85 .. 90 %	46 .. 58 %
Ancienne chaudière bien dimensionnée, courte boucle de distribution	80 .. 85 %	90 .. 95 %	95 %	90 %	62 .. 69 %
Chaudière haut rendement, courte boucle de distribution, radiateurs isolés au dos, régulation par sonde extérieure, vannes thermostatiques, … (années 90 et début 2000)	90 .. 93 %	95 %	95 .. 98 %	95 %	77 .. 82 %
Chaudière mazout à condensation actuelle, bien dimensionnée et qui condense	97 .. 98 %	95 %	95 .. 98 %	95 %	83 .. 87 %
Chaudière gaz à condensation actuelle, bien dimensionnée et qui condense	101 .. 103 %	95 %	95 .. 98 %	95 %	87 .. 91 %

Découvrez cet exemple de remplacement du système de chauffage (chauffage central à mazout) à la Maison de Repos et de Soins Ferdinand Nicolay à Stavelôot.

Posted By : 25 Sep, 2007

Régime de dimensionnement

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

Que signifie cette expression ?

Prenons l’exemple d’un radiateur :

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Posted By : 25 Sep, 2007

Acoustique et vitrage

L’indice d’affaiblissement acoustique pondéré Rw

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

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

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

Comment définir Rw ?

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

Courbe de référence ISO 717.

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

Exemple.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Exemple.

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

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

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

Posted By : 25 Sep, 2007

Qualité de l’air

Les risques d’inconfort

L’être humain passe entre 80% et 90% de son temps dans un espace intérieur clos et y respire de l’air intérieur bien souvent plus pollué que l’air extérieur.

Par exemple, si le taux de ventilation d’une salle de réunion est insuffisant, l’air y est rapidement vicié par de multiples agents. En effet, le gaz carbonique (CO₂) produit par les occupants, les micro-organismes et matières odorantes dont ils sont porteurs,… maintiennent chaque personne dans une ambiance de plus en plus malsaine : la respiration est moins active, une fatigue prématurée apparaît. Le risque de contamination augmente, …

L’homme au repos ne consomme qu’environ 0,5 m³ d’air par heure pour respirer. Selon le type d’activité, ce taux peut atteindre 5 m³/h, alors que pour rencontrer le niveau de qualité requis, le taux de ventilation d’un local doit être au minimum de 22 m³/h par personne.

Les diverses substances de contamination et de pollution sont d’ordre biologique (germes pathogènes, pollens, spores), physique (particules radioactives, les poussières) ou chimique (composés organiques volatiles, matières odorantes, le gaz carbonique, fumée de tabac).

Certaines de ces substances peuvent être détectées immédiatement, d’autres ne sont pas décelables par les sens, même lorsque leur concentration dépasse la limite admissible.

À courte durée d’exposition, ces polluants peuvent provoquer irritations, nausées, maux de tête, … Mais à longue durée d’exposition, ils peuvent entrainer des pathologies plus graves et aller jusqu’au développement de certains cancers. En plus, actuellement, les effets combinés de ces polluants sont très peu connus.

La qualité de l’air intérieur est influencée principalement par :

L’environnement extérieur
Les matériaux de construction : revêtements, installations techniques, …
L’occupation du bâtiment : respiration, entretien, …
Le mobilier et les appareils électroménagers

En outre, le manque de ventilation et l’humidité, augmente le risque et la contamination biologique de l’air des espace intérieur.

Les polluants

Germes pathogènes

Le rassemblement d’un grand nombre de personnes dans un même local, réunies à une faible distance les unes des autres, augmente la possibilité d’une contamination par la densité de dispersion des facteurs de maladie. Il s’agit de micro-organismes comme les bactéries et les virus.

Allergènes

Certains pollens et spores de champignons peuvent provoquer des réactions de type allergique, des irritations et même de l’asthme, même chez des personnes peu sensibles. S’il est difficile d’échapper aux pollens (sauf filtration de l’air fourni), un mode constructif adéquat et une bonne ventilation doivent permettre d’éviter toute présence de champignons dans les bâtiments. Les acariens, blattes et moisissures peuvent aussi proliférer dans un bâtiment sous certaines conditions favorables. Ils sont également responsables de maladies allergiques chez les occupants.

Radon

Le radon est un gaz naturel inerte et radioactif, dépourvu d’odeur, de couleur ou de gout. Des concentrations trop importantes peuvent se rencontrer dans les bâtiments. Elles sont surtout dues à une forte radioactivité du sous-sol en certains endroits et principalement au sud du sillon Sambre et Meuse. Elles sont aussi présentes en doses plus faibles dans des matériaux à base de schiste. Il est toxique pour la santé et serait responsable de 9% des décès européens par cancer pulmonaire ce qui correspond à peu près au niveau du tabagisme passif.

Poussières

Il est important d’éviter l’empoussiérage des locaux. La mise en suspension des poussières est d’autant plus facile que l’air est plus sec : cette situation se produit en période de chauffe. Elles ont pour conséquence principale une irritation des voies respiratoires. Dans le cas de poussières d’asbeste, leur inhalation peut provoquer un cancer.

Composés organiques volatiles

L’utilisation et le stockage de matériaux organiques dans la construction et le mobilier, d’aérosols et produits de bricolage (colles, vernis, solvants, peintures,…) augmentent la concentration dans l’air des produits organiques nuisibles: le formaldéhyde contenu notamment dans certains panneaux d’aggloméré en est un exemple. En général, on ne connaît que peu de choses au sujet des caractéristiques d’émission et des effets sur la santé de ces matériaux. Il est donc difficile d’établir des valeurs seuils et des débits de ventilation adéquats. En outre, la source de ces substances étant en grande partie constituée de mobiliers et traitements de finition des surfaces, il est difficile d’en faire une estimation a priori. Enfin, il est probable que des effets de cocktails se produisent entre ces substances modifiant sensiblement leurs impacts sanitaires. Toutefois, ils sont suspectés de favoriser les allergies et l’asthme et d’avoir des effets irritant. Peu de composes de cette famille, à l’exception du formaldéhyde et du benzène qui à long terme sont cancérigènes, ont fait l’objet d’études importantes.

Matières odorantes

Les matières gazeuses odorantes provenant des cuisines, lieux d’aisance, locaux à forte densité d’occupation, vêtements,… sont des particules organiques complexes et particulièrement désagréables. Les odeurs sont surtout détectées par les personnes entrant dans un local : en effet, dans certaines limites, l’occupant s’accoutume aux odeurs.

Gaz carbonique

En respirant, chaque individu produit du gaz carbonique (CO₂). L’homme au repos rejette dans le local environ 20 litres/h de gaz carbonique pour 500 litres/h d’air expiré.

La concentration normale en CO₂ est de 300 ppm. A proprement parler, le gaz carbonique n’est pas dangereux pour la santé tant que sa teneur dans l’air ne dépasse pas 5 000 à 6 000 ppm. Une augmentation de CO₂ expiré correspond à une diminution de la teneur en oxygène (O₂) de l’air mais ceci n’a aucune conséquence sur le niveau d’oxygène nécessaire aux besoins respiratoires. Toutefois, un tel niveau réduit l’approvisionnement en oxygène du sang ce qui contribue à diminuer la concentration dans un premier temps et à l’apparition de maux de tête ensuite.

Le CO₂ est avant tout considéré comme un traceur des polluants humains. En effet, si on sent que l’air d’un local où il règne une teneur en CO₂ de 1 500 ppm n’est pas « frais », cela est dû aux autres effluents humains dont l’émission est parallèle à l’émission de CO₂.

Le monoxyde de carbone

Le monoxyde de carbone ou CO est un gaz inodore et incolore produit lors d’une combustion incomplète. Si l’appareil de combustion (chauffe-bains, poêles, chaudières, convecteurs à pétrole…) ou la chaufferie n’est pas correctement ventilée (par exemple si le conduit des fumées ou les grilles d’aération sont obturés ou que l’appareil est mal entretenu ou vétuste), le CO se retrouve dans l’air intérieur du bâtiment. Une fois respiré, il remplace l’oxygène transporté dans le sang et provoque une carence en oxygène qui peut aller jusqu’à la mort.

Les oxydes d’azotes

Les oxydes d’azote (NO_x) sont des gaz provenant de la combustion fossile, ils peuvent entrainer des irritations des voies respiratoires. C’est un facteur aggravant pour les personnes sensibles.

Fumée de tabac

Bien qu’il est interdit de fumer dans les lieux publics fermés depuis le 1er juillet 2011 en Belgique, la fumée de tabac reste encore un polluant de l’air courant. Elle a les caractéristiques d’une matière odorante et des poussières dues aux particules imbrûlées du tabac. Les fumées de tabac contiennent, entre autres, des goudrons, responsables des cancers, et du monoxyde de carbone. Les conséquences d’une ambiance enfumée sont l’irritation des voies respiratoires et des yeux ainsi que le risque d’apparition de maladies des poumons et du pharynx (asthme, infections,…).

Humidité

La vapeur d’eau n’est pas un polluant en soi mais l’humidité relative va jouer un rôle aggravant dans la qualité de l’air. En effet, plus l’air est sec, plus les irritations respiratoires seront favorisées et au contraire, plus l’air est humide, plus le développement des allergènes, moisissures et acariens sera favorisé.

Les teneurs admissibles

Le radon

La Belgique s’aligne sur les recommandations européennes en fixant la concentration maximale admissible pour le radon à 400 Bq/m³ d’air. À partir de cette valeur, il est conseillé d’agir. Dans le cas des nouvelles construction, la valeur ne doit pas dépasser les 200 Bq/m³ d’air.

Le formaldéhyde

La concentration maximale admissible est de 0,125 mg/m³ d’air pour le formaldéhyde.

Les matières odorantes

Pour les matières odorantes, il est pratiquement impossible d’en faire une évaluation et d’établir des valeurs limites : elles sont surtout détectées par des personnes entrant dans un local. Pour savoir si un bouquet d’odeurs est admissible, il faut aussi considérer la destination du local et la durée d’occupation. Dans les locaux scolaires, par exemple, occupés plusieurs heures par jour pendant de nombreuses années à un âge décisif pour le développement des individus, il faut prendre des mesures plus sévères que dans des locaux occupés occasionnellement. Dans le cas particulier de la présence d’odeurs corporelles, la concentration en gaz carbonique (CO₂) est un indicateur fiable. En effet, sa production est quasi proportionnelle à la production des odeurs corporelles.

Le CO₂

On distingue déjà l’air vicié d’un local de l’air extérieur « frais » quand la teneur en CO₂ s’élève à 0,15 % en volume (ou 1 500 ppm). La limite maximale dictée par l’annexe C3 de la PEB est de 1 000 ppm. Cette valeur sert de base pour définir les taux de ventilation des locaux.

Pour les lieux de travail, l’Arrêté royal du 10 octobre 2012 (modifié par celui du 25 mars 2016) concernant les exigences de base générales demande de ne pas dépasser une concentration de CO₂ de 800 ppm.

Les germes pathogènes, poussières d’asbeste et fumée de tabac

Concernant les germes pathogènes, les poussières d’asbeste (amiante) et la fumée de tabac, aucune présence de ces substances n’est admise, en principe, dans les locaux de travail.

Les taux de renouvellement d’air

Il existe une relation entre le débit d’air frais et le pourcentage prévisible de personnes insatisfaites (PPD) par la qualité de l’air ambiant. Le graphe ci-après donne ce pourcentage en fonction du volume d’air de ventilation en m³/h et par occupant.

Une concentration de CO₂ maximale de 0,15 % (ou 1 500 ppm) en volume correspond à un renouvellement d’air de 20 m³/h par personne, soit un pourcentage prévisible d’insatisfaits de près de 25 %. Les normes internationales suggèrent de n’admettre que 20 % maximum de personnes insatisfaites, ce qui correspond à un renouvellement d’air de 30 m³/h par personne.

Dans des locaux à usage particulier, ces valeurs de référence peuvent être différentes : par exemple dans une chambre d’hôpital, pour limiter les risques de contamination, il faut prendre un renouvellement d’air de 50 m³/h par personne. Par ailleurs, lorsqu’il est permis de fumer, il faut au minimum doubler les taux de renouvellement d’air proposés.

Le Règlement Général pour la Protection du Travail (RGPT) dans son article 56 du titre II, imposait une introduction d’air neuf et une évacuation d’air vicié de 30 m³/h et par travailleur présent dans le local (pour un volume minimum du local de 10 m^³par personne). Aujourd’hui, l’Arrêté royal fixant les exigences de base générales auxquelles les lieux de travail doivent répondre et qui remplace en partie le RGPT garde cette même imposition

La norme belge NBN B 62-003 003 (qui devrait, à terme, être remplacée par la norme européenne NBN EN 12831 (2003)) portant sur le « calcul des déperditions calorifiques des bâtiments » envisage des renouvellements d’air de 10 m³/h et par personne dans les locaux où l’on ne fume pas et de 20 m³/h et par personne dans les locaux où l’on fume. Cette ancienne norme focalisée sur le dimensionnement des installations en chauffage est donc en contradiction avec celles traitant explicitement de la qualité des ambiances. Ces valeurs ne doivent donc pas être prises comme référence.

Norme européenne EN 13779

La norme européenne EN 13779 (Ventilation dans les bâtiments non-résidentiels – Exigences de performances pour les systèmes de ventilation et de conditionnement d’air, 2007) propose différentes classes en fonction de la qualité de l’air souhaitée.

L’annexe C3 de la PEB impose, quant à elle, au minimum une classe de qualité INT3 (qualité d’air intérieur modéré).

Ces débits sont relatifs à des locaux dont la pollution principale est d’origine humaine. Dans le cas contraire, des débits différents peuvent être appliqués. Ce peut être le cas, par exemple, en présence de photocopieurs ou d’imprimantes laser, grands émetteurs de polluants.

Posted By : 25 Sep, 2007

Comportement au feu des matériaux

La classification

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

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

Les prescriptions

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

Dans certains cas, ces précautions sont obligatoires.

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

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

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

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

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

Certains bâtiments ne sont soumis à aucune exigence.

Il s’agit :

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

Les membranes bitumineuses

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

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

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

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

Les membranes synthétiques

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

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

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

Le PVC a un comportement satisfaisant au feu.

Les supports

Extrait de la NIT 215 du CSTC.

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

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

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

Posted By : 25 Sep, 2007

Rendement d’une chaudière

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

Rendement nominal ou rendement utile

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

η_utile= P_u/ P_a

où,

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

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

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

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

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

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

En pratique, on utilise souvent la forme :

η_utile= η_comb– %q_r

où,

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

Pertes par les fumées et rendement de combustion

Les pertes par les fumées proviennent

De la chaleur sensible contenue dans les fumées qui sont nettement plus chaudes que l’air aspiré dans la chaufferie.
De la chaleur latente, si la vapeur d’eau contenue dans les fumées n’est pas entièrement condensée. Cette perte est prise en compte dans le rendement chiffré si on compare l’énergie fournie au Pouvoir Calorifique Supérieur.
Des imbrûlés issus d’un mauvais mélange entre l’air et le combustible, provoquant la production de CO au lieu de CO₂ (la chaleur dégagée est alors inférieure à celle fournie par une combustion complète).

Le rendement de combustion se définit comme :

η_comb= (P_a– Pertes fumées) / P_a

où,

Pa = puissance contenue dans le combustible = débit de combustible x PCI (ou PCS)

Le rendement de combustion est le plus souvent calculé par rapport au pouvoir calorifique inférieur (PCI) du combustible. Il en résulte des rendements souvent supérieurs à 100 % pour les chaudières à condensation.
Le rendement de combustion est l’image de la qualité de la combustion et de l’échange entre thermique entre les fumées et le fluide caloporteur.
En pratique, on exprime souvent le rendement de combustion par la formule de Siegert :

η_comb= 100 – f x (T_fumées– T_amb) / %CO₂

où :

Tfumées = la température des fumées à la sortie de la chaudière [°C]
Tamb = température ambiante de la chaufferie [°C]
%CO2 = la teneur en CO2 des fumées [%]
f = facteur dépendant principalement du type de combustible (mazout : f = .. 0,57 ..; gaz naturel : f = .. 0,47 ..)

On relève les deux éléments clés de cette formule

La température des fumées. Plus celle-ci est élevée, plus il y a de perte de chaleur vers la cheminée, et moins bon est l’échange entre l’eau et les fumées.
Le pourcentage de CO2 contenu dans les fumées qui symbolise la transformation complète du combustible.

Evolution du contenu des fumées avec l’excès d’air [%] de combustion.

Pertes par l’ambiance

Les pertes vers l’ambiance proviennent de l’échange thermique par rayonnement et convection entre la chaudière et son environnement. Ces pertes proviennent d’une part de la masse d’eau chaude présente dans la chaudière et d’autre part des parties non irriguées de la chaudière qui s’échauffent directement sous le rayonnement de la flamme. On parle dans ce dernier cas de pertes par parois sèches.
Les pertes par l’ambiance sont fonction notamment de la température moyenne de l’eau dans la chaudière, de la configuration de cette dernière et de son degré d’isolation (attention aux surfaces non isolées telles que les portes ou le socle). Elles sont donc en partie dépendantes de la vétusté de la chaudière et de sa régulation.

Chaudière au charbon convertie au fuel.
Chaudière gaz atmosphérique.
Chaudière fuel ou gaz à brûleur pulsé.

Pertes vers l’ambiance totales (pertes par parois sèches + pertes par parois irriguées) des anciennes chaudières lorsque le brûleur est en action, en pourcentage de la puissance de la chaudière.

Source : le Recknagel.

Rendement saisonnier

Le rendement saisonnier η_sais est le rapport entre l’énergie totale transmise à l’eau de chauffage durant toute la saison de chauffe Q_u et l’énergie contenue dans le combustible consommé durant cette période Q_a:

η_sais= Q_u/ Q_a

C’est ce rendement qui permet de chiffrer les performances globales de la chaudière. La consommation en combustible est directement à celui-ci.

Pertes à l’arrêt

La puissance des chaudières étant dimensionnée pour des températures extérieures extrêmes, celles-ci fonctionneront la plupart du temps à charge partielle. Dans ce cas, le brûleur, à l’exception des brûleurs modulants, alternera les périodes de fonctionnement et les périodes d’arrêt, de manière à obtenir la puissance moyenne nécessaire.
Le rendement nominal ne représentant que les performances de la chaudière durant le fonctionnement du brûleur, il importe d’introduire la notion de rendement saisonnier qui prendra également en compte les pertes de la chaudière durant les périodes d’arrêt de ce dernier.
Lorsque le brûleur est à l’arrêt, la chaudière conserve une certaine température. Dès lors, elle échangera de la chaleur :

Par rayonnement et convection, avec l’ambiance de la chaufferie (on peut la considérer comme un gros radiateur). Remarquons que cette perte est inférieure aux pertes vers l’ambiance décrites ci-dessus. En effet lorsque le brûleur est en fonctionnement, certaines parties de la chaudière non en contact avec l’eau, s’échauffent par le rayonnement de la flamme (porte, le bas de la chaudière s’il n’est pas irrigué, …), ce qui augmente les pertes totales vers l’ambiance..
Par convection interne vers la cheminée. On parle de pertes par balayage. En effet, si l’amenée d’air du brûleur reste ouverte à l’arrêt (brûleur à air pulsé gaz ou fuel sans clapet d’air automatique ou brûleur gaz atmosphérique), l’intérieur chaud de la chaudière est en permanence parcouru par un courant d’air qui évacue sa chaleur vers la cheminée par tirage naturel.

Pertes à l’arrêt d’une chaudière.

Ces deux types de perte constituent les pertes à l’arrêt ou d’entretien de la chaudière. Les pertes d’entretien d’une chaudière s’expriment au travers d’un pourcentage de la puissance nominale de la chaudière : le coefficient d’entretien ou de pertes à l’arrêt q_E:

Pertes à l’arrêt [kW] = q_Ex Puissance nominale chaudière [kW]

Le coefficient qE d’une chaudière est repris dans sa documentation technique en fonction de sa température de fonctionnement.
qE varie en fonction de cette température, approximativement, suivant la formule :

qE2 = qE1 x ( (T_chau 2– T_amb) / (T_chau 1– T_amb) ) ^1,25

où,

qE2, qE1 = les coefficients de perte à l’arrêt pour une température d’eau de chaudière respectivement de Tchau 2 et Tchau 1 et une température de chaufferie de Tamb.

Expression du rendement saisonnier

On peut exprimer le rendement saisonnier d’une chaudière par la formule de Dittrich :

η_sais= η_utile/ (1 + q_Ex (n_T/n_B– 1))

où,

ηutile = rendement utile (quand le brûleur fonctionne)
nT = nombre total d’heures de la saison de chauffe [h] (environ 5 800 heures en moyenne Belgique et environ 6 500 heures dans l »entre Sambre et Meuse » et en haute Belgique)
nB = nombre d’heures de fonctionnement du brûleur durant l’année [h]
nB/nT = temps de fonctionnement du brûleur / temps d’utilisation de la chaudière, est aussi appelé facteur de charge de la chaudière

Facteurs d’influence du rendement saisonnier

Le rendement saisonnier augmente :

quand le réglage de la combustion est optimal (augmentation du rendement de combustion),
quand la température de l’eau diminue (augmentation de l’échange entre les fumées et l’eau et diminution des pertes à l’arrêt),
quand la puissance du brûleur est la plus proche possible des besoins (augmentation du facteur de charge et diminution des temps d’arrêt de la chaudière), c’est-à-dire, en ne surdimensionnant pas le brûleur, en utilisant un brûleur 2 allures ou modulant).

Par exemple, un brûleur modulant (gaz ou fuel) qui pourrait faire varier sa puissance entre 0 et 100 % (matériel n’existant pas sur le marché), fonctionnerait en permanence, supprimant ainsi les temps d’attente de la chaudière. Le facteur de charge de la chaudière serait égal à 1 et le rendement saisonnier serait égal au rendement utile, c’est-à-dire quasi égal au rendement de combustion (aux pertes vers l’ambiance près).

Exemple.

Une ancienne chaudière de 500 kW équipée d’un brûleur d’une puissance de 450 kW a un rendement de combustion mesuré de 88,7 %.

Ses pertes vers l’ambiance sont estimées à 1 %.

Son brûleur n’est pas équipé d’un clapet d’air se refermant à l’arrêt. Ses

pertes à l’arrêt sont estimées à 2 % (1,5 % pour les pertes par balayage et 0,5 % pour les pertes vers la chaufferie).

La consommation du bâtiment est de 39 000 litres de fuel par an. Le temps de fonctionnement du brûleur est donc de :

39 000 [litres/an] x 10 [kWh/litre] / 450 [kW] = 867 [h/an]

pour une saison de chauffe de 5 800 h/an.Le rendement saisonnier de cette chaudière est donc estimé à :

η_sais= (88,7 [%] – 1 [%]) / (1 + 0,02 x
(5 800 [h/an] / 867 [h/an] – 1)) = 78,7 [%]

Si on rénovait l’installation en l’équipant d’une chaudière moderne redimensionnée de 250 kW. Les pertes à l’arrêt de la nouvelle chaudière sont de 0,2 %. Le rendement utile annoncé par le constructeur est de 93 %.

Comme la puissance de la chaudière a été divisée par 1,8, le temps de fonctionnement sera augmenté dans la même proportion :

n_B= 867 [h/an] x 1,8 = 1 560 [h/an]

Le rendement saisonnier de cette chaudière sera donc estimé à :

η_sais= (93 [%]) / (1 + 0,002 x (5 800 [h/an] /
1 560 [h/an] – 1)) = 92,5 [%]

Grâce à cette rénovation, la consommation énergétique sera abaissée à :

39 000 [litres/an] / 92,5 [%] x 78,7 [%] = 33 181 [litres/an]

Calculs	Pour estimer le rendement saisonnier de votre propre installation (sur base du climat moyen d’Uccle), cliquez ici !
Calculs	Pour estimer le rendement saisonnier de votre propre installation (sur base du climat moyen de St Hubert), cliquez ici !

Pertes au démarrage et à l’arrêt du brûleur

Attention, la mesure du rendement de combustion ne prend en compte la qualité de combustion que lorsque le brûleur est en régime. Elle néglige les pertes qui apparaissent lors de l’allumage et de l’arrêt du brûleur.
Dans la pratique et, même avec un brûleur le plus finement réglé, il est impossible d’éviter, à certains moments, la formation de CO, d’imbrûlés et d’émissions polluantes comme les NO_x. Ces derniers sont évidemment toxiques et leur formation diminue légèrement le rendement de combustion moyen et accélère l’encrassement de la chaudière.
Ils apparaissent inévitablement au démarrage et à l’arrêt du brûleur. Au démarrage, par exemple, on injecte du combustible qui doit s’enflammer. Les premières gouttes ne pourront le faire correctement car elles ne se trouveront pas dans les conditions idéales de mélange et de température. Un phénomène semblable se déroule à l’arrêt pour les dernières gouttes injectées.
Il est difficile de chiffrer les pertes et les émissions polluantes complémentaires que cela engendre. Il faut cependant avoir en tête celles-ci seront d’autant plus importantes que le nombre de cycles de marche/arrêt des brûleurs est élevé.

Posted By : 25 Sep, 2007

Aéraulique

À quoi sert un ventilateur ? Notion de perte de charge

Un ventilateur fournit à l’air l’énergie nécessaire pour se déplacer d’un point à un autre (le plus souvent au travers de conduits) en lui imprimant une certaine vitesse.

L’énergie contenue dans un petit volume d’air « V » (de masse « m ») comprend :

l’énergie potentielle due à la gravité : mgh,
l’énergie cinétique due à la vitesse « v » de l’air : mv²/2,
l’énergie de pression due à la pression interne « p » de l’air : pV.

On peut également exprimer ces 3 termes sous forme d’une somme de pressions, constituant la pression totale du petit volume d’air :

la pression liée au poids de la colonne d’air : ρgh,
la pression dynamique liée à la vitesse de l’air : ρv²/2,
la pression statique liée à la pression interne de l’air : p.

Le premier terme étant négligé, on peut exprimer que la pression totale d’un petit volume d’air en mouvement est égale à sa pression dynamique plus sa pression statique.

Le ventilateur fournit donc l’énergie nécessaire pour compenser la différence de pression totale de l’air entre la prise extérieur et la bouche de pulsion (ou dans le sens inverse dans le cas d’une extraction) ; c’est-à-dire, pour mettre l’air en vitesse dans le conduit et vaincre les pertes par frottement dans celui-ci. Cette différence de pression totale est appelée « hauteur manométrique » du ventilateur. La perte de pression totale liée à la résistance du réseau de distribution à l’écoulement d’un débit d’air donné est appelée, quant à elle, « perte de charge » du réseau.

Courbe caractéristique du réseau de distribution

La résistance du réseau de distribution dépend d’une part de sa configuration (longueur et forme des conduits, changements de direction, obstacles comme les registres, les batteries, les filtres, …) et d’autre part de la vitesse de l’air qui y circule. En effet, la résistance, ou autrement dit les pertes de charge, représente le frottement de l’air dans les conduits. Ce dernier augmente avec la vitesse de l’air.

Pour chaque type de circuit, on peut ainsi tracer une courbe qui représente la perte de charge en fonction du débit d’air, image de la vitesse.

Schéma perte de charge en fonction du débit d'air

Point de fonctionnement

Si l’on branche un ventilateur sur un circuit de ventilation, il stabilisera son débit à une valeur pour laquelle la pression qu’il fournit équivaut à la résistance du circuit. Ce point est le seul point de fonctionnement possible. Il correspond à l’intersection des courbes caractéristiques du ventilateur et du circuit. Il définit la hauteur manométrique et le débit fournis par le ventilateur lorsque, fonctionnant à une vitesse donnée, il est raccordé au réseau considéré.

Posted By : 25 Sep, 2007

Charges thermiques internes pour les commerces

L’apport des occupants

L’homme apporte chaleur sensible (par notre corps à 37 °C) et chaleur latente (par notre production de vapeur d’eau en respiration et transpiration).

Différentes valeurs sont données dans la littérature. La norme DIN 1946-2 (VDI-Lüftungsregeln) est intéressante dans le sens où, pour une plage de température qui correspond bien aux ambiances de zones de vente, elle donne des valeurs de chaleur sensible et latente et des apports d’eau des personnes pour des activités allant du repos au travail lourd.

DIN 1946-2 : du repos à l’activité légère
Température d’ambiance [°C]	Chaleur totale [W]	Chaleur sensible [W]	Chaleur latente [W]	Apports en eau [g/h]
18	125	100	25	35
21	120	95	25	35
22	120	90	30	40
23	120	85	35	50
24	115	75	40	60
25	115	75	40	60
26	115	70	45	65
DIN 1946-2 : activité légère à soutenue
Température d’ambiance [°C]	Chaleur totale [W]	Chaleur sensible [W]	Chaleur latente [W]	Apports en eau [g/h]
18	190	125	65	95
21	190	115	75	110
22	190	105	85	125
23	190	100	90	135
24	190	95	95	140
25	190	85	100	145
26	190	85	105	150
DIN 1946-2 : activité lourde
Température d’ambiance [°C]	Chaleur totale [W]	Chaleur sensible [W]	Chaleur latente [W]	Apports en eau [g/h]
18	270	155	115	165
21	270	140	130	185
22	270	120	150	215
23	270	115	155	225
24	270	110	160	230
25	270	105	165	240
26	270	95	175	250

En période froide

La personne présente à la caisse, pour une température de 21 °C fournit donc 95 Watts de chaleur gratuite au local. Par ailleurs, elle disperse 35 grammes d’eau dans l’ambiance chaque heure. Dans une certaine mesure, la contribution des apports des personnes dans le magasin peut être intéressante.

Par exemple, si on considère que 100 clients se trouvent présents dans une moyenne surface, on arrive, pour une activité légère (c’est le cas des clients qui se déplacent dans le magasin), à des apports de l’ordre de :

115 [W] x 100 = 11 500 [Watts]

En période chaude

La vapeur d’eau risque d’être condensée, sur la batterie froide du ventilo-convecteur ou sur l’évaporateur des meubles frigorifiques. La chaleur de condensation correspondante devra être comptabilisée dans le bilan thermique de la machine frigorifique. La chaleur de vaporisation/condensation étant de 2 500 kJ/kg environ, la correspondance est donnée pour un client évoluant dans une ambiance de 26 °C par :

(150 [g/h] x 2 500 [J/g] ) / 3 600 [s/h] = 105 [Watts]

En conclusion

La présence d’un client apporte 115 Wh, chaque heure, en diminution des besoins de chauffage d’hiver dans un magasin à 21 °C.

Le même client (fidélité oblige) augmente de 190 Wh, chaque heure, les besoins de refroidissement d’une zone de vente climatisé par la présence de froid alimentaire, dans un magasin maintenu à 26 °C.

L’apport des équipements par usage

Si la consommation des nouveaux appareils d’éclairage a été fortement réduite ces dernières années, par contre, celle due à la prolifération des équipements par usage a augmenté de manière spectaculaire.

La quantité totale de chaleur libérée par ce type d’équipement est déterminée par l’utilisation/allumage de l’équipement. Les charges moyennes réelles dépendent de la configuration et de l’occupation des zones de vente. Des campagnes de mesure dans certains magasins ont montré la contribution de ces apports internes à l’augmentation des consommations de climatisation ou de froid alimentaire.

La cuisson rapide, par exemple, s’est fortement développée que ce soit dans les commerces de détail comme dans les grandes et les moyennes surfaces.

Les sources l’ADEME en France nous permettent d’interpréter les appels de puissance dues aux appareils se trouvant dans la zone de vente et risquant de perturber le fonctionnement des meubles frigorifiques.

Type d’usage	Puissance moyenne des usages du magasin [W]
Four de la boulangerie	20 000
Chambre de pousse de la boulangerie	300
Emballeuse boucherie	330
Etiqueteuse boucherie	15
Photomaton	100
sonorisation	35
Caisse	20
Portique anti-vol	90
…

Source : ENERTECH, « Diagnostic électrique d’un supermarché de moyenne surface, avril 2001.

Dans cette étude très détaillée, on a tenté de dégager l’impact des apports internes sur le froid alimentaire. Le graphique suivant illustre la démarche :

Profil des consommations en période chaude (source ENERTECH).

Profil des consommations en période froide (source ENERTECH).

à l’éclairage ;
à l’occupation ;
l’ouverture des portes ;
les déperditions du bâtiment;
…

Seule un essai réel dans des conditions identiques en combinant entre eux les différents apports internes permettrait d’identifier la contribution de chacun d’eux. C’est difficilement envisageable dans un commerce en exploitation.

Seule la simulation thermique dynamique peut nous aider.

L’apport de l’éclairage

Puissance spécifique

Pour les zones de vente des commerces, on peut atteindre des valeurs de puissance spécifique de l’ordre de 20 W/m². En effet, les niveaux d’éclairement sont assez élevés et frôlent les 1 000 lux. En effet, les commerçants exigent en général ce niveau d’éclairement pour :

réaliser des éclairages d’accentuation;
de compenser l’atténuation du niveau d’éclairement dû à la hauteur assez importante des zones de vente.

Éclairage général : de l’ordre de 20 W/m²

Éclairage asymétrique permettant d’éclairer de manière uniforme les rayonnages verticaux. L’éclairage général est tenu à bonne distance des meubles frigorifiques afin d’éviter que la chaleur qu’il dégage n’entre pas en ligne de compte dans le bilan énergétique des frigos. Il faut néanmoins se méfier, car indirectement à travers l’induction du rideau d’air des meubles frigorifiques ouverts (par exemple), les luminaires s’ils sont peu performants peuvent contribuer à réchauffer la température ambiante de la zone de vente et, par conséquent, influencer l’évaporateur des meubles.

Éclairage d’accentuation : 20 à 50 W/m²

L’éclairage d’accentuation ne fait pas bon ménage avec les meubles frigorifiques pour la simple raison qu’il est en général près ou fait partie intégrante des meubles et communique directement sa chaleur.

Gestion de l’éclairage

Le nombre d’heures d’utilisation de l’éclairage dépend de son mode de gestion.

Avec une gestion centralisée de l’éclairage, le nombre d’heures d’utilisation maximum est atteint : l’éclairage est allumé à l’ouverture par les membres du personnel les premiers sur les lieux de travail et éteint en fin de journée par une centrale. On admet que l’éclairage est utilisé minimum 12 heures par jour, 6 jours par semaine et durant 52 semaines.

Avec une gestion par zones ou en différentiant l’éclairage de travail et celui de vente, la gestion peut être décomposée en plusieurs paliers de puissance au cours de la journée :
- - les premiers membres du personnel (réapprovisionneur, boucher, boulanger, …) utilisent uniquement l’éclairage de travail;
  - pendant les heures d’ouverture, l’éclairage maximum est allumé

Source : Dapesco (implantation Delhaize Mutsaart).

- Avec une bonne gestion individualisée ainsi qu’une liaison éclairage naturel, l’éclairage est allumé et éteint en fonction de la lumière naturelle disponible. Le système automatique éteignant l’éclairage est muni d’un retardateur.

Source : IDEA (implantation Sainsbury Greenwich).

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Adoucisseur d’eau [ECS]

L’adoucisseur échangeur d’ions

Au départ, la présence de calcaire

L’eau est un solvant très efficace ! au contact de l’atmosphère elle capte du CO₂ et devient légèrement acide (H2CO3). Par percolation au travers des sols, elle entre en contact avec la roche calcaire CaCO3, qu’elle dissout.

Le carbonate de calcium CaCO3 présent dans l’eau va précipiter sur les parois lors d’une montée en température de celle-ci.

L’adoucisseur est dès lors un appareil destiné à capter les ions Ca++ et Mg++ présents dans l’eau en les fixant sur une résine cationique. En effet, l’eau passe au travers d’une cartouche contenant des millions de petites billes de résine, chargées d’ions sodium.

Adoucisseur.

Distributeur d’eau et de solution de régénération
Résine échangeuse d’ions
Plancher à buses (crépines) avec fentes de 0,4 mm

Par exemple, il peut s’agir de la zéolithe, silicate d’Al et de Na :

Na2O . Al2O3. n SiO2. m H2O

On dira en abrégé : Na2Z

Au passage de l’eau sur cette résine, les ions calcium seront captés :

Na2Z + Ca++ –> CaZ + 2 Na+

ou encore :

Na2Z + Ca(HCO3)2 –> CaZ + 2 Na(HCO3)

De même pour les ions magnésium :

Na2Z + Mg(HCO3)2 –> MgZ + 2 Na(HCO3)

Remarque : le sel sodique produit (Na (HCO3)) passera dans l’eau mais ne contribuera pas à la dureté de l’eau; si la température augmente, il ne se dépose pas.

Régénération

Lorsque la résine est saturée en ion Ca++, il faut les éliminer et replacer les ions Na+. C’est la phase de régénération :

CaZ + 2 NaCl –> Na2Z + CaCl2

Prolifération de micro-organismes

Les échangeurs d’ions offrent, comme d’autres filtres, de bonnes conditions de prolifération aux micro-organismes en raison de l’importante surface de leurs pores internes. Si aucune mesure n’est appliquée, on constate donc souvent une augmentation de la teneur en bactéries de l’eau traitée. La prolifération microbienne peut être combattue de façon efficace par l’adjonction d’environ 1 % de résine échangeuse d’ions imprégnée d’argent.

La corrosion des eaux trop adoucies

L’eau adoucie présente une concentration en calcium proche de zéro. Dès lors, l’équilibre calco-carbonique rend l’eau très agressive (les dépôts calcaires protecteurs sont rapidement dissous). On conseille dès lors de ne pas adoucir l’eau en dessous des 15°F, soit grâce à un réglage de l’adoucisseur, soit par le placement d’un bypass qui réalise un mélange entre de l’eau traitée et de l’eau totalement adoucie.

Attention à la propreté des sels

Si des impuretés sont mélangées au sel de régénération (bacs restant ouverts…), elles pourront servir de nutriments aux bactéries et tout particulièrement à la légionelle !

Les inhibiteurs de tartre

Le principe consiste à inhiber l’entartrage plutôt qu’à éliminer le calcium, par l’injection d’un produit chimique, tel que le polyphosphate qui va se dissoudre dans l’eau et enrober chaque ion calcium d’un « manteau » d’ion phosphate. La croissance des cristaux calcaires est freinée et/ou leur adhésion est empêchée sur les parois.

Mais ce produit est avalé avec l’eau par le consommateur… le contrôle de la concentration doit être rigoureux !

De plus, les polyphosphates n’agissent plus si l’eau est trop chaude.

Le CSTB en France a réalisé récemment une étude sur ce sujet.

Les systèmes physique et/ou magnétique

L’appareil agit par effet électrique et/ou magnétique et transforme le calcium en aragonite (une variété cristalline du carbonate de calcium), plus stable et donc donnant moins lieu à des dépôts.

Certains de ces systèmes ont des effets réels mais variables en fonction de divers paramètres (température, débit, intensité électrique,….) si bien qu’il est difficile de prévoir avec certitude le résultat de leur action dans des conditions particulières.

Pour plus d’informations sur ces différentes techniques, on consultera utilement le Cours – conférence n°51 du CSTC – « la corrosion et les tubes métalliques utilisés pour la distribution d’eau dans les bâtiments ».

Posted By : 25 Sep, 2007

Plans de coupe d’un luminaire

Pour décrire les caractéristiques photométriques d’un luminaire, les fabricants définissent différents plans « C » et angles « ϒ » suivant lesquels on peut observer un luminaire.

Plan longitudinal	Plan transversal	Plans diagonaux
C90, C270	C0, C180	C30, C45, C60

Luminaire intérieur, coupe transversale et longitudinale.

Posted By : 25 Sep, 2007

Puissance active et puissance réactive

KW ou kWh ?

Le kW (kilo-Watt) est une unité de puissance, le kWh (kilo-Watt-heure) est une unité de travail ou d’énergie.

On dira d’une lampe qui développe une puissance lumineuse de 60 Watts, qu’elle est moins puissante qu’une lampe de 100 watts.

Mais on dira également que sa consommation en 24 heures est de :

60 W x 24 h = 1440 Wh = 1,44 kWh

On traduit là l’énergie consommée pendant un temps donné.

D’une manière générale,

Énergie = Travail = Consommation

Énergie = Puissance x Temps

De même,

Puissance = Énergie / Temps

Exemple

Chauffer 100 litres d’eau de 0 à 100 °C demande 11,6 kWh d’énergie calorifique. Cette quantité est indépendante du temps.

Mais chauffer cette eau en 1 heure demandera moins de puissance que si le chauffage doit être réalisé dans un préparateur d’eau chaude en 6 minutes :

dans le 1^er cas : Puissance = 11,6 kWh / 1 h = 11,6 kW
dans le 2^e cas : Puissance = 11,6 kWh / 0,1 h = 116 kW !

Puissance active et cos phi

Dans les circuits à courant continu, l’expression de la puissance électrique est très simple :

Puissance = Tension x Courant

P = U x I

1 watt = 1 volt x 1 ampère

Exemple

Une machine à café qui demande 3 ampères sous 220 volts développe une puissance de :

P = U x I = 220 x 3 = 660 watts.

Sa consommation énergétique, si elle chauffe en continu durant 2 heures, sera de :

660 x 2 = 1320 Wh = 1,32 kWh

Dans les circuits à courant alternatif, le calcul est un peu plus complexe. En alternatif, il existe trois types de récepteur : des résistances, des inductances, des condensateurs. Or, seule la résistance va effectivement développer de la puissance !

En moyenne, une inductance pure (un bobinage de moteur) ou un condensateur pur ne consomment rien au réseau, ils ne font pas tourner le disque du compteur. Et pourtant, ils appellent du courant !

On pourrait comparer cette situation à celle d’un ressort qui doit être tendu par une force oblique : la composante perpendiculaire au chemin de déplacement « F » ne produit aucun effet, aucun travail. Et pourtant, la force est bien réelle !

Lorsqu’une installation appelle 10 ampères au réseau, il ne faudra considérer dans ce courant que la composante qui est en phase avec la tension, qui agit en synchronisme avec le réseau : on parle de composante active ou de courant actif. C’est ce courant qui va développer de la puissance, encore appelée puissance « active ».

De là, la formule de la puissance en alternatif :

Puissance = Tension x Courant actif

P = U x I x cos φ

où « φ » (ou « phi ») est le déphasage du courant par rapport à la tension.

Exemple
Une lampe fluorescente est alimentée sous 220 volts alternatif. Un courant total de 0,3 ampère est mesuré. La lampe comporte un récepteur résistif, le tube lumineux, et un récepteur inductif, le ballast.

Le courant total sera déphasé de phi = 60°. Il est constitué par la somme de la composante en phase avec la tension pour le tube (I_w) et de la composante déphasée de 90° pour le ballast (I_b).

La puissance est donnée par :

P = U x I x cos phi
P = 220 x 0,3 x cos 60°
P = 220 x 0,3 x 1/2
P = 33 watts

C’est la puissance « active » développée par la lampe.

Le facteur « cos phi » s’appelle « facteur de puissance« . Il est indiqué sur la plaquette électrique de la plupart des machines électriques.

Puissance réactive

La puissance réactive n’a de puissance… que le nom !

En fait, la seule puissance au sens mécanique du terme (l’expression d’un travail réalisé dans un temps donné), c’est la puissance active qui la fournit.

La puissance réactive Q est définie par analogie à la puissance active P :

Q = U x I x sin j

Elle s’exprime en VAr ou VAR, abréviation de « volt-ampère-réactif ».

Son intérêt provient du fait qu’elle permet d’évaluer l’importance des récepteurs inductifs (moteurs, lampes fluorescentes, ….) et des récepteurs capacitifs (condensateurs, …) dans l’installation.

Les compteurs récemment installés vont d’ailleurs enregistrer distinctement la puissance réactive inductive et la puissance réactive capacitive.

Exemple

Une lampe fluorescente est alimentée sous 220 volts en alternatif. Un courant total de 0,3 ampère est mesuré. La lampe comporte un récepteur résistif, le tube lumineux, et un récepteur inductif, le ballast.

Le courant total sera déphasé de phi = 60° . Il est constitué par la somme de la composante en phase avec la tension pour le tube (I_w) et de la composante déphasée de 90° pour le ballast (I_b).

La puissance réactive est donnée par :

Q = U x I x sin phi
Q = 220 x 0,3 x sin 60°
Q = 220 x 0,3 x 0.87
Q = 220 x 0,26
Q = 57 VARs

De même, l’énergie réactive est exprimée par le produit de la puissance réactive et du temps. Ainsi, le fonctionnement de la lampe durant 3 heures entraînera :

En. réactive = Q x T = 57 VAR x 3 h = 171 VARh

Si un condensateur est placé en parallèle sur l’installation, et qu’il est dimensionné de telle sorte qu’il appelle un courant exactement égal à celui du ballast, alors :

Le courant capacitif est en opposition de phase par rapport au courant inductif (le courant capacitif est 90° en avance et le courant inductif est 90° en retard sur la tension) –> leur somme est nulle.
Le courant total est équivalent au courant résistif dans le tube; il vaut donc 0,15 ampère.
Avant le placement du condensateur :
- courant total = 0,3 ampère
- puissance active = U x I x cos phi = 220 x 0,3 x cos 60° = 33 watts
- puissance réactive = U x I x sin phi = 220 x 0,3 x sin 60° = 57 VARs.

Après le placement du condensateur :
- courant total = 0,15 ampère
- puissance active = U x I x cos phi = 220 x 0,15 x cos 0° = 33 watts
- puis. réactive inductive = U x I_b x sin phi = 220 x 0,26 x sin (-90°) = -57 VARs
- puis. réactive capacitive = U x I_c x sin phi = 220 x 0,26 x sin 90° = 57 VARs

puissance réactive totale = U x I x sin phi = 220 x 0,15 x sin 0° = 0 VARs

Conclusions

Le placement du condensateur a permis de diminuer le courant, sans modifier la consommation d’énergie du circuit ! Le condensateur a redressé le cos phi de l’installation, c’est un « condensateur de compensation ».

Puissance apparente

Le produit de la tension par le courant s’appelle puissance apparente.

Puissance apparente = S = U x I

Elle est exprimée en VA (volt-ampère)

Cette grandeur a peu de signification physique. Elle n’exprime en aucune façon la puissance développée par un circuit alternatif ( = puissance active). Elle a la même expression que celle de la puissance développée par un circuit continu, de là, le terme de puissance « apparente ».

Quand est-elle utilisée ?

La puissance apparente est utilisée pour quantifier la capacité de puissance d’un transformateur.

Par exemple, un transformateur qui peut délivrer 1 000 ampères sous 220 volts sera appelé un transfo de 220 kVA (kilo-volt-ampères). Il se peut que ce transfo débite 220 kW, … si le cos phi de l’installation vaut 1, si l’installation est globalement purement résistive. Mais si l’installation présente un facteur de puissance de 0,8, la puissance développée par le transfo sera de 220 x 1 000 x 0,8 = 176 kW.

Le fournisseur ne peut présager des caractéristiques de l’installation de son client : il annoncera donc un transfo de 220 kVA !

A signaler enfin que cette caractéristique ne présage pas des tensions d’utilisation entrée – sortie. Par exemple, 220 kVA, cela peut-être

au primaire, 100 000 volts et 2,2 ampères,
au secondaire, 220 volts et 1 000 ampères.

Pointe Quart-horaire

Dans la tarification Haute Tension, le distributeur souhaite rémunérer l’investissement matériel qu’il a consenti pour fournir à son client l’énergie demandée.

Le client A qui consomme 1 000 kWh, à raison de 1 000 kW durant 1 heure, sera plus difficile à satisfaire que le client B qui consomme 1 000 kWh à raison d’1 kW durant 1 000 heures !

Le distributeur va donc mesurer la puissance maximale appelée par l’installation durant le mois de facturation, pour lui en imputer le coût.

On pourrait penser que c’est la pointe maximale du mois qui va être retenue… Non ! En réalité, le compteur va enregistrer les consommations tous les 1/4 d’heures. En divisant l’énergie consommée par le temps écoulé (15 minutes), il va déterminer la puissance moyenne appelée durant ce 1/4 d’heure. C’est le maximum de ces puissances moyennes qui servira de base à la facturation. C’est la pointe 1/4 horaire du mois !

kW = kWh max en 15 minutes / 15 minutes

Exemples.

Une résistance chauffante de 2 kW fonctionne en continu près de la secrétaire : l’impact sur la pointe 1/4 horaire mensuelle est de 2 kW.
Un ascenseur de 20 kW est appelé 3 fois dans le 1/4 d’heure, pour une utilisation de 1 minute : son impact sur la pointe est de 20 x 3 x 1 / 15 = 4 kW (c’est sa puissance moyenne dans le 1/4 d’heure).
Une secrétaire est dans son bureau. La seule consommation électrique à cet instant est l’éclairage (240 W). À un moment donné, elle allume son ordinateur (300 W). Cela se passe 5′ après l’impulsion de changement de 1/4 d’heure d’Electrabel. 5′ plus tard, elle allume en plus sa « chauferette » électrique (1 200W). L’énergie demandée par les activités de la secrétaire sur 15′ est 210 Wh. Son impact sur la pointe 1/4 horaire mensuelle est de 840 W.

Attention !, … il suffit d’une fois sur le mois…

Dans un hôpital de Namur, la société de maintenance effectuait les essais des machines frigorifiques une fois par mois, lors de la pointe du matin, au moment où la cuisine « tire » un maximum… Il a suffit de décider de faire les essais l’après-midi pour diminuer sensiblement la facture !

Posted By : 25 Sep, 2007

Désordres thermiques

Qu’est-ce qu’un désordre thermique ?

Sous l’effet de la chaleur, les matériaux utilisés dans les bâtiments se dilatent. En se refroidissant, ils se contractent.

L’ importance de la dilatation est proportionnelle à la température et varie d’un matériau à l’autre.

Si le matériau peut se dilater librement, il n’entraînera pas de contraintes internes dans les éléments constitutifs du bâtiment.

Dans le cas contraire, et lorsque les variations de température sont importantes, lorsque les différences de températures entre éléments constitutifs sont importantes, ou lorsque les coefficients de dilatation varient fortement d’un matériau à l’autre, des contraintes excessives amèneront des désordres, sous forme de déformation ou de rupture.

La rupture ou la déformation peuvent apparaître :

soit dans le matériau lui-même,
soit au joint avec un autre matériau,
soit aussi dans un élément voisin dont la résistance mécanique est plus faible.

Coefficients de dilatation thermique des matériaux.

Le cas des toitures plates

Un toit plat sans isolation thermique est déjà fortement sollicité par les variations de la température en sa partie supérieure. Les tensions thermiques sont cependant tempérées par la chaleur provenant de l’intérieur du bâtiment.

Si la toiture est isolée, et que l’isolant est correctement placé sur la face extérieure de la toiture (toiture chaude ou toiture inversée), celle-ci bénéficie de la stabilité de température intérieure du bâtiment. Les contraintes thermiques deviennent alors négligeables.

Par contre, si l’isolant est placé sous la face intérieure de la toiture, les variations thermiques sont augmentée, et le support ou le béton de pente subissent donc des chocs thermiques importants et peuvent se fissurer. Il peuvent également entraîner des désordres dans les parois latérales contiguës et dans la membrane d’étanchéité.

Le cas des métaux

Certains accessoires de toiture comme les finitions de rives, les évacuations, etc., sont réalisés en métal.

Comme tous les matériaux, les métaux se dilatent à la chaleur.

Des joints de dilatation doivent donc être prévus lorsque les pièces dépassent certaines longueurs.

Posted By : 25 Sep, 2007

Facteur de lumière du jour

Définition du facteur lumière du jour

En éclairage naturel, l’exigence d’éclairement peut se traduire en valeur de « facteur de lumière du jour » (FLJ).

Ce facteur est le rapport de l’éclairement naturel intérieur reçu en un point (généralement le plan de travail ou le niveau du sol) à l’éclairement extérieur simultané sur une surface horizontale, en site parfaitement dégagé, par ciel couvert. Il s’exprime en %.

Dans les conditions de ciel couvert (ciel normalisé par la Commission Internationale de l’Éclairage), les valeurs du facteur de lumière du jour sont indépendantes de l’orientation des baies vitrées, de la saison et de l’heure du jour.

FLJ	– de 1 %	1 à 2 %	2 à 4 %	4 à 7 %	7 à 12 %	+ de 12 %
	Très faible	Faible	Modéré	Moyen	Élevé	Très élevé
Zone considérée	Zone éloignée des fenêtres (distance environ 3 à 4 fois la hauteur de la fenêtre)			A proximité des fenêtres ou sous des lanterneaux
Impression de clarté	Sombre à peu éclairé		Peu éclairé à clair		Clair à très clair
Impression visuelle du local	Cette zone ………. semble être séparée ……… de cette zone
Ambiance	Le local semble être refermé sur lui-même			Le local s’ouvre vers l’extérieur
Confort de travail	non adapté pour un travail permanent		adapté à moins de 50 % des heures de travail		adapté à plus de 50 % des heures de travail mais risques d’éblouissement

Le facteur de lumière du jour moyen

À défaut de simulation informatique, il existe des formules approchées pour estimer le Facteur de Lumière du Jour moyen d’un local. Nous reprenons ci-dessous celle proposée par le BRE.

FLJmoy = Sf x TL x a / (St x (1 – RxR))

où :

Sf = surface nette de vitrage ( = ouverture de baies moins 10% pour les châssis).
TL = facteur de transmission lumineuse du vitrage, dont on déduit 10 % pour saleté.
a = angle du ciel visible depuis la fenêtre, exprimé en degrés. Par exemple, il vaut 90° si aucun masque n’est créé par des bâtiments ou l’environnement en face de la fenêtre. Il vaut 60° si un bâtiment crée un ombrage entre le sol et les 30 premiers degrés (cas 2 ci-dessous).

St = surface totale de toutes les parois du local, y compris celle des vitrages
R = facteur de réflexion moyen des parois du local (prendre 0,5 par défaut)

Exemple.

Supposons un local de 4 m (largeur) x 5 m (profondeur) x 3 m (hauteur). La surface vitrée est de 3 m sur 1,5 m.

Sf = 0,9 x 3 x 1,5 = 4,05
TL = 0,75 x 0,9 = 0,675
a = 90°
St = 2 x (4 x 3 + 4 x 5 + 3 x 5) = 94
R = 0,5

D’où : FLJ = 4,05 x 0,675 x 90 / (94 x (1 – 0,5 x 0,5)) = 3,5, ce qui est correct en matière de qualité d’éclairage naturel. Mais à noter que si un bâtiment voisin s’établit en face et que l’angle de vision du ciel se réduit à 60° le FLJ tombe à 2,6…

Posted By : 25 Sep, 2007

Effet Coanda

Lorqu’un jet d’air est envoyé parallèlement au plafond, à une certaine distance de celui-ci, la veine d’air a tendance à y adhérer. C’est ce qu’on appelle l’effet COANDA. Ce phénomène est dû au tourbillon et à la dépression locale créés à la sortie de la bouche. Il n’est possible que si la distance entre la bouche et le plafond ne dépasse pas 30 à 50 fois l’épaisseur du jet.

Le même phénomène se produit lorsque l’on pulse de l’air sous le plafond sous un angle par rapport au plafond inférieur à 45°. L’écoulement de deux jets voisins est soumis au même phénomène.

Posted By : 25 Sep, 2007

Condensation interne par diffusion de vapeur

La condensation interne, c’est-à-dire au sein d’un élément de construction, se produit si, à un endroit de cet élément, la pression de vapeur réelle devient égale à la tension de saturation correspondant à la température régnant à cet endroit. Ce phénomène résulte des différences de pression de vapeur et de température de part et d’autre de ou dans l’élément.

La diffusion de vapeur et condensation

Tout comme la chaleur qui se déplace des zones de température plus élevée vers les zones de température plus basse, la vapeur d’eau se déplace des zones à forte concentration en vapeur vers les zones à faible concentration en vapeur. On parle de diffusion de vapeur.

Quand on considère un bâtiment, il existe toujours une différence de pression de vapeur entre l’intérieur et l’extérieur à l’intérieur, on exerce des activités diverses produisant de l’humidité (production de vapeur par les occupants, plantes, lessive, cuisson, nettoyage) augmentant ainsi la quantité de vapeur d’eau contenue dans l’air. En hiver la pression partielle de vapeur intérieure est supérieure à celle correspondant au climat extérieur. La diffusion crée, dans ce cas, un flux de vapeur à travers la paroi, de l’intérieur vers l’extérieur.

Schéma principe diffusion de vapeur et condensation.

Il se produira donc de la condensation interne dans une paroi s’il y a une différence de température et de pression de vapeur dans cette paroi et que, localement, la pression de vapeur est égale à la tension de saturation.

La condensation interne par diffusion de vapeur a pour effet de créer dans la construction des zones mouillées en permanence et donc une perte d’isolation thermique et, éventuellement, une dégradation des parois (apparition de moisissures,…).

Contrairement à la condensation de surface, la condensation interne n’est pas visible directement.

Risque principal

L’air chaud à une plus grande capacité à contenir de la vapeur d’eau. En hiver, la pression de vapeur résultante est souvent supérieure à l’intérieur qu’à l’extérieur. Ce différentiel de pression de vapeur engendre, comme nous venons de le voir, une migration de vapeur par diffusion vers l’extérieur. Au fur et à mesure qu’elle traverse les différents matériaux constituant l’enveloppe, la vapeur se rapproche de l’extérieur et se refroidit progressivement. Si la température du point de rosée est atteinte, la vapeur se condense. On parle alors de condensation d’hiver. L’humidité peut dégrader les matériaux et avoir des conséquences sur la durabilité de la paroi et de ses performances ainsi que sur le confort et la santé des habitants.

Si on veut éviter la condensation interne dans une paroi constituée de plusieurs couches de matériaux différents (pour lesquels le risque de condensation interne apparait derrière, ou dans, l’isolant voire, dans le voisinage de la paroi porteuse (par exemple une maçonnerie plus froide), il faut que la perméabilité à la vapeur de ceux-ci augmente de l’intérieur vers l’extérieur.

Si ce n’est pas possible (par exemple avec certaines techniques d’isolation par l’intérieur), il faut poser un pare-vapeur du côté chaud de la paroi pour provoquer une chute de la pression de vapeur avant l’isolant.

Les outils de validation classiques (statiques) conduisent presque systématiquement à placer une membrane étanche à la vapeur (et à l’air) du côté chaud de la paroi en cas d’isolation par l’intérieur. Cependant, cette solution n’est pas toujours la meilleure comme le montre le paragraphe suivant.

Risque de condensation en hiver s’il n’y a pas de membrane pour réguler la vapeur …

Photo : J. Lstiburek in Isolation thermique par l’intérieur des murs existants en briques pleines – SPW 2011.

Remarque : dans une paroi constituée d’un seul matériau, il n’y a pas de risque de condensation interne.

Risque secondaire

En été et au printemps, la température et l’humidité relative de l’air extérieur sont parfois plus élevées qu’à l’intérieur, la pression de vapeur peut donc être plus élevée à l’extérieur qu’à l’intérieur (entrainant un flux d’humidité vers l’intérieur). L’humidité présente dans les matériaux de la paroi a alors tendance à migrer vers l’intérieur. Si elle est bloquée par une éventuelle membrane, la vapeur qui migre vers l’intérieur ne peut alors plus s’évaporer vers l’intérieur. Au contraire, elle peut condenser en arrivant contre celle-ci. (Au final, c’est le potentiel de séchage du mur qui est affaibli, et l’humidité risque alors de s’accumuler).

On parle alors de « condensations d’été ». Elles apparaissent entre la membrane et l’isolant provoquant alors une perte de performance de l’isolant humidifié et des risques de moisissures s’il y a du bois ou des matériaux organiques dans cette couche du mur.

Pour éviter ce problème, on place des membranes dites « intelligentes », aussi appelées à mu variable, qui permettent de réduire ce type de risque.

Risque de condensation internes en été si une membrane empêche trop la migration de vapeur vers l’intérieur.

Exemple de moisissures à l’arrière de la membrane de régulation.

Photo : Künzel in Isolation thermique par l’intérieur des murs existants en briques pleines – SPW 2011.

Évaluation par méthode statique : le cas de la toiture plate avec couverture bitumineuse

Ce type de couverture est pratiquement étanche à la vapeur d’eau et se trouve du côté extérieur de l’isolation. L’apparition de condensation interne entre l’isolation et la couverture est donc possible. Toutefois, si la structure portante offre suffisamment de résistance à la diffusion de vapeur et si la différence de pression de vapeur entre l’intérieur et l’extérieur est celle que l’on trouve normalement dans les habitations, la formation de condensation reste limitée et ne conduit pas à des problèmes.

Pour déterminer s’il y a risque d’apparition de condensation interne, il faut déterminer les températures au droit de chaque plan de séparation entre couches. A chacune de ces températures correspond une tension de vapeur maximale. On en déduit l’évolution de la tension de vapeur maximale. Si cette courbe coupe celle de l’évolution de la pression de vapeur, il y a condensation.

Dans l’exemple calculé ci-après, nous voyons que la courbe de la tension de saturation (qui a la même allure que celle de l’évolution de la température) coupe la courbe de pression de vapeur.

Caractéristiques des matériaux	d(m)	λ(W/(m x K))	μ (-)
C1 : Roofing	0,01	0,17	2 000
C2 : Mousse PUR	0,05	0,03	30
C3 : Béton de pente	0,10	0,35	10
C4 : Béton	0,12	2,00	70
C5 : Enduit	0,015	0,70	20

Conditions limites	Extérieur	Intérieur
θ (C°)	0	20
Φ (%)	90	50
P_v (Pa)	550	1 170

avec R_t = 2,27 m² x K/W.

Exemple :

avec, (μd)_t = 31,2 m/s

Exemple :

La situation représentée ci-dessus n’est toutefois pas possible du point de vue des lois physiques. En effet, la pression de vapeur dans la zone de condensation serait supérieure à la pression de saturation, ce qui est impossible.

On peut démontrer que dans le cas de condensation interne, l’évolution physiquement correcte de la pression de vapeur est donnée par la tangente du point (Z_t, p_vi) à la courbe de saturation et la tangente du point (0, p_ve) à la courbe de saturation.

Exemple.

1. Considérons la paroi suivante :

Enduit extérieur.
Maçonnerie.
Isolation.
Enduit intérieur.

2. Déterminons l’évolution de la pression de vapeur dans le système d’axes (Z,p_v) :

3. Déterminons l’évolution de la température dans la paroi en régime stationnaire; on en déduit ensuite la courbe la tension de saturation.

4. Évolution de la pression de vapeur réelle (tracer les tangentes) :

La quantité de condensat par plan de condensation est donnée par la différence d’inclinaison entre les tangentes entrante et sortante de pression de vapeur. S’il n’y a qu’un seul plan de condensation, on peut écrire :

Cette approche, est appelée méthode de Glaser; elle est un outil intéressant pour l’étude des détails de construction du point de vue de la physique du bâtiment mais très restricteur car elle conduit souvent à placer des membranes très étanches à la vapeur sans tenir compte du risque secondaire associé. Elle ne permet pas non plus de valider l’intérêt de membrane dite intelligente.

Cas 2 : Influence de la position du pare-vapeur sur le risque principal de condensation interne

La position du pare-vapeur dans un élément de construction est très importante. Le pare-vapeur joue un rôle identique à celui de l’isolant thermique dans l’évolution de la température. La paroi est divisée en deux zones bien distinctes : celle du côté extérieur du pare-vapeur réagissant à la pression de vapeur extérieure et celle du côté intérieur du pare-vapeur réagissant à la pression de vapeur intérieure. Pratiquement toute la différence de pression de vapeur entre l’intérieur et l’extérieur se situe donc au droit du pare-vapeur.

Prenons comme exemple une paroi homogène offrant une certaine résistance thermique.

Cet élément ne donnera pas lieu à de la condensation interne. L’évolution de la tension de vapeur réelle (courbe p ci-dessous) reste en tout point inférieure à la tension de vapeur maximale (courbe p_vs).

Si la face extérieure reçoit une finition très imperméable à la vapeur, la courbe p_vs reste identique puisque l’évolution de la température ne change pas, mais l’évolution de la pression de vapeur (courbe p_v) change.
Il y aura condensation interne juste derrière la couche pare-vapeur.

La pose d’une couche étanche à la vapeur, du côté intérieur, remédie à la situation. La tension de vapeur maximale (p_vs) reste toujours supérieure à l’évolution de la pression de valeur réelle (p_v).
Cet exemple montre que la couche pare-vapeur doit toujours se trouver du côté chaud de l’élément de construction.

Cas 3 : Influence de la position de l’isolation sur le risque principal de condensation interne

Prenons le même exemple et examinons la position de la couche d’isolation. La résistance à la diffusion de vapeur de l’isolation est considérée comme négligeable par rapport à celle du reste de la paroi.

Ce qui change, c’est la tension de vapeur maximale puisque la présence de l’isolation influence l’évolution de la température dans la paroi.

Si l’isolation se trouve du côté intérieur, la tension de vapeur calculée est supérieure à la tension maximale au droit de l’interface isolation-brique. Il en résulte une condensation interne.

La mise en œuvre d’un pare-vapeur efficace du côté intérieur peut remédier au problème.

La mise en œuvre de l’isolation du côté extérieur empêche également la formation de condensation interne pour autant que l’isolation ne reçoive pas une finition étanche à la vapeur.

Cas 4 : La condensation interne dans les châssis en bois

La condensation interne ne concerne que les châssis en bois, elle n’est pas à craindre dans d’autres types de châssis (Alu, PVC, polyuréthane….).

La condensation interne par diffusion de vapeur à travers le bois a pour effet de créer dans le châssis des zones mouillées en permanence et donc une perte d’isolation thermique et, éventuellement, une dégradation du châssis si elle n’est pas détectée à temps.

Contrairement à la condensation de surface, la condensation interne n’est pas facilement détectable directement.

Indice de présence de condensation interne ?

Un écaillage ou un cloquage de la peinture peut révéler la présence de condensation interne.

On vérifiera l’état du bois sous la peinture.

Il y a des risques de condensation interne lorsque la résistance à la diffusion de vapeur de la finition intérieure est inférieure à celle de la finition extérieure.
En effet, en période froide, la température à l’intérieur du châssis en bois diminue très régulièrement de l’intérieur vers l’extérieur. Par contre la pression de vapeur ne diminue que très lentement jusqu’à ce qu’elle atteigne la finition extérieure à partir de laquelle elle chute brusquement. Ainsi la pression de vapeur à l’intérieur de châssis risque de dépasser la pression de saturation. Il y a condensation.

Schéma condensation interne dans les châssis en bois.

pvs : pression de vapeur de saturation.
pv : pression de vapeur.

Cette situation se rencontre lorsque :

La finition intérieure a une perméabilité à la vapeur supérieure (le cas des finitions non filmogènes) à celle de la finition extérieure (le cas des peintures ou vernis).

Les finitions intérieures et extérieures sont toutes deux des peintures, et que le nombre de couches intérieures est inférieure au nombre de couches extérieures.

Source : certains passages de cette feuille sont extraits du guide Isolation thermique par l’interieur des murs existants en briques pleines réalisé par Arnaud Evrard, Aline Branders et André De Herde (Architecture et Climat-2010) dans le cadre de la recherche ISOLIN, financée par le département Énergie et Bâtiment durable du Service Public de Wallonie. Disponible sur le site : energie.wallonie.be

Posted By : 25 Sep, 2007

Rendement d’un récupérateur de chaleur

Echangeur à plaques.

Définition du rendement d’un récupérateur

Le rendement thermique

Le rendement thermique représente la proportion de l’énergie de ventilation que le système permet de récupérer. C’est le rapport du transfert réel de chaleur sur le transfert maximum possible.

1 : entrée d’air neuf
2 : pulsion d’air neuf
3 : extraction d’air vicié
4 : sortie d’air vicié

En général, le rendement est rapporté au débit d’air neuf. Le rendement est dit total parce qu’il concerne l’énergie sensible et latente, il est donc basé sur le rapport des enthalpies.

h = (M_an x (h₂– h₁)) / (M_min x (h₃– h₁))

h = rendement thermique total,
h = enthalpie en KJ/kgK,
M_an= débit massique d’air neuf,
M_av= débit massique d’air vicié,
M_min= débit massique minimum entre M_an et M_av.

On passe du débit volumique Q (que l’on pourra mesurer) au débit massique M en multipliant par la masse volumique ρ qui vaut environ 1,2 kg/m³ à 20°C.

Pour tous les types de récupérateurs sauf pour la roue hygroscopique, il n’y a pas de transfert de vapeur d’eau entre l’air neuf et l’air vicié.

La montée en température de l’air neuf se fait à humidité constante, et physiquement le point 2 ne pourra donc au maximum qu’atteindre le point 2′ (t₂‘ = t₃).

Evolution des caractéristiques de l’air neuf et de l’air vicié dans un récupérateur de chaleur. 1 : entrée d’air neuf, 2 : pulsion d’air neuf, 3 : extraction d’air vicié, 4 : sortie d’air vicié, 2′ : pulsion d’air neuf dans le cas d’une récupération de chaleur totale

L’efficacité thermique

Il peut arriver que l’on remplace la notion de rendement par celle d’efficacité thermique.

Elle est basée sur le rapport des températures.

On a donc :

ε = (q_anx (t₂– t₁)) / (q_min x (t₃– t₁))

ε = efficacité thermique,
t = température de l’air,
q_an= débit massique d’air neuf,
q_av= débit massique d’air vicié,
q_min= débit massique minimum entre Q_an et Q_av.

Et si les débits d’air neuf et d’air vicié sont identiques, l’expression devient :

ε = (t₂– t₁) / (t₃– t₁)

L’économie d’énergie relative

C’est le rapport entre l’énergie économisée par rapport à l’énergie totale fournie à l’air qui transite dans le système de ventilation. Il montre clairement l’impact du récupérateur sur la diminution de la puissance du chauffage.

Ee = (t₂– t₁) / (t_pulsion– t₁) = Q_rec / (Q_rec +Q_app)

Q = énergie fournie par le récupérateur à l’air neuf,
t_pulsion= température de pulsions de l’air dans le local.

Apports de chaleur nécessaires à l’air neuf pour l’amener à la température de pulsion.

Facteurs influençant le rendement

Les paramètres qui caractérisent un récupérateur sont :

la nature du récupérateur et de ses composants (matériaux mis en œuvre, géométrie de l’échangeur (surface, ailettes, …);
la vitesse de passage de l’air;
les débits respectifs de l’air neuf et de l’air vicié;
la chaleur latente de l’air extrait.

Ces paramètres influencent le rendement dont la valeur est généralement donnée par le constructeur.

On notera que d’une manière générale, le rendement d’un échangeur augmente avec :

L’augmentation de la surface d’échange : Ce paramètre augmente cependant le coût du système et a aussi tendance à augmenter les pertes de charge et donc le coût des auxiliaires (consommation électrique des ventilateurs de déplacement), il y a donc un optimum à chercher.
La diminution de la vitesse de passage des fluides
L’augmentation de la différence de température entre les deux fluides : Ce paramètre aura peu d’effet dans le cas d’un système de ventilation, la plage de température étant très limitée (de – 15°C à + 35°C)
L’augmentation du débit d’air vicié (donc d’air chaud) par rapport au débit d’air neuf (donc d’air froid)

Attention, si le bâtiment est mis en surpression, c’est au contraire le débit d’air neuf qui est supérieur au débit d’air vicié.

On notera que, vu la faible plage de variations des températures, le coefficient d’échange d’un récupérateur donné peut être considéré comme constant.

En conséquence, pour un récupérateur de surface d’échange A et dont les débits de fluide sont fixes (ce qui sera généralement le cas en récupération), le rendement est indépendant des températures d’entrée de l’air neuf et de l’air rejeté. Il est donc sensiblement constant.

Posted By : 25 Sep, 2007

Modes de cuisson

Conduction

Transfert par contact étroit entre un corps de chauffe et l’aliment à chauffer.

Température utile : 80 à 250 °C.

Exemples d’application : toutes les méthodes utilisant des ustensiles de cuisson posés sur des réchauds, tels que poêles, casseroles, marmites, procèdent par conduction.

Il en est de même lorsque l’aliment est en contact direct avec le corps de chauffe, par exemple grill, sauteuse, plaque à rôtir, four de pâtisserie à sole.

Rayonnement

Transfert de la chaleur par rayons infrarouges, sans contact d’un corps de chauffe porté à haute température, sur un corps à température inférieure.

Température utile : 250 à 350 °C

Exemples d’application : salamandre, grill tournant, broche, toaster.

Convection

Transfert laminaire ou turbulent de la chaleur, effectué en continu, d’un corps de chauffe à la surface extérieure de l’aliment à chauffer, par l’intermédiaire d’un fluide comme l’air, l’eau ou l’huile.

Température utile : 80 à 250 °C.

Exemples d’application : four à air pulsé, four combiné air-vapeur, marmite (pour blanchir), friteuse.

Condensation

Transfert de la chaleur par condensation de vapeur sèche saturée. Le transfert s’effectue à l’intérieur de l’appareil de cuisson depuis un générateur de vapeur, jusqu’à l’aliment à chauffer.

Température utile : 90 à 120 °C.

Exemples d’application : cuiseur à vapeur avec ou sans pression, marmite à pression avec paniers.

Micro-onde

Génération de chaleur par émission d’ondes à haute fréquence (2400 MHz). Les ondes sont dirigées par une enceinte sur l’aliment à chauffer. L’échauffement se produit par agitation des molécules d’eau contenues dans l’aliment.

Exemples d’application : fours et tunnels à micro-ondes, fours combinés air-vapeur-micro-ondes.

Température utile : max. 100 °C.

Posted By : 25 Sep, 2007

Echange thermique par rayonnement

Définitions

Le rayonnement thermique d’un corps est la quantité d’énergie qu’il cède sous forme d’ondes électromagnétiques comprises entre 0,04 et 800 μm. C’est dans le domaine de l’infrarouge (800 nm et 800 μm) que l’énergie calorifique sous forme de rayonnement est la plus importante.

La loi de Stefan-Boltzman exprime la quantité d’énergie rayonnée par une surface dans toutes les directions et pour toutes les longueurs d’onde :

E = C x (T/100)⁴ [W/m²]

avec :

E = émittance énergétique pour un corps noir;
C = coefficient de rayonnement du corps considéré [W/m².K⁴];
T = température absolue [K].

Cette formule n’est pas pratique et ne reflète pas la réalité. Pour les meubles frigorifiques notamment, ce qui est plus intéressant est l’échange de chaleur entre deux surfaces. Dans ce cas, la surface ouverte du meuble, où les températures des denrées sont fort différentes des températures des surfaces environnantes (plafond par rapport à la surface limite d’une gondole), échange de la chaleur rayonnante selon la formule suivante :

Q_ray = hro x A (t_paroi – t_i) x φ₁ x φ₂ [W]

avec :

hro = coefficient d’échange par rayonnement entre deux corps noirs[W/m².K]. (Ce coefficient en froid alimentaire est de l’ordre de 4-6 W/m².K) ;
A = la surface ouverte du meuble frigorifique [m²]
t_paroi = température des parois rayonnant vers les parois intérieures au meuble [°C];
t_i = température des parois recevant le rayonnement [°C];
φ₁ = facteur de correction d’émissivité mutuelle entre deux corps gris parallèles (qui n’absorbent pas 100 % du rayonnement contrairement aux corps noirs). 0,8 est une valeur courante;
φ₂ = facteur de correction d’angle lorsque les surfaces ne sont parallèles. φ₂ = 1 lorsque les surfaces sont parallèles et φ₂ = 0,65 pour des surfaces orthogonales.

Le coefficient d’émissivité

La capacité d’un matériau à émettre de la chaleur de manière radiative est appelée son émissivité. Ce coefficient d’émissivité ε varie en fonction de la longueur d’onde du signal émis.

Les matériaux que l’on trouve à l’intérieur d’un bâtiment, émettent typiquement des radiations sous forme de rayons infrarouges de très grande longueur d’onde.

A savoir aussi que pour une longueur d’onde donnée, le coefficient d’absorption d’un matériau est égal au coefficient d’émissivité.

Matériaux à basse émissivité

Les matériaux tels que les tôles d’aluminium ou les alliages à base d’aluminium dont les caractéristiques principales sont d’être de type poli et non anodisé ont un coefficient d’émissivité de l’ordre de :

0,1 à 0,15 pour les longueurs d’onde allant du visible à l’infrarouge lointain;

0,8 pour les longueurs d’onde dans l’infrarouge lointain. Pour ces longueurs d’onde, le matériau se comporte comme un corps noir (corps absorbant complètement la lumière visible avec ε=1).

Un matériau dont le coefficient d’émissivité est de 0.1 émettra seulement 10 % de l’énergie possible à cette température, donc absorbera seulement 10 % du rayonnement de grande longueur d’onde qui l’atteint. Autrement dit, il réfléchira 96 % du rayonnement infrarouge de grande longueur d’onde venant des plafonds ou des murs auxquels il fait face.

Attention que ce type de matériau recouvert par un vernis voit son coefficient d’émissivité augmenter en fonction de l’épaisseur. Selon les vernis et le mode de pose, l’émissivité peut varier de 0,3 à 0,96.

Il existe des matières telles que les revêtements argentés et dorés qui présentent des surfaces possédant des coefficients d’émissivité intéressants du même ordre de grandeur que les aluminiums polis non anodisés. Attention à l’état de surface et d’empoussièrement.

Matériaux à émissivité élevée

Les parois laquées (en tôle d’aluminium, d’acier, …) de couleur blanche ou grise ont un coefficient d’émissivité pouvant atteindre 0,8.

Les insectes parasites du bois - energie plus

Posted By : 25 Sep, 2007

Insectes parasites du bois

Les principaux insectes parasites dont les larves attaquent le bois de construction dans nos régions sont :

Le Capricorne


Capricorne adulte.	Larve du capricorne.

Types de bois attaqués

Charpentes, huisseries, solives, lambourdes, planchers.

principalement : en bois résineux,
parfois : en peuplier,
rarement : en hêtre ou en chêne.

Symptômes de l’attaque

Trous de sortie de l’insecte adulte de forme ovale, longueur 6 mm, largeur 3 mm,
boursouflures à la surface du bois,
en éliminant une fine pellicule à la surface du bois : nombreuses galeries remplies de sciure,
insectes morts dans les locaux infectés,
bruit de grignotement des larves,
affaissement anormal du bois,
farine de bois sous les pièces attaquées.

Coupe dans le bois attaqué par le capricorne.

Aspect de la sciure

Fine, généralement claire, fortement tassée.

Aspect de la larve

Gros vers blanc, poilu avec la partie antérieure élargie et aplatie, et mandibules brun sombre visibles à l’avant de la tête.
Cycle larvaire : 3 à 10 ans.

Aspect de l’insecte parfait

Gris noir à brun, long et aplati, pourvu de longues élytres cachant les ailes, il présente deux protubérances sur la face dorsale du thorax.
Ses antennes sont plus courtes que le corps.
Taille : 10 à 20 mm.

Le Lyctus


Lyctus adulte.	Larve du Lyctus.

Types de bois attaqués

Parquets, lambourdes, escaliers, menuiseries, meubles.

Uniquement dans les essences feuillues comme le chêne, le châtaignier, le frêne, l’érable, le cerisier, …, et les bois tropicaux, en général assez récemment mis en œuvre.

Symptômes de l’attaque

Trous de sortie de l’insecte adulte de forme ronde ou légèrement ovale, Ø 1 à 1,5 mm,
nombreux trous de sortie en cas d’attaque importante,
beaucoup d’insectes morts dans les locaux infestés, durant la période de mai à septembre,
poussière de bois près ou sous les trous de sortie,
pas de bruit.

Bois attaqué par le Lyctus.

Aspect de la sciure

Farine impalpable.

Aspect de la larve

Petit ver blanchâtre, mou, en forme de virgule, non poilu, avec une tête de consistance cornée.
Cycle larvaire : 6 à 12 mois.

Aspect de l’insecte parfait

Roux à brun, dur sous l’ongle, ayant un corps allongé en forme de cylindre.
La tête est visible.
Les antennes sont terminées par des petites masses en boule.
Taille : 3 à 6 mm.

La petite vrillette


Petite vrillette adulte.	Larve de petite vrillette.

Types de bois attaqués

Vieux meubles, menuiseries, planchers, escaliers, vieux parquets.

Dans les bois de toutes les essences, surtout s’ils sont vieux et secs.

Symptômes de l’attaque

Trous de sortie très nombreux, ø 2 à 3 mm,
perte totale de la résistance mécanique du bois, lors d’attaques importantes,
bois ayant l’aspect et la consistance du biscuit,
décrochage mécanique de la pellicule extérieure longtemps respectée.

Bois attaqué par la petite vrillette.

Aspect de la sciure

Assez grossière, non tassée dans les galeries.

Aspect de la larve

Petit ver blanc nu en forme de virgule, plus poilu que la larve du Lyctus, s’en distinguant par le dernier élément du corps plus gros que les autres.
Cycle larvaire : 1 à 3 ans

Aspect de l’insecte parfait

Roux à brun, dur sous l’ongle, plus trapu et arrondi que le Lyctus.
La tête est cachée par une sorte de capuchon (pronotum).
Les antennes sont terminées par une massue.
Taille : 2 à 4 mm.

La grosse vrillette

Grosse vrillette adulte.

Types de bois attaqués

Charpentes, planchers, bois de gros œuvre ayant au préalable souffert d’attaque de champignons.

Dans les bois de toutes les essences

Symptômes de l’attaque

Trous de sortie ø 4 à 5 mm,
bois ayant l’aspect et la consistance du biscuit,
décrochage mécanique de la pellicule extérieure longtemps respectée,
bruit typique durant la période d’accouplement : coups saccadés et rythmés sur le bois tous les jours, exactement à la même heure.

Aspect de la sciure

Assez grossière, non tassée dans les galeries.

Aspect de la larve

Petit ver blanc nu en forme de virgule, plus poilu que la larve du Lyctus, s’en distinguant par le dernier élément du corps plus gros que les autres.
Cycle larvaire : 1 à 3 ans

Aspect de l’insecte parfait

Roux à brun, dur sous l’ongle, plus trapu et arrondi que le Lyctus.
La tête est cachée par une sorte de capuchon (pronotum).
Les antennes sont terminées par une massue.
Taille : 6 à 9 mm.

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Posted By : 25 Sep, 2007

Chaleur sensible et chaleur latente

Chaleur sensible

La chaleur sensible modifie la température d’une matière. Par opposition à la chaleur latente qui modifie l’état physique d’une matière (solide, liquide ou gazeux).

Exemple : La chaleur thermique massique de l’eau étant en moyenne de 4,19 kJ/kg.K, il faut fournir 419 kJ pour chauffer un litre d’eau de 0°C à 100°C.

Chaleur latente

La chaleur latente change l’état physique d’une matière. Par opposition à la chaleur sensible qui modifie la température d’une matière.

Quelle que soit la matière, on parle de :

chaleur de liquéfaction : chaleur nécessaire pour passer de l’état solide à l’état liquide,
chaleur de vaporisation : chaleur nécessaire pour passer de l’état liquide à l’état gazeux.

et inversement :

chaleur de condensation : chaleur nécessaire pour passer de l’état gazeux à l’état liquide,
chaleur de solidification : chaleur nécessaire pour passer de l’état liquide à l’état solide.

Les changements d’état absorbent des quantités de chaleur nettement plus élevées que les processus d’échauffement ou de refroidissement dans les plages de température usuelles en chauffage ou climatisation.

Certains matériaux sont sélectionnés pour l’importance de leur chaleur latente à un niveau de température déterminé : ce sont les matériaux à changement de phase, ou sels à changement de phase.

Exemple
La chaleur de vaporisation d’un litre d’eau est de 2 257 kJ/kg (à la pression atmosphérique et à 100°C). Soit 5,4 fois plus que pour chauffer le litre d’eau de 0 à 100°C !

C’est un fait dont on peut tirer parti :

Le chauffage à vapeur dispose d’une très grande densité de puissance [W/m²] dans un échangeur puisque la vapeur s’y condense au contact avec un milieu froid.

Le refroidissement par une machine frigorifique s’effectue grâce à la vaporisation d’un fluide frigorigène.

Le stockage de froid se fait notamment via des nodules d’eau ou de sels qui sont gelés la nuit et dont on profite de la chaleur de liquéfaction le jour.

À noter que la chaleur de vaporisation varie en fonction de la température de l’eau qui s’évapore : de 2 257 kJ/kg à 100°C, la chaleur de vaporisation est de 2 454 kJ/kg à 20°C et de 2 501 kJ/kg à 0°C. Il est donc un peu plus facile pour une goutte de passer à l’état vapeur lorsqu’elle se trouve déjà à 100°C.

Posted By : 25 Sep, 2007

Climats-types en Belgique

Journée type moyenne

Pour établir des simulations thermiques de bâtiment ou d’équipement, l’Institut Royal Météorologique et le Laboratoire de Thermodynamique de Liège ont mis au point une année type moyenne. Moyenne tant en température qu’en ensoleillement.

En fait, ce sont des mois moyens qui ont été sélectionnés, mais à l’intérieur des mois, il y a une succession de journées qui peuvent être très chaudes ou très froides. Ce qui rend la chose très réaliste. Il y a des périodes de canicules et des périodes de grands froids.

L’ensemble est repris dans un fichier Excel de 8760 lignes, correspondant aux 8 760 heures de l’année. Et pour chaque heure, y sont données la température extérieure, le rayonnement solaire, l’humidité et la vitesse du vent.

Données	Pour accéder au fichier Excel de l’année type de Uccle.
Données	Pour accéder au fichier Excel de l’année type de St Hubert.

Les fichiers que nous mettons en téléchargement ci-dessus sont relativement vieux, Ils datent des années 90. Malheureusement nous n’avons pas pu obtenir actuellement des données similaires plus récentes. Le climat a bel et bien évolué depuis : la température maximum dans une année n’est plus de 30°C mais de 33.6°C – actualisation 2023 – et le nombre d’heures pendant lesquelles la température est >=20°C est passé de 500 heures à +de 870 heures.

Voici une source de données en libre accès et actualisée : Climate.OneBuilding.Org. Nous vous encourageons toujours à croiser les informations et à consulter plusieurs sources pour obtenir une perspective complète et la plus exhaustive possible. La diversité des points de vue renforce la compréhension.

Journées chaudes

Calcul des puissances de refroidissement

S’il apparaît clairement ce que l’on entend par « journées froides » en Belgique, il est plus difficile de se mettre d’accord sur ce que représente une « journée chaude ». Notamment, parce que le critère de température chaude coexiste avec le critère de rayonnement solaire intense.

Par exemple, voici les données climatiques d’une journée chaude choisies par une personne chargée des simulations au sein d’Architecture et Climat-UCL. Elles correspondent à une période durant laquelle la température extérieure monte à 29…30°C durant 4 heures et bénéficie d’un rayonnement solaire important.

heure	temp. ext.	ray. dir. normal	ray. dif. hor.	ray. glob. hor.
1	19	0,00	0,00	0,00
2	18,2	0,00	0,00	0,00
3	17,6	0,00	0,00	0,00
4	17,1	0,00	0,00	0,00
5	17,4	2,78	2,78	2,78
6	18,7	169,44	36,11	44,44
7	20,5	477,78	102,78	163,89
8	22,5	622,22	177,78	308,33
9	24,3	670,56	286,11	445,11
10	26,1	720,22	308,33	580,00
11	27,5	783,33	333,33	722,22
12	28,4	811,11	483,33	858,33
13	29,2	822,22	400,00	861,11
14	29,6	811,11	483,33	858,33
15	29,8	783,33	333,33	722,22
16	29,6	747,22	308,33	600,00
17	29,2	705,56	286,11	461,11
18	28,4	622,22	177,78	308,33
19	27,2	477,78	102,78	163,89
20	25,5	169,44	36,11	44,44
21	23,7	2,78	2,78	2,78
22	22,2	0,00	0,00	0,00
23	21	0,00	0,00	0,00
24	19,9	0,00	0,00	0,00

Si nous mettons à jour ces données en 2023, la journée chaude serait sur 34°C maximum plutôt que 30°C. La question reste en débat (les éléments ne sont pas répercutés dans des méthodes officielles de calcul), mais la vague de chaleur devrait désormais être considérer sur plusieurs jours et non plusieurs heures.

Justification

Elle s’est basée sur le fait que le caractère exceptionnel de ce climat « corresponde » au – 7°C pour le calcul de la puissance en chauffage.

Lorsqu’on regarde le tableau donnant les durées annuelles, en nombre d’heures par an, pendant lesquelles la température sèche est comprise dans certains intervalles, on constate qu’il y a 17.25 h durant laquelle la température extérieure est < – 7°C (de 7 à 19 h).

Elle a donc recherché le correspondant pour la température maximale correspondant à la puissance de « cooling », dans une année type moyenne à Uccle.

Or il y a :

>	12.14 h durant laquelle la température extérieure est > 30°C (de 7 à 19 h)

>	22.68 h durant laquelle la température extérieure est > 29°C (de 7 à 19 h)

Les données météo choisies pour le calcul de la puissance en « cooling » sont donc bien « le correspondant » des données climatiques (- 7°C) pour le calcul de la puissance en « heating ».

Remarques.

Pour tenir compte de l’effet de stockage de la chaleur dans les parois, il est utile de répéter plusieurs fois le jour étudié.

Pour Bruxelles, un dimensionnement d’une installation de climatisation basé sur une température extérieure de 30°C paraît confirmé.

Journées froides

Pour calculer la réponse d’un système de chauffe, il est nécessaire de choisir des données climatiques très rudes basées sur les températures de base.

Comme dans le cas de l’étude des surchauffes, il est nécessaire de faire précéder le jour étudié de plusieurs autres jours (en principe 5) afin que les simulations tiennent compte de « l’historique thermique » des murs.

1-1-f11B.gif (12456 octets)

Durant ces journées, le rayonnement solaire est nul.

Source – Logiciel OPTI Bureaux – Architecture et Climat – juin 2000.

Posted By : 25 Sep, 2007

Répartition lumineuse et uniformité

Si le niveau d’éclairement et la luminance varient dans le champ visuel, une adaptation de l’œil est nécessaire lorsque le regard se déplace. Durant ce moment, l’acuité visuelle est diminuée, entraînant des fatigues inutiles.

La répartition lumineuse ou l‘uniformité des niveaux d’éclairement caractérise les variations du niveau d’éclairement et est définie comme étant le rapport entre l’éclairement minimum et l’éclairement moyen observé dans la zone de travail.

L’uniformité d’éclairement des zones de travail et des zones environnantes immédiates est définie, dans la zone considérée, comme étant le rapport :

Éclairement minimum / Éclairement moyen

Données

Pour connaitre les valeurs recommandées d’uniformité.

Exemple : implications pour les salles de sport

L’uniformité d’éclairement est particulièrement importante pour les jeux de ballon : celui-ci semble accélérer lorsqu’il passe d’une zone plus claire à une zone plus foncée. Pour le joueur, il est alors difficile d’évaluer la vitesse de ce dernier. Cet effet se produit, par exemple, lorsque les courbes de répartition photométrique de deux luminaires adjacents ne se recouvrent pas suffisamment.

En ce qui concerne l‘uniformité de la luminance, c’est beaucoup plus compliqué ! En effet, la distribution de la lumière dans un espace dépend de la répartition des sources lumineuses et de la réflexion des parois. Elle est d’autant meilleure que les réflexions de chaque paroi sont élevées et uniformément réparties (couleurs uniformes).

De plus, il faut une certaine uniformité de luminance d’une part entre le champ visuel en position de travail (le plan de travail) et au repos (les murs), d’autre part entre les différentes surfaces de référence (éclairement de la zone de travail et de la zone voisine).

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

Pour garantir une répartition harmonieuse des luminances, il convient de ne pas dépasser certaines valeurs de contraste entre les différentes zones du champ visuel ou les surfaces de référence.

Données

Pour connaitre les valeurs recommandées d’uniformité.

Cependant, pour structurer l’espace, il peut être intéressant de créer des ambiances lumineuses localisées. Dans ce dernier cas, un niveau d’éclairement général existe pour tout l’espace et un éclairage localisé complémentaire est prévu en fonction des besoins spécifiques de la tâche visuelle.

Posted By : 25 Sep, 2007

Hygroscopicité des matériaux

Définitions

Hygroscopicité – teneur en humidité hygroscopique

Un matériau donné, poreux et à pores ouverts placés dans un air humide va absorber une certaine quantité d’humidité qui dépend uniquement de l’humidité relative (φ) de l’air et qui lui est proportionnelle.
Ainsi, un matériau tout à fait sec placé dans l’air humide voit sa masse augmenter. Un état d’équilibre s’établit après un certain temps.

Représentation schématique du mécanisme lorsque l’humidité relative augmente :

1. Pour une faible humidité relative, de l’eau est absorbée par le matériau et forme une fine couche d’eau sur les parois des pores.

2. Lorsque l’humidité relative augmente, l’épaisseur de la couche absorbée augmente. Dans les canaux les plus étroits, les couches se touchent.

3. Lorsque l’humidité relative augmente encore, de la condensation se forme dans les pores les plus étroits du matériau; on dit qu’il y a condensation capillaire.
Plus les pores sont étroits, plus la formation de condensation capillaire est rapide.

La teneur en humidité hygroscopique (W_H) d’un matériau poreux dans un air à une humidité relative donnée, est la teneur en eau par unité de volume de matériau sec (en kg/m³) qu’il contient à l’équilibre dans cette ambiance.
C’est la teneur en humidité minimale contenue dans un matériau poreux.

Courbe hygroscopique d’un matériau – Matériau hygroscopique

La décomposition du mécanisme d’hygroscopicité lorsque l’humidité relative augmente tel qu’expliqué ci-dessus, explique la courbe en « S » de la courbe hygroscopique d’un matériau. Celle-ci donne la teneur en humidité hygroscopique d’un matériau en fonction de l’humidité relative.

Exemple : WH95 % = 8 à 11 (kg/m³) pour une brique de parement.

Arbitrairement, on a fixé la valeur de la teneur maximale en humidité hygroscopique d’un matériau à la teneur correspondant à une humidité relative de 98 %.

A 100 % d’humidité relative, on atteint une teneur en humidité d’équilibre qui correspond à celle après aspiration capillaire depuis un plan d’eau. C’est la teneur en humidité capillaire.

Un matériau hygroscopique est un matériau où la condensation capillaire se forme rapidement (pour des humidités relatives faibles). Ainsi, il résulte de ce qui précède, qu’un matériau hygroscopique est un matériau avec un pourcentage élevé de pores très étroits (micropores).

Le tableau ci-dessous donne le pourcentage moyen de micropores (pores dont le diamètre moyen est inférieur à 0,1 micromètre) pour quelques matériaux de construction.

Matériau	Masse volumique (kg/m3)	Pourcentage de micropores (% du volume de matériau) en (m³/m³)
Brique	1 950	0,8 – 1,1
Béton cellulaire	40	4 – 12
Plafonnage de chaux	1 800	4,7
Plaques de plâtre	800 – 1 400	10
Bois résineux	500	12 – 15

Il montre que ce sont les matériaux traditionnels de parachèvement (plaques de plâtres, plafonnage à base de chaux, bois) qui sont les plus hygroscopiques.

Risque lié à l’hygroscopicité des matériaux et mesures à prendre

Risque de développement de moisissures

Lorsque l’humidité relative de l’air est élevée, la teneur en humidité à l’équilibre des matériaux hygroscopique est si élevée qu’elle favorise le développement de moisissures.

Des moisissures apparaissent :

sur des objets en cuir : pour une humidité relative (φ) à partir de 76 %
sur du bois et de la laine : pour φ > 85 %
sur du coton et de la laine de verre : pour φ > 96 %

ainsi, des moisissures peuvent apparaître sur les meubles, sur les vêtements, sur les chaussures,… dans des bâtiments ou l’humidité relative est en permanence élevée.

Remarquons cependant qu’il faut un certain temps avant que la teneur en humidité à l’équilibre s’établisse. Aussi une humidité relative temporaire élevée, telle qu’on en rencontre dans les salles de bain ou les cuisines, ne provoque pas de moisissures.

Mesures à prendre

L’humidité relative à l’intérieur des bâtiments doit être maintenue en dessous de la valeur qui va provoquer des moisissures dans les matériaux hygroscopiques.

L’humidité relative conseillée, pour des raisons d’hygiène, va de 30 à 70 %. Des études ont montré que l’humidité relative la plus intéressante est de 50 %.

Pour ces humidités relatives conseillées, la teneur en humidité à l’équilibre des matériaux hygroscopiques est suffisamment basse pour ne pas engendrer de problèmes.

Posted By : 25 Sep, 2007

Sur-refroidissement

Par temps clair, la voûte céleste présente une température pouvant être jusqu’à 50 K plus faible que celle de l’ambiance terrestre. Une onde infrarouge quitte alors tous les corps « chauds » de la terre vers le ciel. La température de ces matériaux descend jusqu’à 10 K sous la température ambiante. L’humidité de l’air risque alors de condenser au contact de ces corps.

C’est l’origine de la rosée du matin, du givre sur la voiture.

Posted By : 25 Sep, 2007

Phénomènes électromagnétiques et harmoniques des variateurs de vitesse

Phénomènes électromagnétiques

On appelle bruit électromagnétique, tous les phénomènes électriques qui influencent un appareil ou l’homme. À l’inverse un appareil peut être source de bruit électromagnétique vis à vis d’autres appareils (et l’homme dans tout cela ? C’est un autre débat).

Les bruits électromagnétiques naturels les plus connus sont, par exemple, la foudre, le champ magnétique terrestre, …; on ne peut pas les éviter, mais du moins les atténuer. Il en va de même pour les perturbations électromagnétiques artificielles provoquées la présence d’appareils électriques et se propageant dans l’air et dans les câbles électriques comme, par exemple, l’allumage des bougies de moteur de voiture qui perturbe votre émission de radio favorite. Des effets plus sérieux peuvent engendrer des dommages importants (microcoupures des ordinateurs entraînant des « plantages » du disque dur par exemple).

Bruit électromagnétique.

Le Marquage CE

En Belgique un Arrêté Royal a été publié au Moniteur le 24/06/94 (dernière publication le 12/12/01) pour la transposition de la Directive Européenne 89/336/CEE concernant la compatibilité électromagnétique des appareils électriques mis sur le marché en Europe. On utilise le terme international CEM (Compatibilité Electro Magnétique) pour les perturbations radioélectriques et pour signaler l’aptitude d’un appareil à combattre les bruits électromagnétiques ou à limiter son émission vers l’environnement.

Le marquage CE donne les garanties nécessaires à la conformité avec la directive CEM.

Voie de propagation

Un variateur de vitesse émet un bruit électromagnétique sous forme d’interférences :

basses fréquences dans les câbles du réseau électriques,
hautes fréquences dans l’air (10 kHz à 1 GHz).

Couplage

Le couplage, qu’il soit galvanique, capacitif ou inductif, représente le passage d’une perturbation d’un appareil émetteur vers un appareil récepteur. Il varie selon la conception ou la configuration des circuits électriques en présence.

Perturbation

Les variateurs de vitesse, de part la présence de composants électroniques commutant à hautes fréquences variables en leur sein, créent des distorsions des courants et des tensions à leur bornes d’entrée. Ces distorsions se propagent sur le réseau et induisent dans les autres appareils branchés sur le même réseau des distorsions du signal sinusoïdal et des consommations accrue de courant; on parle d’harmoniques.

Les harmoniques générées par les variateurs vitesse sont essentiellement de rang 5, 7, 11, 13, 17 et 19 (250, 350, 550 Hz, …).

Pour limiter les harmoniques et, par conséquent respecter la norme EN 61 000 (concernant le poids admissible des harmoniques de différents rangs par rapport à la fondamentale de fréquence f = 50 Hz), les variateurs de vitesse sont équipés de filtres au niveau du circuit intermédiaire.

Le graphique suivant montre que le placement de filtres dans le circuit intermédiaire du variateur de fréquence réduit d’un facteur 2 les harmoniques dans le circuit d’entrée.

Bruit électromagnétique.

Posted By : 25 Sep, 2007

Taux d’éblouissement d’inconfort – UGR

L’éblouissement d’inconfort provenant directement des luminaires doit être quantifié par l’auteur du projet en utilisant la méthode tabulaire d’évaluation du taux d’éblouissement unifié UGR de la CIE.

Sans rentrer dans les détails, le facteur UGR donne une idée de l’éblouissement d’inconfort dans le champ visuel de l’observateur par rapport à la luminance de fond (éblouissement provoqué par l’association de plusieurs luminaires dans un environnement considéré). Ce facteur UGR varie de 10 à 30. Plus la valeur du facteur est élevée, plus la probabilité d’éblouissement d’inconfort est importante.

Des valeurs de référence définissent des classes de qualité :

28	Zone de circulation
25	Salle d’archives, escaliers, ascenseur
22	Espace d’accueil
19	Activités normales de bureau
16	Dessins techniques, postes de travail CAD

Les facteurs suivants jouent un rôle important dans la détermination de la valeur UGR :

la forme et les dimensions du local,
la clarté de la surface (luminance) des parois, des plafonds, des sols et des autres surfaces étendues,
le type de luminaire et de protection,
la luminance de la lampe,
la répartition des luminaires dans le local,
la ou les positions de l’observateur.

Les valeurs de l’UGR données dans la norme EN 12464-1 sont des valeurs maximales à ne pas dépasser.

Exemple.

Type d’intérieur, tâche ou activité	Em (lux)	UGR	Ra	Remarques	Plan de référence
Classement, transcription	300	19	80		0.85 m du sol par défaut
Écriture , dactylographie, lecture, traitement de données	500	19	80
Dessin industriel	750	16	80
Postes de travail de conception assistée par ordinateur (CAO)	500	19	80	Un contrôle de l’éclairage est recommandé
Salle de conférence et de réunion	500	19	80
Réception	300	22	80
Archives	200	25	80		plans verticaux des rayonnages

On voit tout de suite que l’exigence de confort est moindre (UGR élevé = plus éblouissant) dans des locaux peu fréquentés ou pour des tâches nécessitant moins de concentration visuelle.

Certains fabricants proposent des tableaux simplifiés de détermination des valeurs UGR mais limités à des locaux simples pour une seule famille de luminaires donnée.

Par exemple, le logiciel « Dialux » est capable de calculer l’UGR en un point du plan donné, mais ce calcul prend, néanmoins, beaucoup de temps.

À titre indicatif, la formule de calcul de l’UGR est donnée :

UGR = 8 log (0.25/Lb x Σ L² ω/p²)

où :

Lp est la luminance de fond exprimée en candela/m² et représente l’éclairement vertical indirect au niveau de l’œil de l’observateur.
L est la luminance contenant les parties lumineuses de chaque luminaire dans la direction de l’observateur en candela/m².
ωest l’angle solide (stéradian) des parties lumineuses de chaque luminaire au niveau de l’œil de l’observateur.
P est l’indice de position de Guth fourni dans des tables spécifiques et représente la position d’un luminaire par rapport à l’axe vertical.

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.

Posted By : 25 Sep, 2007

Qualité de l’eau

La dureté de l’eau

C’est quoi la dureté?

La dureté de l’eau exprime la concentration en ions calcium (Ca++) et magnésium (Mg++) responsable du dépôt de tartre (ou calcaire) à l’intérieur du réseau hydraulique. Cette dureté s’exprime généralement en degrés français (df ou °F). À titre indicatif :

Dureté de l’eau
1°F	= 4 mg/l de Ca++	= 10 mg/l de CaCO₃
	= 2.4 mg/l de Mg++

La dureté de l’eau résulte du passage de l’eau dans les sous-sols rocheux où elle se charge, entre autres, en calcium et de magnésium. En Belgique, les eaux sont assez bien chargées et donc dures pour la plupart des régions (exception faite par exemple dans l’est du pays).
Une eau est :

douce de 0 à 18°F,
mi-dure de 18 à 30°F,
dure + de 30°F.

Comment connaître simplement la dureté de l’eau ?

Des kits de bandelettes sont vendus dans le commerce. En trempant une bandelette dans l’eau à analyser, elle se colore en fonction de la dureté de l’échantillon d’eau. Il suffit de comparer cette couleur à celle de la table colorimétrique livrée avec le kit.

D’autres systèmes plus sophistiqués existent mais ne seront pas abordés ici.

La corrosivité et l’agressivité de l’eau

Il ne faut pas confondre corrosivité et agressivité de l’eau. En effet :

La corrosivité est le résultat de l’interaction électrochimique entre le caractère électrolytique de l’eau (présence d’anions et de cations) et le métal. Cette interaction conduit à la dissolution du métal et sa transformation en oxydes insolubles (le plus connu: acier + eau = rouille). On mesure le degré de corrosivité par la conductivité (en µSiemens). Moins il y a de cations et d’anions dans l’eau, moins cette eau sera corrosive.
L’agressivité est la tendance à dissoudre du carbonate de calcium dans l’eau; elle est due au CO₂ libre présent dans l’eau. Une eau agressive est généralement corrosive mais pas l’inverse.

Lorsqu’on parle de vapeur (c’est le cas en stérilisation), les risques de corrosion sont encore plus importants; ce qui nécessite de réduire la présence d’ions. On y arrive en utilisant entre autres un osmoseur inverse.

L’eau adoucie

Dans la plupart des cas, l’eau brute de « ville » est traitée par un adoucisseur échangeur d’ions. Des résines échangeuse de cations divalents (calcium et magnésium), comme son nom l’indique, échangent des ions sodium (Na) pour du calcium et du magnésium responsables de développement du tartre dans les conduites à température élevée comme c’est le cas en stérilisation.

L’intérêt d’adoucir l’eau est de limiter l’entartrage des équipements travaillant à températures élevées.

L’eau osmosée

C’est l’eau qui a été traitée par osmose inverse. Cette eau, suite à son traitement est pratiquement pure. La membrane semi-perméable de l’osmoseur inverse permet de retenir la plupart des particules, ions et contaminants organiques. En d’autres termes, l’eau osmosée se trouve débarrassée à la fois des ions responsables de la corrosion des équipements et des micro-organismes indésirables en stérilisation (bactéries, …). Il est nécessaire pour garantir une qualité d’eau optimale, d’effectuer des contrôles en continu de la conductivité (en µSiemens) et de la teneur en chlore de l’eau brute de « ville » (sensibilité des membranes semi-perméable au chlore).

Synthèse sur la qualité de l’eau en stérilisation

Dans le tableau ci-dessous sont repris les principaux paramètres physico-chimiques (extrait du CTIN 2002 [7] français ou Comité Technique des Infections Nosocomiales) à mesurer et à respecter afin de conserver une qualité d’eau maximale garantissant la pérénnité des équipements. Il est clair que d’autres tests de qualité d’eau doivent être réalisés afin de garantir l’absence de contaminants organiques mais cela dépasse le cadre de l’énergie.

Qualité de l’eau
Type de mesure	Limite de qualité	Fréquence
Eau de ville
pH	6,5 à 9
Conductivité	400 µS/cm à 20°C
Chlore résiduel	0,1 mg/l
Température	15°C
Eau adoucie
Dureté	4 à 8°F
Eau osmosée
Conductivité	15µS/cm	Périodique ou en continu
dureté	0.02mmol/l
pH	5 à 7
…

Posted By : 25 Sep, 2007

Combustion et combustibles

Définition

La combustion peut être définie comme la réaction chimique qui a lieu lors de la combinaison entre l’oxygène et une matière combustible. Cette réaction est globalement exothermique, c’est-à-dire qu’elle se produit avec un dégagement de chaleur. Dans le cas du bâtiment, cette chaleur est essentiellement utilisée pour maintenir une température de confort.
Les combustibles sont multiples (gaz, pétrole, bois, charbon, …) mais ils ont un point commun : celui de contenir principalement des hydrocarbures, c’est-à-dire des combinaisons multiples de carbones et d’hydrogènes. La composition des combustibles peut être représentées par la formule générique :

C H_yO_x

soit pour un atome de carbone (C), on trouve en moyenne « y » atomes d’hydrogène (H) et « x » atomes d’oxygène (O).

Combustible	Composition générique typique
Biomasse	C H_1.44 O_0.66
Charbon (tourbe)	C H_1.2 O_0.5
Charbon (anthracite)	C H_0.4 O_0.02
Pétrole	C H_1.8
Gaz	C H_3.75 … C H_3.95

Par exemple, le CH₄, appelé méthane, est le constituant principal du gaz naturel (entre 83 % et 88 % en volume). Un litre de fuel, est, quant à lui, constitué d’environ 726 gr de carbone (C), 110 gr d’hydrogène (H) et 2 gr de soufre (S). De manière générale, on constate qu’il y a plus d’oxygène dans la biomasse que dans les combustibles fossiles.

Produits de la combustion

Deux produits principaux résulteront d’une combustion correcte : du dioxyde de carbone (ou CO₂) et de l’eau (ou H₂O).
En effet, si on considère la combustion « stoechiométrique » (c’est-à-dire contenant la quantité d’oxygène exacte pour faire réagir le combustible de manière parfaite), on obtient,

CH_yO_x + (1 + y/4 – x/2) O₂ —› CO₂ + y/2 H₂O

Par exemple, on obtient pour le méthane

CH₄ + 2 O₂—› CO₂ + 2 H₂O

C’est le CO₂ dont on parle au niveau de la pollution atmosphérique et de la problématique du réchauffement de la planète qu’il entraîne. Il est principalement lié à l’utilisation des combustibles fossiles, elle-même liée à l’activité économique. Voici 2>les ordres de grandeur du CO₂ produit.

Production de CO2 lors de la combustion de (on peut estimer grossièrement qu’au niveau valeur énergétique, 1 m³ de gaz = 1 litre de fuel) :
1 m³ de gaz	2 kg CO₂/m³
1 litre de fuel	2,7 kg CO₂/litre

Les fumées en sortie de chaudière contiendront également de la vapeur d’eau (H₂O).

Production de H₂O lors de la combustion de
1 m³ de gaz	1,68 kg/m³
1 litre de fuel	0,9 kg/litre

Mais l’oxygène provient de l’air atmosphérique et celui-ci contient également de l’azote (N), qui théoriquement reste neutre dans la réaction de combustion et devrait être rejeté comme tel dans les fumées. Cependant, sous certaines conditions de combustion, cela n’est pas le cas. En effet, l’azote se combine avec l’oxygène pour former des oxydes d’azote NO, NO₂, N₂O,… rassemblés sous la dénomination NO_x. Ceux-ci sont en partie responsables des pluies acides.
Les combustibles contiennent également des traces d’autres éléments dont la combustion est nocive pour l’environnement. Le principal est le soufre dont l’oxydation fournira du SO₂ et du SO₃. Ce dernier formera de l’acide sulfurique par combinaison avec de l’eau (par exemple, lors du contact entre les fumées et les nuages). C’est ce qui entraîne aussi la formation de pluie acide.
Si le gaz naturel ne contient pratiquement pas de soufre, le mazout et le charbon sont à ce niveau assez polluants et la réglementation vise à abaisser la teneur en souffre maximale autorisée.
En résumé, les produits de la combustion sont principalement constitués de CO₂, d’H₂O, de NO_x et de SO_x.

Quantité d’air nécessaire

La quantité d’air nécessaire pour brûler 1 m³ ou 1 litre de combustible dépendra des caractéristiques de celui-ci. Mais il est bon d’avoir en tête un ordre de grandeur.

« La combustion 1 m³ de gaz naturel ou d’1 litre de fuel requiert environ 10 m³ d’air à 15°C »

À cette quantité « stoechiométrique », c’est-à-dire requise par l’équation chimique de la combustion, s’ajoute un léger excès d’air pour s’assurer que toutes les molécules de combustible soient bien en contact avec l’oxygène. En effet, il faut prévoir que certaines molécules d’oxygène vont traverser le foyer sans se lier au combustible. Dit autrement, il faut éviter d’avoir des zones, des poches, où le processus de combustion viendrait à manquer localement d’oxygène.
On travaille donc avec un excès d’air comburant qui s’élève par exemple pour la combustion du fuel à environ 20 %. Il faut donc prévoir 12 m³ d’air pour brûler 1 litre de fuel.
Lorsqu’une combustion se fait avec une arrivée insuffisante d’oxygène, on parle de combustion incomplète. Celle-ci se traduit par la production d’imbrûlés (suies qui encrassent la chaudière) ou d’éléments partiellement oxydés, pouvant encore brûler, comme le monoxyde de carbone (CO).

Le CO est un gaz très dangereux : il est inodore, il passe dans le sang, se fixe sur l’hémoglobine à la place de l’oxygène et empêche le transport de celui-ci jusqu’aux cellules. Une teneur de 0,2 % de CO dans l’air entraîne la mort en moins d’une demi-heure …

La figure suivante montre l’évolution de la composition des fumées en fonction de l’excès d’air dans le cas d’une combustion à prémélange (d’air et du combustible). On constate qu’en présence d’un manque d’oxygène, il y production de CO. Lorsque l’excès d’air augmente au-delà d’une certaine valeur, la teneur en CO₂ des fumées diminue par dilution, dilution qui diminue le rendement de combustion dans la mesure où les fumées ont une température plus basses.

Evolution du contenu des fumées avec l’excès d’air [%] de combustion : cas de la combustion avec prémélange air-combustible (par exemple mélange d’air et de gaz naturel).

Le pouvoir calorifique d’un combustible

Généralités

Le pouvoir calorifique d’un combustible est la chaleur que peut dégager la combustion complète d’une unité de combustible. Dans le milieu scientifique, on l’exprime souvent en kJ/kg de combustible. Néanmoins, suivant le domaine d’application, on peut l’exprimer dans d’autres unités plus pratiques, par exemple, en kWh/m³ pour le gaz ou kWh/litre pour le fuel.
Dans les produits de la combustion, il y a de la vapeur d’eau, issue de la réaction de l’hydrogène du combustible. Dans certains appareils de combustion, l’eau reste à l’état de vapeur et s’échappe dans cet état vers la cheminée. La chaleur nécessaire pour vaporiser l’eau est donc perdue. Au contraire, certains appareils permettent de condenser l’eau et de récupérer l’énergie dégagée par l’eau pendant son changement de phase. On pense typiquement aux chaudières dites à condensation qui utilisent ce procédé pour augmenter leur rendement.
Sur base de cette distinction, on définit deux pouvoirs calorifiques :

Le pouvoir calorifique inférieur (PCI ou H_i), mesuré en conservant l’eau à l’état vapeur,
Le pouvoir calorifique supérieur (PCS ou H_s), mesuré après avoir récupéré la chaleur de condensation de l’eau.

Cas des combustibles « purs »

Exemples :

Le gaz « riche » algérien présente un PCI d’environ 36 MJ/m³_N et un PCS d’environ 40 MJ/m³_N.
Le fuel présente un PCI d’environ 36 MJ/litre et un PCS d’environ 39 MJ/litre.

		PCI du combustible
Vecteur	Unité	en MJ	(en kWh)	(en Wh)
Gaz naturel pauvre	m³	32,97	9,16	9 160
Électricité	kWh	3,6	1	1 000
Gaz butane	kg	45,56	12,66	12 660
Gaz naturel riche	m³	36,43	10,12	10 120
Houille	kg	29,3	8,14	8 140
Anthracite 10/20	kg	31,4	8,72	8 720
Coke	kg	28,5	7,92	7 920
Propane	L	23,72	6,59	6 590
Gasoil chauffage	L	35,87	9,96	9 960
Fuel léger	L	36,37	10,10	10 100
Fuel moyen	L	37,68	10,47	10 470
Fuel lourd	L	38,16	10,60	10 600
Fuel extra lourd	L	38,58	10,72	10 720

On peut déduire le PCI par unité de masse d’un combustible pur caractérisé par la composition CH_yO_x par la formule expérimentale suivante exprimée en MJ/kg :

PCI = enthalpie de réaction / masse molaire = [(393.6 + 102.2 y – (110.6 + 204.4 y) x ) / (1 + y)] / [12 + y + 16 x] en [MJ/kg]

Cette formule est d’application pour tous les combustible, qu’ils soient fossiles ou issus de la biomasse. Néanmoins, il donne l’énergie pour un combustible pur (c’est-à-dire non dilué par un agent supplémentaire comme de l’eau).

Posted By : 25 Sep, 2007

Confort thermique : généralité

Le confort thermique est défini comme « un état de satisfaction du corps vis-à-vis de l’environnement thermique ».

Les 6 paramètres traditionnels du confort thermique

Le confort thermique est traditionnellement lié à 6 paramètres :

Le métabolisme, qui est la production de chaleur interne au corps humain permettant de maintenir celui-ci autour de 36,7°C. Un métabolisme de travail correspondant à une activité particulière s’ajoute au métabolisme de base du corps au repos.
L’habillement, qui représente une résistance thermique aux échanges de chaleur entre la surface de la peau et l’environnement.
La température ambiante de l’air Ta.
La température moyenne des parois Tp.
L’humidité relative de l’air (HR), qui est le rapport exprimé en pourcentage entre la quantité d’eau contenue dans l’air à la température ta et la quantité maximale d’eau contenue à la même température.
La vitesse de l’air, qui influence les échanges de chaleur par convection. Dans le bâtiment, les vitesses de l’air ne dépassent généralement pas 0,2 m/s.

Notez que de façon simplifiée, on définit une température de confort ressentie (appelée aussi « température opérative » ou « température résultante sèche ») :

T°opérative = (T°air + T°parois) / 2

Cette relation simple s’applique pour autant que la vitesse de l’air ne dépasse pas 0,2 m/s.

Ainsi, le lundi matin, la température des parois est encore basse et le confort thermique risque de ne pas être atteint malgré la température de l’air de 20 ou 21°C…

Confort et température

Confort = équilibre entre l’homme et l’ambiance.

Dans les conditions habituelles, l’homme assure le maintien de sa température corporelle autour de 36,7°C. Cette température est en permanence supérieure à la température d’ambiance, aussi un équilibre doit-il être trouvé afin d’assurer le bien-être de l’individu.

La figure ci-dessus considère le sentiment de confort thermique exprimé par les sujets eux-mêmes. Il s’agit de pourcentages prévisibles d’insatisfaits (PPD), exprimés sur l’axe vertical, pour des personnes au repos en position assise (celle qui font la sieste au bureau, par exemple !), ou pour des personnes effectuant un travail léger (= travail de bureau).

Il est impossible de définir une température qui convienne à tous : il reste au mieux 5 % d’insatisfaits !

Il est intéressant de constater que la courbe des sujets au repos est centrée sur 26°C, et qu’elle est plus resserrée : ces personnes sont plus sensibles à de faibles variations de température.

La courbe représentant le travail léger glisse vers les basses températures : les personnes ayant plus de chaleur à perdre préfèrent des températures plus basses.

La diffusion de chaleur entre l’individu et l’ambiance s’effectue selon divers mécanismes :

Schéma diffusion de chaleur entre l'individu et l'ambiance.

Plus de 50 % des pertes de chaleur du corps humain se font par convection avec l’air ambiant (convection et évaporation par la respiration ou à la surface de la peau).

Les échanges par rayonnement à la surface de la peau représentent jusqu’à 35 % du bilan alors que les pertes par contact (conduction) sont négligeables (< 1 %).

Le corps perd également 6 % de sa chaleur à réchauffer la nourriture ingérée.

Cette importance de nos échanges par rayonnement explique que nous sommes très sensibles à la température des parois qui nous environnent, … et explique l’inconfort dans les anciennes églises, malgré l’allumage de l’aérotherme deux heures avant l’entrée des fidèles !

Confort et humidité

L’incidence sur la transpiration

L’humidité relative ambiante influence la capacité de notre corps à éliminer une chaleur excédentaire.

Ainsi, une température extérieure de 24°C et une humidité relative de 82 % (après une pluie en période de forte chaleur), entraînent une forte impression de moiteur, due à l’impossibilité pour la peau d’évaporer l’eau de transpiration et donc de se rafraîchir.

Par contre, une température de 24°C conjointe à une humidité relative de 18 % (climat estival méditerranéen) permet de refroidir la peau par l’évaporation de l’eau de transpiration. La chaleur nous paraît » très supportable « .

L’impact de l’humidité relative dans un bâtiment

L’humidité a relativement peu d’impact sur la sensation de confort d’un individu dans un bâtiment. Ainsi, un individu peut difficilement ressentir s’il fait 40 % ou 60 % d’humidité relative dans son bureau.

L’inconfort n’apparaît que lorsque :

L’humidité relative est inférieure à 30 %,
L’humidité relative est supérieure à 70 %

De faibles niveaux d’humidité (en deçà de 30 %) donnent lieu à certains problèmes :

Augmentation de l’électricité statique (petites décharges lors du contact avec des objets métalliques),À noter que la présence de décharges électrostatiques n’est pas forcément imputable à la sécheresse de l’air (un tapis non traité à l’antistatique peut également provoquer ce type de problème), mais l’air sec (peu conducteur) renforce ce phénomène.

Gêne et irritation accrue à la fumée de tabac (du fait d’un abaissement du seuil de perception des odeurs).

Augmentation de la concentration en poussières dans l’air (diminution de la taille des particules) et donc de leur vitesse de sédimentation et dès lors du nombre de bactéries aéroportées, ce qui serait susceptible d’induire une augmentation de la fréquence de maladies respiratoires en hiver lorsque l’humidité de l’air est faible.

Les gains énergétiques entraînés par une diminution drastique de l’humidification de l’air doivent être comparés aux pertes entraînées par un absentéisme accru…

De hauts niveaux d’humidité (au-delà 70 % HR) donnent lieu à une croissance microbienne importante et à des condensations sur les surfaces froides :

C’est ce qu’indique le diagramme ci-dessous, précisant la plage de taux d’humidité ambiante optimale d’un point de vue hygiénique (d’après Scofield et Sterling) (Doc.Dri-Steem/Pacare).

La plage de confort température-humidité

Pour un confort optimal et pour une température de l’air aux environs de 22°C, on peut dès lors recommander que l’humidité relative soit gardée entre 40 et 65 %.

Plus précisément, on peut définir une plage de confort hygrothermique dans le diagramme suivant (extrait de l’article de R. Fauconnier L’action de l’humidité de l’air sur la santé dans les bâtiments tertiaires parut dans le numéro 10/1992 de la revue Chauffage Ventilation Conditionnement).

Zone à éviter vis-à-vis des problèmes de sécheresse.
et 3 : Zones à éviter vis-à-vis des développements de bactéries et de microchampignons.
Zone à éviter vis-à-vis des développements d’acariens.
Polygone de confort hygrothermique.

A noter enfin que les limites d’humidité imposées en Suisse par la SIA V382/1 sont beaucoup moins exigeantes : on admet une humidité située en permanence entre 30 et 65 % HR, avec des pointes entre 20 et 75 % HR durant quelques jours par an. De tels taux momentanés sont supportables physiologiquement, sans qu’il ne soit nécessaire de recourir à une humidification artificielle.

Pour plus d’informations sur l’impact du taux d’humidité sur la santé, on consultera l’ouvrage Manuel de l’humidification de l’air.

Confort et vitesse de l’air

La vitesse de l’air (et plus précisément la vitesse relative de l’air par rapport à l’individu) est un paramètre à prendre en considération, car elle influence les échanges de chaleur par convection et augmente l’évaporation à la surface de la peau.

À l’intérieur des bâtiments, on considère généralement que l’impact sur le confort des occupants est négligeable tant que la vitesse de l’air ne dépasse pas 0,2 m/s.

À titre de comparaison : se promener à la vitesse de 1 km/h produit sur le corps un déplacement de l’air de 0,3 m/s.

Le mouvement de l’air abaisse la température du corps, facteur recherché en été, mais pouvant être gênant en hiver (courants d’air).

Condition hivernale

De façon plus précise :

Vitesses résiduelles	Réactions	Situation
0 à 0,08 m/s	Plaintes quant à la stagnation de l’air.	Aucune.
0,13 m/s	Situation idéale.	Installation de grand confort.
0,13 à 0,25 m/s	Situation agréable, mais à la limite du confort pour les personnes assises en permanence.	Installation de confort.
0,33 m/s	Inconfortable, les papiers légers bougent sur les bureaux.	Grandes surfaces et magasins.
0,38 m/s	Limite supérieure pour les personnes se déplaçant lentement.	Grandes surfaces et magasins.
0,38 à 0,5 m/s	Sensation de déplacement d’air important.	Installations industrielles et usines où l’ouvrier est en mouvement.

La fourniture d’air frais pour la ventilation d’un local n’entraîne en principe qu’un mouvement très faible de l’air.

Exemple.

Local dont l’air est renouvelé toutes les 10 minutes (soit un taux de renouvellement de 6) par circulation transversale :

volume local : 10 x 5 x 15 = 750 m³
débit d’air : 750 x 6 = 4 500 m³/h
section déplacement : 10 x 5 = 50 m²
vitesse de l’air : 4 500 x 1/50 = 90 m/h = 0,025 m/s !

Mais ce calcul sous-entend un déplacement uniforme de l’air dans la pièce.

En réalité, ce débit est fourni généralement par des bouches de pulsion de section nettement plus faible où la vitesse est beaucoup plus rapide. De plus, en climatisation, cet air peut être pulsé à une température nettement plus faible que l’ambiance…

Le confort est donc directement lié à la qualité de la diffusion de l’air dans la pièce, afin d’assurer une vitesse réelle inférieure à 0,25 m/s au droit des occupants.

Conditions estivales

Pour les températures de locaux comprises entre 21 et 24°C, un déplacement d’air à la vitesse de 0,5 à 1 m/s donne une sensation rafraîchissante confortable à des personnes assises n’ayant que de faibles activités. Mais lorsqu’on fournit un travail musculaire dans des endroits chauds, des vitesses d’air de 1,25 à 2,5 m/s sont nécessaires pour apporter un soulagement. On produit parfois des vitesses plus élevées lorsque des hommes sont soumis pour de courtes périodes à une chaleur rayonnante intense. Ce mouvement d’air sera obtenu à l’aide de ventilateurs.

L’effet rafraîchissant est ressenti peut-être exprimé en fonction de la diminution de la température de l’air qui donnerait le même effet rafraîchissant en air calme.

Voici les valeurs extraites du Guide pratique de ventilation – Woods, valables pour des conditions moyennes d’humidité et d’habillement :

Vitesse de l’air [m/s]	Refroidissement équivalent [°C]
0,1	0
0,3	1
0,7	2
1,0	3
1,6	4
2,2	5
3,0	6
4,5	7
6,5	8

L’importance du mouvement d’air nécessité pour obtenir un effet rafraîchissant peut être évaluée dans une certaine mesure par l’expérience personnelle des vitesses extérieures de l’air. La sensation de fraîcheur produite par un vent léger soufflant par une fenêtre par une chaude journée est familière à chacun. La vitesse généralement désignée par « brise légère » est de l’ordre de 2,5 m/s. L’échelle de Beaufort des vents reproduite sur le tableau ci-dessous donne des vitesses des vents en km/h et en m/s.

Force du vent à l’échelle Beaufort n°	Nature du vent	Vitesse en m/s	Vitesse en km/h
0	Calme	–	–
1	Air léger	1.5	5.4
2	Brise légère	3	10.8
3	Brise douce	5	18
4	Brise modérée	7	25
5	Brise fraîche	9	32.4
6	Brise forte	11	39.6
7	Vent modéré	13	47
8	Vent frais	15	54
9	Vent fort	18	65
10	Grand vent	21	76
11	Tempête	28	100
12	Ouragan	45	160

Confort, activité, habillement

L’estimation du niveau d’habillement

Le niveau d’habillement des occupants est caractérisé par une valeur relative, exprimée en « clo », l’unité d’habillement.

Tenue vestimentaire	Habillement
Nu.	0
Short.	0,1
Tenue tropicale type (short, chemise à col ouvert et à manches courtes, chaussettes légères et sandales).	0,3
Tenue d’été légère (pantalon léger, chemise à col ouvert et à manches courtes, chaussettes légères et chaussures.	0,5
Tenue de travail légère (chemise de travail en coton à manches longues, pantalon de travail, chaussettes de laine et chaussures.	0,7
Tenue d’intérieur pour l’hiver (chemise à manches longues, pantalon, pull-over à manches longues, chaussettes épaisses et chaussures.	1,0
Tenue de ville traditionnelle (complet avec pantalon, gilet et veston, chemise, chaussettes de laine et grosses chaussures.	1,5

L’évaluation du niveau d’activité

Diverses valeurs du métabolisme sont indiquées ci-après pour diverses activités.

Activité	W/m²	met
Repos,couché	45	0,8
Repos, assis	58	1
Activité légère, assis (bureau, école)	70	1,2
Activité légère, debout (laboratoire, industrie légère)	95	1,6
Activité moyenne, debout (travail sur machine)	115	2,0
Activité soutenue (travail lourd sur machine)	175	3,0

Indicateurs et plages de confort

Détermination traditionnelle des zones de confort thermique

Le corps humain possède un mécanisme de régulation qui adapte ses pertes de chaleur aux conditions thermiques de l’ambiance.

Ce mécanisme d’autorégulation laisse apparaître une zone où la variation de sensation de confort thermique est faible : c’est la zone dite de confort thermique. Il existe donc pour chaque situation une plage de conditions confortables. Cette plage se représente soit graphiquement sur des diagrammes psychrométriques, soit au moyen d’un indicateur unique regroupant les 6 paramètres cités plus haut. À cet effet l’indice de vote moyen prévisible (PMV) est utilisé et le pourcentage prévisible d’insatisfaits (PPD) est calculé.

Plages de confort pour une activité de bureau et un habillement d’été ou d’hiver, selon l’ASHRAE Hanbook of Fundamentals Comfort Model, 2005 superposées au climat de Bruxelles.

L‘indice de vote moyen prévisible (PMV – Predicted Mean Vote) donne l’avis moyen d’un groupe important de personnes qui exprimeraient un vote de sensation de confort thermique en se référant à l’échelle suivante :

Une valeur de PMV de zéro exprime une sensation de confort thermique optimale.
Une valeur de PMV négative signifie que la température est plus basse que la température idéale.
Réciproquement, une valeur positive signale qu’elle est plus élevée.

On considère que la zone de confort thermique s’étale de la sensation de légère fraîcheur (- 1) à la sensation de légère chaleur (+ 1), soit de -1 à + 1.

+3	chaud
+2	tiède
+1	légèrement tiède
0	neutre
-1	légèrement frais
-2	frais
-3	froid

Le pourcentage prévisible d’insatisfaits (PPD – Predicted Percentage Dissatisfied) donne, en fonction de l’indice PMV d’une situation thermique précise, le pourcentage de personnes insatisfaites par rapport à la situation.

Connaissant PMV, la figure ci-après permet d’évaluer directement PPD. Si par exemple, le PMV est de – 1 ou + 1, l’indice PPD montre que près de 25 % de la population n’est pas satisfaite. Pour ramener le PPD à une valeur maximale de 10 % (ce qui est généralement l’objectif à atteindre dans un bâtiment), le PMV doit se situer entre – 0,5 et + 0,5. Et pour une valeur 0 de PMV, soit un état de confort thermique optimal, il y a encore 5 % d’insatisfaits.

Le calcul du niveau de confort

Les mesures étant réalisées, le niveau d’habillement et le niveau d’activités étant connus, il est alors possible de déterminer où se situe la température opérative effective par rapport à l’optimum de confort.

De façon plus précise, des tableaux repris dans la norme donnent l’indice PMV en fonction de la vitesse relative de l’air pour un habillement et une température opérative donnés, lorsque l’humidité relative est de 50 %. Nous reprenons ci-dessous un exemplaire de ces tableaux pour la situation la plus fréquente en hiver. Dans celui-ci est mise en évidence (zone colorée) la zone de confort thermique pour un indice PMV situé entre – 0,5 et + 0,5, c’est-à-dire pour 10 % d’insatisfaits.

Hab. H (clo)	Temp. opér. to (°C)	PMV suivant la vitesse relative de l’air (m/s) – Niveau d’activité M = 70 W/m² –
Hab. H (clo)	Temp. opér. to (°C)	<0,10	0,10	0,15	0,20	0,30	0,40	0,50	1,00	1,50
0,5 (été)	18	-2,01	-2,01	-2,17	-2,38	-2,70	–	–	–	–
	20	-1,41	-1,41	-1,58	-1,76	-2,04	-2,25	-2,42	–	–
	22	-0,79	-0,79	-0,97	-1,13	-1,36	-1,54	-1,69	-2,17	-2,46
	24	-0,17	-0,20	-0,36	-0,48	-0,68	-0,83	-0,95	-1,35	-1,59
	26	0,44	0,39	0,26	0,16	-0,01	-0,11	-0,21	-0,52	-0,71
	28	1,05	0,96	0,88	0,81	0,70	0,61	0,54	-0,31	-0,16
	30	1,64	1,57	1,51	1,46	1,39	1,33	1,29	1,14	1,04
	32	2,25	2,20	2,17	2,15	2,11	2,09	2,07	1,99	1,95
1,0 (hiver)	16	-1,18	-1,18	-1,31	-1,43	-1,59	-1,72	-1,82	-2,12	-2,29
	18	-0,75	-0,75	-0,88	-0,98	-1,13	-1,24	-1,33	-1,59	-1,75
	20	-0,32	-0,33	-0,45	-0,54	-0,67	-0,76	-0,83	-1,07	-1,20
	22	0,13	0,10	0,00	-0,07	-0,18	-0,26	-0,32	-0,52	-0,64
	24	0,58	0,54	0,46	0,40	0,31	0,24	0,19	0,02	-0,07
	26	1,03	0,98	0,91	0,86	0,79	0,74	0,70	0,57	0,50
	28	1,47	1,42	1,37	1,34	1,28	1,24	1,21	1,12	1,06
	30	1,91	1,86	1,83	1,81	1,78	1,75	1,73	1,67	1,63

Partons d’un exemple de mesures

Dans un local de bureau où l’activité est légère et s’effectue en position assise, le métabolisme est de 70 W/m² ou 1,2 met. Supposons être en présence d’une personne en tenue d’intérieur pour l’hiver correspondant à un habillement de 1 clo. Les différentes mesures des paramètres physiques de l’ambiance donnent 20°C pour la température de l’air, 19°C pour la température moyenne de surface des parois, une humidité relative de 50 % et une vitesse de l’air de 0,15 m/s.

La température opérative est donc de 19,5°C. En se référant au tableau de la norme ci-dessous, on en déduit que l’indice PMV = – 0,56. Pour cette dernière valeur, le graphe PPD/PMV donne une prévision de 12 % de personnes insatisfaites par rapport à l’ambiance thermique du local.

Cherchons le confort optimal

Dans le cas de la détermination de la température d’ambiance optimale, l’objectif est de déterminer la température opérative optimale qui correspond à l’indice PMV = 0. Ensuite, la zone de confort thermique peut alors être établie pour un pourcentage de personnes insatisfaites donné.

En reprenant les mêmes hypothèses que l’exemple ci-dessus, la norme donne un indice PMV = 0 pour une température opérative optimale de 22°C. En admettant un écart de 1°C entre T°air et T°parois (ce qui n’est pas beaucoup), la température de l’air sera optimale pour 22,5°C !

En admettant 10 % d’insatisfaits (PMV compris entre – 0,5 et + 0,5), la température opérative varie de 19,8°C et 24,2°C. Soit pour la température de l’air : une zone de confort thermique de 4,4°C, allant de 20,3°C à 24,7°C (zone de couleur jaune du tableau).

Autrement dit, en hiver, dans un bureau bien isolé (T°parois élevées), on admettra un confort basé sur une température d’air de 20,5°C. Mais si la température des parois est faible (simples vitrages, par exemple), il faudra apporter un air à 21, voire 22°C pour assurer le confort.

Le confort thermique restera toujours variable en fonction des individus

La zone théorique de confort étant déterminée, la sensation de confort peut aussi être influencée par d’autres éléments comme l’état de santé, l’âge ou l’état psychologique de l’individu. Dans chacun de ces cas, il faudra admettre une température d’ambiance différente qui peut être située hors de la zone de confort thermique. De plus, la qualité ou « chaleur » humaine qui entoure l’individu participe à la sensation de confort ou d’inconfort. Enfin, la possibilité d’une intervention personnelle sur les caractéristiques de l’ambiance de son lieu d’activité est importante si on veut éviter tout sentiment de frustration ou d’enfermement et donc d’inconfort.

Confort au niveau du pied

Le texte ci-dessous est extrait de la brochure du FFC : Technologie de la construction – Méthodes de construction – Isolation thermique – Généralités.

Bien que dans les échanges thermiques, les pertes par contact (conduction) soient négligeables (< 1 %), une problématique courante réside dans le fait qu’avec certains types de plancher, on aura froid aux pieds et non avec d’autres. On admet en général que, pour un pied non chaussé, une température de contact inférieure à 26°C soit désagréable.

Lorsqu’un objet à une température θ₁ est mis en contact avec un objet à une température q2, la surface de contact se mettra à une température comprise entre les deux précitées.

Les relations ci-après permettent de calculer la température de contact ( θ_c) entre le corps humain et quelques matériaux :

Acier :	θ_C	=	2,1 + 0,93 θ
Béton :	θ_C	=	10,6 + 0,65 θ
Bois :	θ_C	=	19,4 + 0,35 θ
Tapis :	θ_C	=	27,5 + 0,08 θ
θ est la température initiale du matériau.

Ainsi, si on touche un objet en acier dont la température est inférieure à – 2,2°C, la température de contact sera inférieure à 0°C. Ceci explique pourquoi, si en période de gel, des enfants touchent avec la langue un garde-corps de pont en acier par exemple, celle-ci adhérera par le gel.

Il ressort de la relation θ_C= 27,5 + 0,08 θ , que pour toutes les températures courantes, un tapis est suffisamment chaud aux pieds. De même, un plancher en bois ne fera généralement pas l’objet de plaintes pour autant que la température de surface ne descende pas sous 19°C.
Par contre, un revêtement de sol en béton ou en dalles ne sera chaud aux pieds que si la température est au moins de 24°C. C’est pourquoi ces types de planchers font souvent l’objet de plaintes auxquelles on ne peut remédier que par la pose d’un tapis ou l’installation d’un système de chauffage par le sol.
Conseiller d’isoler, à sa face inférieure, un plancher en matériau pierreux afin d’augmenter le confort du pied est généralement peu judicieux. Quelle que soit l’isolation, des températures superficielles de 24°C ou plus ne peuvent être atteintes qu’avec une température de l’air de 27 °C, ce qui crée par ailleurs un certain inconfort.

Zones de confort adaptatif

Comme l’a montré la théorie du confort adaptatif, les plages de confort ne devraient pas être vues comme des valeurs statiques, définies une fois pour toutes. En réalité, elles sont susceptibles de varier selon la capacité d’action de l’occupant, l’historique météorologique, etc. C’est déjà partiellement reflété par l’intégration de l’habillement et de l’activité dans les représentations traditionnelles, mais cela reste trop partiel.

Il faut reconnaitre qu’il est difficile de représenter clairement une zone de confort définie sur base de six paramètres, en intégrant en plus la variabilité de ceux-ci. Heureusement, les recherches ont montré que parmi ces 6 paramètres, la température opérative était prédominante, et que la plupart des facteurs d’adaptation sont liés à la température moyenne extérieure. Les développeurs des théories du confort adaptatif ont donc pu simplifier la représentation de leurs résultats. On trouve aujourd’hui dans la littérature des figures donnant des plages de confort intérieur, exprimées uniquement sur base de la température opérative, en fonction d’une température de référence, généralement définie comme une moyenne des températures relevées sur quelques jours. Certains auteurs font cependant remarquer que ces représentations sont trop simplistes et font oublier les autres paramètres du confort thermique, notamment l’humidité.

Températures opératives correspondantes aux différentes plages de confort définies par la norme NBN EN 15251.

En outre, ces plages de références ne sont utilisables que pour certains ‘profils de bâtiment’, et surtout d’occupants. Les théories du confort adaptatif l’on montré, la capacité d’action de l’occupant sur son environnement est un paramètre fondamental du confort. Il est donc nécessaire d’en tenir compte lorsque l’on choisit des systèmes techniques : va-t-on privilégier une gestion automatisée et centralisée, pour éviter « des mauvaises gestions » (oh, le méchant occupant qui dérègle ma belle machine !), ou au contraire choisir un système laissant à l’occupant la totalité du contrôle ? Bien entendu des solutions intermédiaires existent.

La capacité d’action de l’occupant ne dépend pas uniquement des dispositifs techniques. Elle est aussi liée à son activité ou à l’organisation du travail. Par exemple, on imaginera assez facilement un employé de bureau passant 8 heures continues à son poste de travail contrôler l’ouverture de la fenêtre située juste à côté de lui. Ce sera plus difficile pour quelqu’un qui saute d’une réunion à l’autre et n’a pas de poste de travail fixe.

On parlera d’un occupant actif s’il est capable et motivé à prendre en charge une partie de la gestion de l’ambiance, et d’un occupant passif dans le cas contraire. L’organigramme ci-dessous aide à identifier le type d’occupant auquel on a affaire.

Profil des occupants, inspiré de Adaptive temperature limits: A new guideline in The Netherlands : A new approach for the assessment of building performance with respect to thermal indoor climate, A.C. van der Linden, A.C. Boerstra, A.K. Raue, S.R. Kurvers, R.J. de Dear.

Posted By : 25 Sep, 2007

Formation de moisissures

Conditions au développement de moisissures

Le texte ci-dessous est extrait de la Note d’Information Technique (NIT) n° 153 (Problèmes d’humidité dans les bâtiments) du CSTC.

Qu’est-ce qu’une moisissure ?

Des spores de moisissures, dont les dimensions sont généralement inférieures à 10 microns, sont normalement présentes dans l’air, au même titre que les bactéries. Leur concentration dans l’air extérieur est de l’ordre de 10⁵spores par m³ d’air, bien qu’elle soit plus faible après une période de pluie ou pendant des périodes de grand froid, et plus élevée aux alentours des bois, des parcs, etc.

La concentration en spores de moisissures dans l’air intérieur est en général un peu moins forte que dans l’air extérieur.

Il existe normalement de nombreuses variétés de spores de moisissures, certaines apparaissent dans des proportions plus diverses que d’autres selon la saison. Selon leur type, les moisissures sont gris verdâtre, brun foncé ou noirâtre.

En se développant, les moisissures produisent d’autres spores, de sorte que leur prolifération peut être très rapide.

Conditions nécessaires au développement de moisissures

La formation de moisissures sur une surface ne se produit que dans des conditions favorables. Il faut notamment :

Une quantité d’oxygène suffisante.

Des conditions de température adéquates. Bien que les moisissures puissent se développer à des températures comprises entre 0 et 60°C, la température optimale pour un développement rapide se situe entre 5 et 25°C. Il est important que les variations de température ne soient pas trop importante.

Un fond nourrissant approprié.

Une humidité suffisante.

Les deux premières conditions ne posent pas de problèmes dans les bâtiments. En effet, de l’oxygène s’y trouve en suffisance et la température se situe la plupart du temps dans les limites les plus favorables. D’où l’importance des deux dernières conditions : fond nourrissant approprié et humidité suffisante.

Fond nourrissant

Pour leur développement, les moisissures ont besoin de faibles quantités de matières organiques décomposables comme les sucres, les graisses et surtout la cellulose.

Même dans des bâtiments très propres, les traces de souillure sur les parois sont suffisamment nombreuses pour permettre le développement de moisissures.

Il va de soi que les endroits présentant une accumulation de salissures ou de poussières constituent des emplacements de prédilection pour le développement de moisissures.

Certaines sortes de papiers peints et surtout la colle cellulosique avec laquelle ils sont posés, ainsi que certains types de peintures semblent être à des degrés divers de bons fonds nourrissants pour les moisissures.

Présence d’humidité

L’organe reproducteur des moisissures contient environ 95 % d’eau. L’eau est une condition essentielle au développement des moisissures. Celles-ci puisent l’humidité nécessaire principalement dans le support sur lequel elles se développent.

Des variations importantes de la teneur en humidité ne donnent pas lieu, en général, à un développement de moisissures, c’est-à-dire que le développement de moisissures est rarement lié à la pénétration d’eau de pluie.

Condensation de surface ou formation de moisissures ?

La condensation superficielle apparaît lorsque l’humidité relative, à la surface d’une paroi, atteint 100 %. La formation de moisissures sur une paroi peut déjà se produire à partir dune humidité relative de 80 % si le matériau en contact avec l’air humide est hygroscopique. Ceci s’explique par le fait qu’un matériau hygroscopique absorbe une grande quantité d’humidité pour des humidités relatives de l’air situées en dessous du niveau de saturation.

Posted By : 25 Sep, 2007

Rendement d’un luminaire intérieur

Le rendement total η_t d’un luminaire est le rapport entre le flux lumineux émis par le luminaire et le flux lumineux des lampes.

Il est d’autant plus bas qu’il y a des éléments (ventelles, globe opalin ou prismatique) devant les lampes afin d’éviter l’éblouissement ou pour favoriser l’esthétique.

Données

Pour voir des exemples de rendement d’un luminaire.

Attention, le rendement total d’un luminaire ne focalisant pas la lumière vers le bas, c’est-à-dire vers le plan de travail (luminaire à diffuseur opalin, lumière douce, …), n’est pas exactement représentatif du rendement utile du luminaire. En effet une partie de la lumière est diffusée vers les murs ou les plafonds. Il en résulte une perte supplémentaire (qui dépend du facteur de réflexion des parois) non considérée dans la notion de rendement total. Pour comparer ce type de luminaire avec les luminaires purement directs, la notion de rendement inférieur η _i (quantifiant le flux lumineux dirigé vers le bas) peut donc également être une indication de l’efficacité du luminaire.

La norme Française UTE C71-121 impose aux fabricants de notifier le rendement inférieur η_i et le rendement supérieur η_s sous la forme :

η_i [A à J] + η_s T

Les lettres A à J permettent d’indiquer le type de répartition du flux inférieur. On utilise les lettres A à E pour les distributions intensives et les lettres F à J pour les distributions extensives. La lettre T désigne toujours la composante indirecte.

Le rendement total η_t du luminaire vaut simplement :

η_t = η_i+ η_s

Par exemple, un luminaire caractérisé par un rendement UTE de :

0.75 D + 0.10 T

émettra vers le bas avec un rendement lumineux de 75 % et selon un flux assez intensif, et vers le haut avec un rendement lumineux de 10 %. Le rendement lumineux total du luminaire vaut ici 85 %.

Rendement de 100 % ou plus ?

On voit des rendements de luminaires équipés de lampe T5 supérieurs à 100% et des rendements de luminaires à LED de 100 %.

Explication T5 :

La lampe T5 a son flux maximal à 35 °C. La norme impose une température de 25 °C pour les tests en labo. Les fabricants utilisent un facteur de correction pour compenser cette différence de t° (car ils disent qu’à la lampe, il y aura bien les 35 °C.)

Exemple courbe photométrique d’un luminaire pour T5 à rendement > 100%

Explication LED :

Le module LED fait partie du luminaire, il n’y a plus moyen de mesurer la source sans le luminaire donc on met le rendement à 100 %. Si un diffuseur est placé dans un luminaire à LED, la diminution du rendement du luminaire à LED peut être mesurée et le rendement sera alors inférieur à 100 %.

Exemple courbe photométrique d’un luminaire à LED à rendement 100 %

Posted By : 25 Sep, 2007

Luminance moyenne d’un luminaire

Luminance moyenne d'un luminaire

La luminance moyenne (en cd/m²) d’un luminaire représente sa brillance et quantifie les risques d’éblouissement. Elle est définie en fonction de l’angle de vision du luminaire par rapport à la verticale (angle d’élévation).

Luminaire intérieur, coupe transversale et longitudinale.

Les fournisseurs reprennent ces grandeurs sous forme de tableau ou sous forme d’abaque (dans le plan C90 en trait continu et dans le plan C0 en pointillés). Elles sont données soit pour la totalité du flux lumineux émis par les lampes (en lm), soit ramenés à 1 000 lm. Dans ce dernier cas, il faudra multiplier les valeurs par le flux lumineux des lampes /1 000 pour obtenir les valeurs réelles.

Exemple de fiche technique d’un luminaire :

Exemple de fiche technique d'un luminaire

Posted By : 25 Sep, 2007

Théorie des supports antivibratiles

Fréquence propre et résonance d’un système

Tirez sur une masse suspendue au bout d’un élastique, puis lâchez la : elle reviendra à la position de repos avec une fréquence qui sera toujours identique. Lancez une balançoire d’enfant, l’amplitude va se réduire progressivement jusqu’à l’arrêt, mais la fréquence d’oscillation restera constante.

Cette fréquence d’oscillation avec laquelle un système élastique quelconque (mécanique, acoustique, …) revient à sa position d’équilibre après avoir été sorti de celle-ci par une force extérieure, est appelée fréquence propre du système.

Si la fréquence d’excitation est égale à la fréquence propre du système, celui-ci « entre en résonance » et le mouvement a tendance à s’amplifier, entraînant des oscillations parfois dangereuses. Quand on pousse une balançoire, on s’arrange pour se synchroniser avec la fréquence propre de la balançoire, pour ne pas la recevoir dans la figure, d’une part, mais surtout pour amplifier le mouvement. Sans le savoir, celui qui pousse « entre en résonance » avec la balançoire… !

D’autres exemples :

Le pont suspendu de Tacoma aux États-Unis qui est entré en résonance avec les rafales de vent et qui a été détruit.
Un verre mis en vibration par un diapason posé à côté.
La vibration de « vieilles » voitures à certaines vitesses de rotation du moteur.
…

Fonctionnement d’un support antivibratile

Pour réduire la propagation des vibrations de certains appareils (compresseurs, ventilateurs,…) à la structure du bâtiment, on insère des supports élastiques entre l’équipement et la dalle qui le supporte. On parle de « Silentblocs » ou de « supports antivibratiles ».

L’ensemble « équipement-support » constitue un système « masse-ressort », soumis aux lois de la mécanique des vibrations, et disposant dès lors d’une fréquence propre.

On admet généralement que le système ne dispose que d’un seul degré de liberté : il produit des efforts uniquement verticaux sur son support. Dans ce cas, la fréquence propre de vibration du système est donnée par :

fo = (1/2π) x (k/m)^1/2

où,

k est la raideur du ressort constitué par les plots antivibratiles (rapport de l’effort transmis sur le déplacement correspondant, exprimé en N/m)
m est la masse de l’équipement et de son socle éventuel en kg.

Si le plot élastique est souple et la masse de l’équipement est élevée, le rapport k/m sera faible et donc la fréquence propre sera basse.

Si la fréquence d’excitation de la machine est proche de la fréquence propre du système, il y aura résonance et amplification des déplacements.

Amplification de la vibration en fonction du rapport entre la fréquence d’excitation de la machine et la fréquence propre du système

Par contre, pour permettre une bonne atténuation des vibrations, la fréquence propre du système antivibratile doit être 3 à 4 fois inférieure à la fréquence excitatrice.

Pour dimensionner correctement les plots antivibratiles, il faudra donc connaître :

La masse de l’équipement et la répartition de cette masse sur son assise, afin de répartir la position des plots pour qu’ils donnent la même fréquence propre.
La fréquence excitatrice liée à la vitesse de rotation du moteur ; s’il s’agit d’une machine tournante, la fréquence excitatrice est déduite de la vitesse de rotation N par la relation f = N/60 [Hz].

Exemple.

Un ventilateur tournant à une vitesse de rotation de 1 500 tours/minute provoque des vibrations de 25 Hz (puisque rotation de 25 tours/seconde). Les plots devront être calculés sur une fréquence propre de 6 à 8 Hz.

En pratique

En pratique, on rencontre :

des ressorts, utilisés pour toutes les fréquences propres mais surtout lorsqu’elles sont inférieures à 8 Hz,
des plots à base de poudre de liège mélangée à un élastomère, pour des fréquences propres supérieures à 8 Hz,
des plots à base d’élastomères, pour les fréquences propres supérieures à 12 Hz,
un système de « dalle flottante », c’est-à-dire la construction d’un socle de béton sur un matelas de laine minérale ou de mousse plastique souple, pour les fréquences propres moyennes ou aiguës.

Posted By : 25 Sep, 2007

Angle de défilement d’un luminaire

L’angle de défilement d’un luminaire est l’angle sous lequel la source nue ne peut être vue par l’observateur. Il s’exprime en degrés.

On parle d’angle de défilement dans la direction transversale et dans la direction longitudinale.

Attention ! à ne pas confondre avec l’angle d’élévation utilisé dans la norme EN 12464-1 définit comme étant l’angle compris entre la normale verticale à l’axe de la lampe et une direction donnée pour laquelle on mesure une certaine luminance.

Posted By : 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.

Posted By : 25 Sep, 2007

Charges thermiques internes pour les bureaux

L’apport des occupants

L’humain apporte de la chaleur sensible (par notre corps à 37°C) et de la chaleur latente (par notre production de vapeur d’eau en respiration et transpiration).

Différentes valeurs sont données dans la littérature. Généralement, les bureaux d’études suivent les valeurs reprises dans la méthode du « Bilan CARRIER », couramment utilisée pour le dimensionnement des installations de conditionnement d’air.

Activité	T° intérieure	Chaleur sensible	Chaleur latente	Chaleur totale	Apports en eau
Travail de bureau – hiver	21°C	83 W	49 W	132 W	71 g/h
Travail de bureau – été	24°C	71 W	60 W	131 W	86 g/h
Travail de bureau – été	26°C	63 W	69 W	132 W	99 g/h

En hiver, l’occupant d’un bureau à 21°C fournit donc 83 Watts de chaleur gratuite au local. Par ailleurs, il disperse 71 grammes d’eau dans l’atmosphère chaque heure. Ceci ne modifie pratiquement pas la température du local et ne constitue donc pas un apport complémentaire en hiver.

Par contre, en été, cette vapeur d’eau risque d’être condensée, sur la batterie froide du ventilo-convecteur par exemple. La chaleur de condensation correspondante devra être comptabilisée dans le bilan thermique de la machine frigorifique. La chaleur de vaporisation/condensation étant de 2 500 kJ/kg environ, la correspondance est donnée par :

(99 [g/h] x 2 500 [J/g] ) / 3 600 [s/h] = 69 [Watts]

En conclusion

La présence d’un homme apporte 83 Wh, chaque heure, en diminution des besoins de chauffage d’hiver dans un bureau à 21°C.

Un homme augmente de 132 W, chaque heure, les besoins de refroidissement d’un local climatisé, dans un bureau maintenu à 26°C.

Remarques

1. Ces valeurs sont fort élevées 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 plus modérées, en apport d’eau surtout.

T° intérieure	Chaleur sensible	Chaleur latente	Chaleur totale	Apports en eau
20°C	92 W	27 W	121 W	38 g/h
22°C	85 W	33 W	118 W	47 g/h
24°C	77 W	41 W	118 W	58 g/h
26°C	69 W	49 W	118 W	70 g/h

Ces valeurs conviennent mieux pour estimer la consommation d’une installation de chauffage ou de climatisation.

Elles peuvent être utilisées également par le responsable technique d’un bâtiment pour vérifier a posteriori les puissances installées des équipements thermiques, sur base d’un nombre moyen d’occupants correspondant à la réalité.

2. 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 donc les occupants produisent moins de vapeur.

L’apport des équipements

Si la consommation des nouveaux appareils d’éclairage a été fortement réduite ces dernières années, par contre, celle des équipements informatiques de bureau a augmenté de manière spectaculaire.

La quantité totale de chaleur libérée par l’équipement est déterminée par l’utilisation/allumage de l’équipement. Les charges moyennes réelles dépendent de la configuration et de l’occupation des locaux de bureaux.

Vu la grande influence de l’équipement sur la quantité totale de chaleur libérée, une distinction peut être faite entre une charge d’équipement faible, normale ou élevée.

Appareil	Puissance (W)
Unité centrale d’un PC	50 – 60 W
Écrans
Écran noir et blanc – 14 pouces	30 – 40 W
Écran couleurs – 14 pouces	50 – 70 W
Écran couleurs – 15 pouces	60 – 90 W
Écran couleurs – 17 pouces	70 – 100 W
Écran couleurs – 21 pouces	110 – 160 W
Imprimantes
Iimprimante à jet d’encre	20 – 60 W (puissance en attente : 10 W)
Imprimante laser	150 – 250 W (puissance en attente : 70 W)
Fax
Fax thermique	0.3 – 0.7 Wh / page A4 (en attente 5 – 10 W)
Fax laser	1.4 – 2.6 Wh / page A4 (en attente 60 – 70 W)
Fax jet d’encre	0.3 Wh / page A4 (en attente 4 W)
Photocopieurs
Photocopieuse 20 pages / minute	1 000 W (en attente 150 W)
Photocopieuse 40 pages / minute	1 500 W (en attente 350 W)

L’apport de l’éclairage

Pour les immeubles de bureaux, il y a 5 principaux systèmes d’éclairage à considérer. En voici les puissances installées dans une réalisation récente.

Éclairage général : 12 – 14 W/m²
Éclairage uniforme via des luminaires encastrés dans le plafond. La reprise d’air par les luminaires permet de diminuer la charge interne.

Éclairage général par zone : 10 – 12 W/m² (on peut aujourd’hui descendre jusqu’à 6-9 W/m²)
Éclairage via des luminaires encastrés dans le plafond, certaines zones de la pièce ont un éclairage plus faible. La reprise d’air par les luminaires permet de diminuer la charge interne.

Éclairage de base et éclairage du plan de travail : 10 W/m²
Un éclairage de base (niveau de lumière relativement bas) via des luminaires encastrés dans le plafond complété par des lampes de bureau. La reprise d’air par les luminaires permet de diminuer la charge interne.

Éclairage ponctuel uniquement : 8 – 12 W/m²
Luminaires au-dessus des plans de travail et fixés à un niveau inférieur à celui du plafond de sorte qu’une partie de la lumière est rayonnée vers le haut. La reprise d’air par les luminaires est impossible.

Éclairage indirect : 20 – 25 W/m²
La lumière est réfléchie sur le plafond. La reprise d’air par les luminaires est impossible.

Le nombre d’heures d’utilisation de l’éclairage dépend de son mode de gestion.

Avec une gestion centralisée de l’éclairage, le nombre d’heures d’utilisation maximum est atteint : l’éclairage est allumé en début de journée de travail et éteint en fin de journée par une centrale. On admet que l’éclairage est utilisé 10 heures par jour, 5 jours par semaine et durant 52 semaines.

Avec une gestion individualisée, l’éclairage est allumé en début de journée de travail et éteint en fin de journée par une centrale. Lors des pauses, l’éclairage est coupé par la centrale. En outre, un interrupteur manuel individuel est disponible pour chaque utilisateur.

Avec une bonne gestion individualisée ainsi qu’une liaison éclairage naturel, l’éclairage est allumé et éteint en fonction de la lumière naturelle disponible. Le système automatique éteignant l’éclairage est muni d’un retardateur.

Apports internes d’un local de bureau

Pour fixer des ordres de grandeur, on adopte parfois les valeurs moyennes suivantes pour définir les charges internes d’un bureau :

Local sans ordinateur	apports internes faibles	20 W/m² (= occupant + éclairage)
Local avec ordinateur	apports internes moyens	30 W/m² (= occupant + éclairage + PC)
Local avec ordinateur et imprimante	apports internes élevés	40 W/m² (= occupant + éclairage + PC + imprimante)

Ces valeurs ne sont pas normalisées et pourtant elles influencent fortement le bilan énergétique du local et le dimensionnement des appareils.

Posted By : 25 Sep, 2007

Eléments théoriques de base en acoustique

Le son et le spectre sonore

Qu’est-ce qu’un son ?

Le son est la sensation auditive engendrée par la fluctuation périodique de la pression de l’air.

Cette fluctuation se fait par rapport à la pression d’équilibre (la pression atmosphérique) et est ressentie au niveau de l’oreille.

Ainsi, une lame d’acier qui vibre entraîne la formation d’une succession de zones de pression et de dépression qui se propagent.

Cette variation de pression est sinusoïdale

La variation de la pression se représente sous forme d’une onde sinusoïdale dont l’amplitude « P » caractérise le niveau de pression acoustique.

Cette amplitude traduit l’intensité de la sensation,et est encore appelée le niveau sonore. Elle est mesurée en Pascal [Pa]. C’est la pression exercée par l’onde sonore sur le récepteur (tympan, membrane d’un microphone, …).

Plus l’amplitude P est grande, plus le son est fort.

Et cette sinusoïde a une fréquence

Un son pur (à une seule fréquence), qui présente une allure sinusoïdale en fonction du temps, se représentera seulement par un trait (dont la hauteur correspond à son amplitude P) dans un diagramme en fonction de la fréquence.

Le nombre de fluctuations par seconde définit la fréquence du son. Si la durée d’une fluctuation ou « période » est de T secondes, la fréquence sera de 1/T Hertz [Hz ou 1/s].

Ainsi, le « la » du diapason vibre à la fréquence de 440 Hz, sa période est donc de 2,3 millièmes de seconde.

Plus la fréquence 1/T est élevée, plus le son paraît aigu.

En réalité, nous vivons dans du bruit, mélange de multiples sons

Le son décrit au paragraphe ci-dessus est un son « pur ». En réalité, le bruit que nous entendons est généralement composé d’un mélange complexe de sons de fréquences et d’amplitudes différentes.

Spectre sonore d’un bruit, représentant l’amplitude des sons en fonction de leur fréquence.
(un octave est une bande de fréquence d’une largeur telle que la plus grande fréquence a une valeur double de la plus faible. 8 bandes d’octave sont définies en acoustique avec comme fréquence centrale : 62,5 Hz, 125 Hz, 250 Hz (sons graves), 500 Hz, 1 kHz(sons moyens), 2 kHz, 4 kHz, 8 kHz (sons aigus)).

Pour le représenter, il faut réaliser une analyse spectrale décrivant pour toutes les fréquences le niveau de pression acoustique : c’est le spectre sonore du bruit.

On précisera alors la hauteur du bruit : un bruit est plus ou moins haut (= aigu) suivant que sa fréquence dominante est plus ou moins élevée.

On distingue deux types de bruit dans le bâtiment : bruit aérien et bruit solidien (ou bruit d’impact)

Une source de bruit aérien (parole, radio, TV, …) produit dans l’air du local où elle se trouve, une onde se propageant en ligne droite jusqu’à ce qu’elle heurte une paroi.

Celle-ci est mise elle-même en vibration et transmet un son dans le local voisin.

Par contre, un bruit d’impact est dû au choc d’un objet sur une paroi (meubles, pas, marteau sur un clou, …).

Au moment du choc, une quantité d’énergie importante est communiquée à la paroi (beaucoup plus que dans le cas d’un bruit aérien) et le son se propage facilement dans tout l’immeuble.

Le niveau sonore en décibels L_p

L’oreille est un organe extrêmement sensible ! Il perçoit des pressions acoustiques variant de 2.10-5 PA à 20 PA L’échelle varie donc de 1 à 1 000 000 !

Pour simplifier la mesure du niveau de pression acoustique, encore appelé « niveau sonore », les acousticiens ont adopté une échelle logarithmique :

L_p= 10 log [p²/p_o²]
= 20 log [p/p_o]

où,

p = pression acoustique mesurée
po = pression acoustique de référence = 2.10-5 PA
Lp est exprimé en décibels (dB)

Le décibel n’est donc pas une unité de mesure absolue mais est basée sur le rapport entre la pression mesurée et la pression de référence p_o. De plus, son évolution n’est pas linéaire, ce qui complique l’addition de 2 sons différents…
Mais ce mode de mesure correspond assez bien à la manière dont notre oreille entend et compare les sons !

Exemple.

Une pression acoustique de 2 PA entraîne un niveau sonore de :

20 x log [2 / 2 x 10^{– 5}] = 100 dB

Une pression acoustique de 0,02 PA (soit 100 fois moindre) entraîne un niveau sonore de :

20 x log [0,02 / 2 x 10 ^{– 5}] = 60 dB…

Rappel mathématique sur les propriétés des logarithmes

log X = log₁₀X = y si X : 10^y

« Le logarithme en base 10 d’un nombre est l’exposant auquel il faut soumettre 10 pour retrouver le nombre ».

ex : log (10) = 1 , log (100) = 2, … ,

log (10 000) = 4, …

propriétés

log (X.Y) = log X + log Y
log (X²) = log (X.X) = 2 log X
log (2X) = log X + log 2 = log X + 0,3

L’addition de niveaux sonores

Le problème de l’addition de plusieurs niveaux sonores se pose lorsque plusieurs sources sonores produisent un son simultanément. Comme les niveaux sonores sont des grandeurs logarithmiques, elles ne peuvent être additionnées comme telles.

Il faut soit repasser aux pressions correspondantes, soit utiliser le graphe ci-dessous qui donne l’accroissement D L en décibels à ajouter au niveau le plus élevé pour obtenir le niveau résultant, connaissant la différence L₁– L₂ entre les 2 niveaux à composer.

Exemple.

Soit deux niveaux sonores

L₁= 47 dB et L₂= 41 dB.

Quel sera le son total perçu ?

La différence

L₁-L₂= 47 – 41 = 6 dB.

L’addition de ces deux sons donnera

L_1 + 2= 47 + ΔL = 47 + 1 = 48 dB

Curieux, non ? Cela provient de notre regard linéaire sur les valeurs 47 et 41 qui nous semblent proches. En réalité, l’expression du son en décibels utilise une échelle logarithmique : un son de 47 dB est en fait beaucoup plus élevé qu’un son de 41 dB. Et l’addition d’un son très faible à un son fort est considéré par notre oreille comme négligeable.

(si la chaîne HiFi de notre ado génère 47 dB, il ne sera que peu perturbé par notre symphonie de Bach à 41 dB… C’est chouette pour lui non ?…).

Application

On demande de déterminer le niveau global des 4 sources sonores suivantes : 84, 69, 82 et 78 dB.

Solution 1 : par calcul

L1 = 84 dB = 10 log [p₁²/p_o²] › p₁² = p_o².10^84/10
L2 = 69 dB = 10 log [p₂²/p_o²] › p₂² = p_o².10^69/10
L3 = 82 dB = 10 log [p₃²/p_o²] › p₃² = p_o².10^82/10
L4 = 78 dB = 10 log [p₄²/p_o²] › p₁² = p_o².10^78/10
› L_tot= 10 log [(p₁² + p₂² + p₃² + p₄²)/p_o²]

= 10 log (10^84/10+10^69/10+10^82/10+10^78/10)

= 86,8
Il faut donc faire attention de ne pas additionner les niveaux sonores mais bien les carrés des pressions acoustiques (on dit que les pressions s’ajoutent « quadratiquement »).

Solution 2 : par abaque

L₁= 84 dB
L₂= 69 dB

L₁– L₂= 15 dB › Δ L = 0 dB
L_1 + 2= 84 + 0 dB

L_1 + 2= 84 dB
L3 = 82 dB

L_1 + 2– L₃= 2 dB › Δ L = 2 dB
L_{1 + 2 + 3}= 84 + 2 dB = 86 dB

L_{1 + 2 + 3}= 86 dB
L4 = 78 dB

L_{1 + 2 + 3}– L₄= 8 dB › Δ L = 1 dB
L_{1 + 2 + 3 + 4}= L_tot= 86 + 1 = 87 dB

Remarque.

Deux sons de niveaux sonores identiques entraînent un son total de 3 dB plus élevé, tout juste perceptible. (par exemple, deux baffles d’une chaîne Hifi de 60 dB fourniront un son total de 63 dB… et, à distance, notre oreille aura difficile à percevoir si 1 ou 2 baffles fonctionnent !).

Par ailleurs, pour deux enceintes qui diffuse le même signal, la sommation est de +6dB au centre, elle n’est de +3dB que si elles sont alimentées par des signaux décorréler, ce qui n’est vrai que si elles ont une différence de distance très grande en rapport a la longueur d’onde.

En effet, L_tot= 10 log [(p₁² + p₂²)/p_o²] = 10 log 2 [p₁²/p_o²]
= L1 + 10 log 2
= L1 + 3

La puissance acoustique L_w

On entend par puissance acoustique P la puissance d’une source sonore transmise sous forme de bruit aérien au milieu environnant. Comme pour la pression sonore, on utilisera la notion plus pratique de niveau de puissance acoustique L_w:

L_w= 10 log[P/P_o]

où,

P = puissance acoustique en Watt (W)
po = puissance acoustique de référence = 10-12 W

L_w est également exprimé en décibels (dB). (Attention aux confusions avec le niveau sonore L_p!)

Le niveau de puissance acoustique est une valeur caractéristique de sources sonores (machines, haut-parleurs, …), alors que le niveau sonore en un lieu dépendra de l’éloignement de la source sonore, des caractéristiques de réverbération de la pièce, …

Source sonore	P (W)	Lw (dB)	Source sonore	P (W)	Lw (dB)
Bruissement des feuilles	1.10-9	30	radio bruyante	1.10-1	110
Chuchotement	1.10-8	40	klaxon, marteau pneumatique	1	120
Conversation à voix basse	1.10-7	50	grand orchestre	10	130
Conversation normale	1.10-5	70	hélice d’avion	1.103	150
Conversation à haute voix	1.10-4	80	réacteur d’avion	1.105	170
–			fusée Saturne	4.107	195

Différence entre puissance acoustique et niveau sonore

Il est important de comprendre la différence entre puissance acoustique et pression acoustique (= pression sonore), car les documents techniques abordent ces deux notions…

Exemple. l’écouteur d’un baladeur est de très faible puissance acoustique, mais peut engendrer une pression sonore très élevée lorsqu’il est situé à quelques millimètres du tympan !

Une analogie existe entre lumière et son :

Quel éclairage donnera cette ampoule ?		Quel bruit fera ce climatiseur ?
L’éclairage dépend de la puissance lumineuse de la lampe.		Le bruit dépend de la puissance sonore de la source L_w.
Le niveau d’éclairement en un endroit de la pièce est donné en lux.		Le niveau de pression acoustique Lp en un endroit de la pièce est donné en décibel.

Plus on s’éloigne de la lampe, plus le niveau d’éclairement diminue.		Plus on s’éloigne de la source, plus le niveau de pression sonore diminue.
Pour une lampe donnée, le niveau d’éclairement est plus élevé dans une petite pièce que dans un grand local.		Pour une source sonore donnée, le niveau de pression sonore est plus élevé dans une petite pièce que dans un grand local.
Le niveau d’éclairement est plus élevé dans une pièce avec des murs blancs réfléchissants qu’avec des murs sombres.		Le niveau de pression acoustique est plus élevé dans une pièce à parois lisses (béton, par ex.) qu’avec des parois absorbantes (tapis, p.ex.).

Lien entre puissance acoustique et niveau sonore

Le niveau de puissance acoustique est une valeur caractéristique des sources sonores (machines, haut-parleurs, …). Pour une puissance acoustique donnée, la pression acoustique dans le local va dépendre du milieu qui entoure la source et de la position du point de mesure. Plus on s’éloigne de la source sonore, plus la pression acoustique décroît. Elle va dépendre également des qualités d’absorption des parois.

On pourrait établir une analogie avec une lampe d’éclairage : elle possède une puissance donnée mais le niveau d’éclairement dépend de la distance à laquelle on se trouve de la lampe. De plus, le niveau d’éclairement (= de pression acoustique) est plus élevé dans une pièce dont les murs sont blancs (= dont les murs sont réfléchissants) que lorsque les murs sont sombres (= dont les murs sont absorbants).

En première approximation , le lien entre L_p et L_w peut s’établir par différentes relations empiriques :

Relation 1 :

L_p= L_w– 5 log V – 10 log r + 3 [dB]

où,

V est le volume de la pièce et r la distance entre émetteur et récepteur.

Cette relation ne s’applique qu’aux locaux « normaux », c’est-à-dire ni trop réverbérants ou ni trop sourds.

Exemple.

Dans un bureau de 75 m³, quel est le niveau de pression sonore engendré par un climatiseur dont la puissance sonore est de 50 dB, aux oreilles de la secrétaire située à 3 m de l’appareil ?

Réponse.

39 dB car Lp = 50 – 5.log(75) – 10.log(3) + 3

Relation 2 :

L_p= L_w– 10 log V + 10 log T + 14 [dB]

où,

V est le volume de la pièce et T le temps de réverbération du local.

Exemple.

Dans un bureau de 75 m³et dont le temps de réverbération est de 0,8 sec, quel est le niveau de pression sonore engendré par un climatiseur dont la puissance sonore est de 50 dB, aux oreilles de la secrétaire ?

Réponse.

44 dB car Lp = 50 – 10.log(75) + 10.log(0,8) + 14

La comparaison des deux résultats montre qu’il n’est pas simple de donner cette relation (comme il n’est pas simple de donner l’éclairement d’un point du local si les couleurs des parois ne sont pas connues…).
D’une manière approchée, on a souvent :

L_p= L_w– 5…10 [dB]

Coefficient d’absorption

Tous les matériaux absorbent plus ou moins d’énergie sonore. Le coefficient d’absorption précise le rapport entre l’énergie acoustique absorbée et l’énergie incidente.

Exemple.

Si local de bureau possède un coefficient d’absorption moyen de 0,2, chaque fois qu’un son frappe une paroi, il est absorbé de 20 %.

Une paroi lisse, dure et lourde est très réfléchissante : son coefficient d’absorption a est proche de 0. Par contre, les matériaux fibreux, à porosité ouverte, auront un coefficient d’absorption a proche de 1, du moins pour les hautes fréquences. Car il faut distinguer la capacité d’absorption des matériaux en fonction de la fréquence.

Le fabriquant d’un matériau absorbant fournira un diagramme du type repris ci-dessous (c’est le spectre d’absorption) :

Le tableau ci-dessous fournit des coefficients d’absorption typiques de matériaux.

Élément	Facteur d’absorption α (moyennes de bande d’octave)
Élément	125 Hz	250 Hz	500 Hz	1 000 Hz	2 000 Hz	4 000 Hz
Crépis lisse sur maçonnerie ou béton	0,01	0,01	0,02	0,02	0,03	0,04
Plafond de plâtre suspendu, lisse	0,25	0,2	0,1	0,05	0,05	0,1
Revêtement de paroi en bois ou panneau de bois aggloméré sur lattage	0,4	0,3	0,2	0,1	0,1	0,2
Revêtement de sol collé (bois, liège, caoutchouc)	0,02	0,03	0,04	0,05	0,05	0,1
Parquet etc. sur faux plancher	0,2	0,15	0,1	0,1	0,05	0,1
Moquettes d’épaisseur moyenne	0,05	0,08	0,2	0,3	0,35	0,4
Rideaux (qualité moyenne)	0,1	0,15	0,3	0,4	0,5	0,6
Panneau acoustique de 2 cm, collé	0,1	0,15	0,4	0,6	0,7	0,7
Panneau acoustique de 2 cm, sur lattage	0,2	0,3	0,6	0,7	0,7	0,7
Fenêtre fermée	0,1	0,04	0,03	0,02	0,02	0,02
Surface occupée par des spectateurs, un orchestre ou des chœurs	0,60	0,74	0,88	0,96	0,93	0,85
Surface des sièges (rembourrage de tissu tendu, sans spectateurs	0,49	0,66	0,80	0,88	0,82	0,70
Surface des sièges (rembourrage de cuir) sans spectateurs	0,44	0,54	0,60	0,62	0,58	0,50

En général, on considère un coefficient d’absorption moyen par local de :

0,4 pour des locaux très absorbants (salles de concerts, cinémas,…)
0,2 pour des locaux moyennement absorbants (bureaux, habitations, …)
0,1 pour des locaux réverbérants (églises, ateliers, salles de sports,…)

Le temps de réverbération

Lorsque cesse l’émission d’un bruit dans une salle fermée, il subsiste pendant un moment une traînée sonore. Cette traînée est longue si le volume du local est grand, si les parois sont lisses, nues et parallèles deux à deux. On dit qu’il y a une importante « durée de réverbération ».

Pour la mesure, on a fixé la durée de réverbération T au temps correspondant à une décroissance de 60 dB du niveau sonore après l’arrêt du fonctionnement de la source.

Supposons que l’on tapisse les parois d’un épais matelas fibreux. Dès que la source cesse d’émettre, on n’entend plus rien : on dit que la salle est sourde. Le temps de réverbération est court.

Le temps de réverbération évolue dans la plupart des locaux entre 0,5 et 1 seconde.

Comment évolue le temps de réverbération en fonction des parois d’un local ?

La formule empirique de Sabine détermine le temps de réverbération T (en secondes) :

T = (0,16 xa V) / A [s]

où,

V = volume du local (m³),
A = surface d’absorption équivalente de la salle (m²)

avec A = Somme des S_i* α_i de toutes les parois du local,

où S_i = surface couverte par le matériau i (m²),
α_i = coefficient d’absorption moyen du matériau i.

Par exemple, un mètre carré de matériau de facteur d’absorption a = 0,5 sera équivalent à 0,5 m² de surface parfaitement absorbante.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 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	–	–

Posted By : 25 Sep, 2007

Notions de temps

Le temps solaire vrai en un lieu

Sur un diagramme solaire on repère l’heure solaire par la position du soleil au-dessus de l’horizon à une date donnée ; le midi solaire ou midi vrai correspond à la hauteur maximum du soleil lors de son passage au méridien du lieu. Ce temps se compte de 0 à 24 heures à partir de midi.

Le temps solaire moyen

Au cours de son orbite annuelle autour du soleil, la terre voit sa vitesse s’écarter de sa valeur moyenne. Ces variations de la vitesse de déplacement de la terre sont responsables de faibles écarts entre le temps solaire vrai et le temps solaire moyen, qui correspond à un découpage uniforme du temps. La courbe ci-dessous représente « l’équation de Temps », c’est-à-dire l’écart en minutes entre l’heure solaire vraie et l’heure locale du temps solaire moyen. La partie supérieure de la courbe (+) donne l’avance de l’heure solaire vraie sur l’heure solaire moyenne ; la partie inférieure (-) indique cette fois, le retard de l’heure solaire vraie. Il se compte aussi de 0 à 24 heures à partir de midi.

Le temps universel

Les notions de temps se référant au méridien d’un lieu donné, il faut, lorsqu’on veut comparer des temps en des lieux différents, se reporter à son temps moyen universel. Par convention, celui-ci a été choisi comme étant le temps solaire moyen correspondant au méridien de Greenwich augmenté de 12 heures (pour les usages de la vie civile, le jour commence à minuit et non à midi).

Le temps officiel ou le temps légal

Pour bénéficier de la commodité d’une même heure de référence dans une région assez étendue, on a divisé la terre en 24 fuseaux horaires ou secteurs longitudinaux de 15° chacun (soit au total 24 x 15° = 360°, ou un tour complet), allant d’un pôle à l’autre. L’écart entre les heures normalisées d’un fuseau au suivant est de une heure, soit 24 heures pour un tour complet (1 heure correspond donc à un écart de 15° en longitude, soit 4 minutes par degré).

Donc le temps officiel ou légal diffère du temps universel d’un nombre entier d’heures selon des règles définies par la loi dans chaque pays et qui peuvent changer suivant la saison (heure d’été). Ce nombre entier suit approximativement le système théorique des fuseaux horaires.

Source – Logiciel OPTI Bureaux – Architecture et Climat – juin 2000

Posted By : 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].

Posted By : 25 Sep, 2007

Température

Introduction

La température est un état instable dont les variations au voisinage de l’environnement humain dépendent du rayonnement solaire, du vent, de l’altitude et de la nature du sol.

Le soleil réchauffe l’atmosphère indirectement par l’intermédiaire de la surface de la terre car celle-ci stocke et réémet la chaleur par rayonnement et par convection. La propagation de cette chaleur est alors assurée soit par conduction, soit par diffusion due aux turbulences créées par le vent. La température varie également suivant la couverture nuageuse. Par journée claire, la température tend à s’élever parce que le rayonnement direct est plus important. À l’inverse, la terre, et donc l’atmosphère, se refroidiront davantage la nuit par rayonnement infrarouge vers la voûte céleste.

Les stations météorologiques effectuent des relevés horaires des températures de l’air, sous abri à 1,5 mètre du sol, pour définir la courbe d’évolution journalière des températures en un lieu. On détermine également la température moyenne mensuelle pour tracer la courbe d’évolution annuelle des températures en un lieu.

Les températures n’atteignent pas leur maxima quand l’offre solaire est la plus grande (solstice d’été). Un certain déphasage, de l’ordre de 4 à 6 semaines, est observé et correspond au temps nécessaire pour réchauffer la masse terrestre (inertie de la terre).

La figure ci-dessus permet de suivre l’évolution des températures pour une journée typique (le 8 juin 1964) à Bruxelles, ainsi que les rayonnements diffus et direct à partir d’un relevé toutes les trente minutes. L’exposition directe est mesurée perpendiculairement au rayonnement, alors que l’exposition diffuse est mesurée sur une surface horizontale.

On relèvera la corrélation et le retard entre l’offre solaire et la réponse des températures (cercle). Le rayonnement diffus varie peu entre les prises de mesure, alors que l’intensité du rayonnement direct peut atteindre des valeurs très élevées tout comme des valeurs nulles (passage de nuages). Le minimum des températures est rencontré au petit matin, juste avant le lever du soleil sous l’influence du rayonnement diffus.

La température en Belgique

Les graphes ci-dessous donnent l’évolution journalière de la température extérieure moyenne par ciel serein, moyen et couvert, le 15 des mois de mars, juin, septembre et décembre, à Uccle.

Ainsi donc, à Uccle le 15 juin, la température extérieure maximale moyenne est de 24,2°C par ciel serein, 20,7°C par ciel moyen, et 16,9°C par ciel couvert; tandis que le 15 septembre la température extérieure moyenne est de 16,2°C par ciel serein, 15,2°C par ciel moyen, et 14,3°C par ciel couvert.

Analyse des températures

En Belgique les températures extérieures moyennes mensuelles sont presque partout positives, mais ne dépassent pas 20°C; les écarts de température moyenne jour-nuit sont faibles et de 7°C maximum en été.

Heureusement, lorsque la température est élevée en journée (ciel serein), le ciel est également dégagé la nuit, la terre et donc l’atmosphère se refroidissent plus à cause des radiations terrestres nocturnes vers la voûte céleste. La température nocturne est alors fraiche et permet un refroidissement naturel ou mécanique (free cooling) du bâtiment.

À noter que le minimum sur la courbe journalière des températures correspond aux heures de lever du soleil : ceci fait apparaître l’incidence de l’ensoleillement sur la température de l’air.

Température de base

Pour dimensionner une installation, l’évaluation doit être faite de sorte que le système puisse répondre aux conditions de température extérieure minimale : la température extérieure de base.

Degrés-jours

Par contre, l’évaluation de la demande en énergie nécessite la prise en compte de l’écart de température entre l’ambiance intérieure et l’extérieur.

Or la température extérieure varie d’un lieu à un autre.

La notion de degré-jour a été introduite pour permettre la détermination de la quantité de chaleur consommée par un bâtiment sur une période de chauffage donnée et pour effectuer des comparaisons entre des bâtiments situés dans différentes zones climatiques.

Influence de l’environnement sur la température

La température en un lieu est dépendante de la nature des surfaces environnantes et est influencée par l’occupation du site et par son relief.

Les sols couverts de végétation favorisent l’évapo-transpiration d’eau et ainsi la réduction de l’échauffement de l’air. Les sols aménagés par l’homme et couverts par des matériaux à forte inertie (béton, pavés, briques, …) stockent la chaleur durant les journées ensoleillées et la rayonnent en début de soirée. Ils ont pour effet de retarder la chute de température nocturne.

Influence de l’eau

Les étendues d’eau stockent également de grandes quantités de chaleur avec aisance. L’eau agit comme tampon thermique : à l’inverse des sols qui s’échauffent et restituent la chaleur rapidement, l’eau emmagasine et rend la chaleur lentement. C’est pourquoi il fait plus chaud à la Côte que dans les Ardennes en hiver, à l’inverse de l’été où il fait plus chaud dans les Ardennes qu’à la Côte.

De manière générale, la très grande capacité thermique de l’eau rend celle-ci peu sensible aux variations de température de l’atmosphère. Sur la frange côtière, la présence conjointe de l’eau et du continent détermine des schémas climatiques particuliers : les brises de mer et les brises de terre.

Pendant la journée, un échauffement plus rapide sur terre que sur mer aboutit à la création de basses pressions thermiques dans l’arrière-pays et de pressions relativement hautes en mer. La brise fraîche qui souffle de la mer vers la terre tend à supprimer le déséquilibre ainsi créé. Durant la nuit, la déperdition par rayonnement est plus forte sur terre que sur mer et les courants aériens sont inversés.

Influence de la végétation

Dans les régions fortement boisées, les arbres interceptent de 60 à 90 % de la radiation solaire, empêchant l’augmentation de température du sol. Ainsi, l’air s’y échauffe dans une moindre mesure qu’ailleurs. Ce phénomène est permanent ou saisonnier suivant qu’il s’agit d’arbres à feuillage permanent ou caduc. Par ailleurs, les arbres empêchent la radiation nocturne : la chute de température durant la nuit est donc limitée. On constate ainsi que les écarts de température sont moins importants dans les régions boisées.

Influence d’un site urbanisé

En ville, les apports gratuits provenant des véhicules, industries, chauffage, etc… ainsi que la nature du sol et la quantité importante de matériaux à forte inertie réchauffent l’atmosphère. Le dôme de pollution recouvrant les villes limite également les radiations nocturnes, de telle sorte qu’en moyenne, la température en ville est de 3 à 5°C plus élevée qu’en site dégagé. La pollution ralentit le réchauffement matinal de l’air et la grande quantité de matériaux accumulateurs freine la chute de température en début de soirée. Les sites dégagés sont fortement balayés par les vents et largement ouverts vers la voûte céleste. Il y fait donc plus froid qu’ailleurs.

Influence de la topographie

La figure ci-dessous propose d’examiner l’évolution typique des températures extérieures sur 24 heures dans un relief montagneux. On constate que les vallées sont en général plus chaudes le jour que les sommets. Par contre, de nuit, le soleil n’entrant plus en ligne de compte, l’air se refroidit et s’accumule au fond des vallées et des petites dépressions. Il se crée ainsi une différence de température au profit des pentes directement en contact avec ce qu’on appelle la ceinture chaude. Dans les longues vallées, le phénomène tend à créer un mouvement d’air longitudinal d’autant plus puissant que la vallée est longue et que le gradient de température est élevé.

L’altitude influence aussi la température. La pression diminuant avec l’altitude, l’air se détend et se refroidit. Cette diminution de température est de l’ordre de 0,7 °C par accroissement de 100 m.

La température de base

Lorsqu’il s’agit de dimensionner une installation, l’évaluation doit être faite de sorte que le système puisse répondre aux conditions de température extérieure minimale qui sont rarement dépassées sur base des observations météorologiques belges.

Pour ce faire, on utilise les températures extérieures de base.

Les températures extérieures de base sont les températures extérieures moyennes journalières qui, en moyenne, ne sont dépassées vers le bas que pendant 1 seul jour par an.

Les températures extérieures de base sont données pour chaque commune dans la norme NBN B62-003.

À titre d’exemple, le tableau ci-dessous donne la température extérieure de base pour un certain nombre de villes et communes.

Celles-ci peuvent également être lues approximativement sur la carte présentée à l’écran.

Source – Logiciel OPTI Bureaux – Architecture et Climat – juin 2000

Posted By : 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

Posted By : 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.

Posted By : 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.

Posted By : 25 Sep, 2007

Dépressions dans les chambres froides

Lorsque, lors d’une ouverture de porte, de l’air extérieur est entré dans une chambre froide dont l’ambiance est à une température plus basse, il subit un refroidissement plus ou moins rapide.

Le refroidissement provoque une contraction de cet air qui crée une dépression interne par rapport à la pression extérieure (la pression atmosphérique).

C’est ce qui explique qu’il est difficile d’ouvrir la porte de votre surgélateur juste après sa fermeture.

Cette dépression interne est d’autant plus importante que la différence de température entre l’extérieur et l’intérieur est grande.

Mais il peut aussi se produire des surpressions dans les chambres froides négatives :lorsque les ventilateurs des évaporateurs se mettent en marche, ils créent une surpression pour les parois en face du courant d’air.

Au moment des dégivrages, une partie de l’air de la chambre est réchauffé d’une manière importante par les systèmes de dégivrage. Il s’ensuit donc une expansion de cet air qui crée une surpression interne.

Posted By : Energie-Plus 25 Sep, 2007

Résistance thermique totale d’une paroi (Rt)

La résistance thermique d’une paroi (R_T)

La résistance thermique totale R_T d’une paroi d’ambiance intérieure chaude à ambiance extérieure froide, est égale à la somme des résistances thermiques de toutes les couches de matériaux ou d’air peu ou non ventilé, qui constituent la paroi, et des résistances d’échange superficiel.

R_T = R_si + R₁ + (R₂) + (R_…) + (R_a) + R_se

Les valeurs entre parenthèses n’existent pas lorsque la couche (d’air ou de matériau) est absente.

À partir de la résistance thermique totale, on peut calculer le coefficient de transmission thermique U.

Remarque 1
Dans le cas où la paroi contient une couche d’air peu ventilée, la somme des résistances thermique des couches de matériaux situés entre la couche d’air et le côté froid, est limitée à 0.15 m²K/W. (Réf : AGW du 17 avril 2008, Annexe VII, Art 5.4.2.3).

Remarque 2
Dans le cas où la paroi sépare deux ambiances intérieures l’une froide et l’autre chaude, la formule devient :

R_T =R_si + R₁ + (R₂) + (R_…) + (R_a) + R_si

Les valeurs entre parenthèses n’existent pas lorsque la couche (d’air ou de matériau) est absente.

Remarque 3

Dans le cas où la paroi contient une couche d’air fortement ventilé, on ne considère que la partie située du côté chaud de la couche d’air, et on considère que cette partie sépare deux ambiances intérieures dont celle située côté froid est à la température extérieure.

Dans ce cas, formule devient :

R_T = R_si + R₁ + (R₂) + (R_…) + R_si

Les valeurs entre parenthèses n’existent pas lorsque la couche de matériau est absente.

Remarque 4

En général, la résistance thermique des couches dont l’épaisseur est inférieure à 1 mm n’est pas prise en compte pour le calcul de la résistance thermique totale des parois.

La résistance thermique d’une paroi dont certaines couches sont non homogènes

Les parois de la surface de déperdition du volume protégé sont parfois constituées d’une série de couches dont certaines ne sont pas homogènes (par exemple : couches constituées d’un mélange de plusieurs matériaux homogènes comme du bois et de l’isolant).

Calcul précis

Le calcul numérique précis de la résistance thermique de la paroi peut se faire suivant une méthode numérique conformément à la norme NBN EN ISO 10211.

Méthode simplifiée (méthode par combinaison)

Dans beaucoup de cas, il n’est pas nécessaire de faire appel à des calculs numériques et des méthodes simplifiées peuvent être appliquées. Elles donnent via un calcul manuel et l’application de certaines formules une valeur RT suffisamment précise.

La résistance thermique totale de la paroi est comprise entre deux limites :

La limite supérieure de la résistance thermique totale (R’_T)
La limite inférieure de la résistance thermique totale (R’’_T)

Pour calculer la limite supérieure (R’_T)

On divise la paroi en i sections dont toutes les couches sont homogènes.
Pour chacune de ces sections, on détermine la transmission thermique U_i (=1/R_T,i).
On détermine U de la paroi comme la moyenne pondérée (en fonction des surfaces) des U_i des sections.
On obtient R’_T à partir du U moyen : R’_T = 1/U

U = % a x U_a + % b x U_b + % c x U_c + % d x U_d x …
1/R’T = % a/RT_a + % b/RT_b + % c/RT_c + % d/RT_d + ⋯

Pour calculer la limite inférieure (R’’_T)

On divise la paroi en j couches homogènes ou non homogènes.
Pour chacune de ces couches, on détermine la transmission thermique équivalente Uj (=1/Rj) de la couche comme la moyenne pondérée (en fonction des surfaces) des transmissions thermiques Uj (= 1/Rxj) des sections de matériaux différents dans la couche.

1/Rj = % aj/R_aj + % bj/R_bj + % cj/R_cj+ % dj/R_dj + ⋯

On obtient ainsi le R_j de chacune des couches.
On calcule R’’_T comme pour une paroi avec couches homogènes :

R’’_T = R_si + R₁ + R₂ + R₃ + R₄ + … + R_se

Pour calculer la résistance thermique (R_T)

On effectue la moyenne arithmétique des limites supérieures et inférieures de la résistance thermique.

RT = (R’_T + R »_T) / 2

Applicabilité

La méthode simplifiée ne peut pas être appliquée :

lorsque le rapport entre R’_T et R’’_T est supérieur à 1.5 ;
lorsque la couche isolante de la paroi est traversée par du métal.

Source : AGW du 17 avril 2008, Annexe VII, Art 6.2

Exemple

a = 3O m², b = 3O m², c = 1O m², d = 3O m²,

➙ % a = 0.3, % b = 0.3, % c = 0.1, % d = 0.3

e1 = 0.05 m, e2 = 0.1 m, e3 = 0.05 m,

Calcul de la limite supérieure (R’_T)

Calcul de la limite inférieure (R’’_T)

Calcul de la résistance thermique (R_T)

R_T = (1.39 + 1.12) / 2 = 1.25 m²K/W

Posted By : 25 Sep, 2007

Régulation de vitesse des circulateurs

Comment commander la vitesse de rotation d’un circulateur de chauffage ?

Pour comprendre les solutions à adopter sur les réseaux équipés de vannes deux voies, on décrit ci-dessous la situation hydraulique lors de la fermeture des vannes.

Que se passe-t-il lorsqu’une vanne thermostatique se ferme ?

La température est presque atteinte dans le local. Le débit d’alimentation du radiateur doit diminuer. La vanne se ferme.

Point de fonctionnement d’un circulateur. Lorsque la vanne thermostatique se ferme, la courbe caractéristique du circuit se redresse et le point de fonctionnement passe de F à F’.

L’augmentation de la perte de charge suite à la fermeture de la vanne entraîne une augmentation de la pression délivrée par le circulateur.

Mais on aurait pu également représenter cette évolution comme suit :

Le débit ayant diminué, le Δp du réseau a diminué également. Et une perte de charge locale supplémentaire Δp_vannea été provoquée pour freiner le débit.

Ce Δp_vanne est provoqué en pure perte ! Idéalement, c’est la vitesse du circulateur qui aurait du diminuer :

Diminution de la vitesse du circulateur pour atteindre de débit q’ souhaité.

H » est suffisant pour générer un débit q’ dans le radiateur !

La pompe s’adapte alors aux besoins et suit la courbe du réseau. La consommation énergétique est minimale.

« Freiner avec une vanne thermostatique, c’est un peu appuyer sur la pédale de frein sans lâcher l’accélérateur ! »

Mais les installations ne comprennent pas qu’un seul radiateur, et la solution qui consisterait à réguler la vitesse du circulateur par un thermostat d’ambiance et de se passer de vanne thermostatique n’est malheureusement pas applicable.

Et si on place une soupape à pression différentielle ?

Le débit qui ne passa pas dans le radiateur est à présent by-passé dans la soupape. Le circulateur n’y voit que du feu ! Autrement dit, la consommation restera identique.

Et si on place un circulateur à vitesse variable réglé pour maintenir la pression ?

Diminution de la vitesse du circulateur pour maintenir une pression constante dans le réseau. Le point de fonctionnement devient F »’

Cette solution apparaît comme une demi-mesure : le réseau n’a plus besoin d’une pression identique puisque le débit de l’eau a diminué, entraînant la diminution des pertes de charge. L’économie d’énergie est donc partielle.

Comparons les niveaux d’énergie des différentes solutions (les surfaces en vert symbolisent la puissance absorbée par le circulateur) :

Solution 1 : étranglement.

Solution 2 : réduction de vitesse pour maintenir une pression constante.

Solution 3 : réduction de vitesse suivant la courbe caractéristique du réseau.

Et si plusieurs vannes sont présentes sur le réseau?

Si plusieurs vannes sont présentes sur le réseau, faut-il toujours essayer de réduire la vitesse en restant sur la courbe du réseau ?

La situation est un peu plus complexe car plusieurs réseaux sont mis en parallèle et en série.

Si le réseau commun représente l’essentiel de la perte de charge : OUI

La fermeture de q₂ peut être interprétée comme dans le cas précédent, en bonne approximation.

C’est la cas des longs réseaux de chaleur entre chaufferie et sous-stations : le pilotage de la pompe nécessite des prises d’informations dans les sous-stations (télégestion obligatoire).

Si le réseau commun est court et que chaque radiateur comporte son propre circuit : NON

Lorsqu’un des radiateurs se fermera, le débit total diminuera mais son influence est faible sur les pertes de charges à vaincre par le circulateur. La pression disponible pour l’autre radiateur doit pratiquement rester identique.

Si le réseau est constitué d’associations multiples de radiateurs en parallèle et en série (cas le plus fréquent des réseaux de chauffage de grands bâtiments) ?

C’est la solution intermédiaire qui doit être rencontrée. De là, la solution proposée par certains fabricants de faire suivre une diminution linéaire de la pression lorsque le débit demandé diminue.

Posted By : 25 Sep, 2007

Spectre lumineux d’une lampe

La lumière d’une source est constituée généralement d’une infinité de radiations à longueurs d’onde différentes. C’est de cette distribution de longueurs d’onde, représenté par un spectre lumineux, que dépendent la température de couleur et l’indice de rendu des couleurs.

Exemple.

Tube fluorescent rayonnant une lumière très proche de la lumière naturelle (IRC = 98).
Tube fluorescent ayant un bon IRC (IRC = 75) mais pour laquelle les teintes rouges sont accentuées. Ce type de lampe est par exemple recommandée dans les boucheries car elle donne un aspect plus agréable aux marchandises.

Tube fluorescent avec un mauvais IRC (IRC = 50).
Lampe à vapeur de sodium avec un très mauvais IRC (IRC = 20). Elle est principalement utilisée pour les éclairages routiers.

Spectre lumière naturelle.

Lampe à incandescence.

Posted By : 25 Sep, 2007

Auto-excitation des moteurs asynchrones

Lorsqu’un moteur entraîne une charge de grande inertie et qu’il y a coupure de la tension d’alimentation, il peut continuer à tourner en utilisant l’énergie cinétique du système. La présence de batteries de condensateurs peut alors entraîner son « auto-excitation », c’est-à-dire lui fournir l’énergie réactive nécessaire à son fonctionnement en génératrice asynchrone.

Cette auto-excitation provoque des surtensions qui peuvent être considérablement supérieures à la tension du réseau.

Compensation individuelle des moteurs asynchrones

Dans tous les cas où une batterie de condensateurs est installée aux bornes d’un moteur, il y a lieu de s’assurer que la puissance de la batterie de condensateurs est inférieure à la puissance nécessaire à l’auto-excitation du moteur.

Dans toute installation comportant des moteurs à grande inertie et des batteries de condensateurs, l’appareillage de commande des batteries devra être conçu de telle sorte qu’en cas de manque général de tension, aucune liaison électrique ne subsiste entre ces moteurs et les condensateurs.

Posted By : 25 Sep, 2007

Circuit électrique : notions de base

Courant continu et courant alternatif

Le circuit le plus simple que l’on puisse représenter consiste en une source de tension U (pile, dynamo, …) et un récepteur passif R (lampe, résistance chauffante, … ).

Une charge électrique s’écoule à travers la section du conducteur. L’intensité de ce courant s’exprime en ampères.

La source de tension fournit l’énergie nécessaire au maintien du courant. Cette tension se mesure en volts.

Si la tension U fournie par la source est constante, un courant constant I s’écoule : c’est un circuit à courant continu.

Si la tension U fournie par la source varie suivant une loi sinusoïdale, un courant sinusoïdal (lui aussi) s’établit : c’est un circuit à courant alternatif. Alternatif, parce que le courant va traverser le récepteur alternativement dans un sens et puis dans l’autre.

La fréquence du réseau européen est de 50 Hz, contre 60 Hz aux USA.

Représentation vectorielle du courant alternatif

La tension alternative s’exprime par la loi :

u(t) = U_max.sin ωt

avec, ω = 2 x π x fréquence = 2 x 3,14 x 50 = 314 [rad/sec]

Suivant le type de récepteur, le courant engendré peut être soit en phase (en synchronisme) avec la tension, soit déphasé en avance ou en retard par rapport à la tension. Autrement dit, lorsque la tension est maximum, le courant ne l’est pas forcément !

Dans l’exemple ci-dessus le courant est en retard sur la tension d’un angle phi de 60°. C’est l’effet de l’inductance présente dans le circuit.

Pour représenter simplement courant et tension en alternatif, il suffit de représenter son amplitude et sa phase, puisque la fréquence de 50 Hz est constante. C’est exactement l’information donnée par le diagramme vectoriel.

Les différentes impédances : résistance, inductance, condensateur

Résistance

Un filament de lampe, le fil chauffant d’un grille-pain ou d’un chauffage électrique d’appoint, … constituent des résistances R pures. Toute l’énergie fournie par la source s’y trouve entièrement convertie en chaleur. On parle de chauffage par Effet Joule.

Une résistance freine, s’oppose au passage du courant. L’importance de ce frein est mesurée en Ohms (Ω).

Dans ce type d’impédance, le courant engendré est toujours en phase avec la tension. De là, la représentation vectorielle reprise ci-dessous :

Inductance

Une bobine de fil conducteur constitue une inductance, encore appelée « self » ou « réactance inductive ». On la rencontre dans les moteurs (bobinages), dans les ballasts des tubes fluorescents, … Cette bobine réagit constamment aux variations du courant qui la traverse, suite à un phénomène magnétique. Si cette bobine ( considérée comme une self pure) est soumise à un courant continu, elle n’aura aucun effet sur celui-ci. Si par contre on veut lui faire passer du courant d’intensité variable (c’est le cas dans les circuits alternatifs), elle va réagir en opposant une résistance au passage du courant.

L’importance de ce frein est mesurée par la valeur de l’inductance L, exprimée en Henry.

Ce type d’impédance aura un deuxième effet sur le courant : une bobine retarde le courant par rapport à la tension. On dit qu’elle déphase le courant. Ainsi, une inductance pure verra son courant déphasé de 90° en retard sur la tension.

Voici la représentation vectorielle de cette propriété :

Condensateur

Un condensateur, encore appelé « capacité » ou « réactance capacitive », est un réservoir de charges électriques. Si on le soumet à la tension d’un générateur, il va accumuler des charges. Ces charges seront restituées au réseau lorsque la tension d’alimentation diminuera. S’il s’agit d’une tension alternative, le condensateur se charge et se décharge au rythme de la fréquence alternative…

La valeur d’un condensateur C est exprimée en Farad.

Ce type d’impédance aura également un effet de déphasage du courant par rapport à la tension, mais cette fois le courant est déphasé en avance de 90° sur la tension.

Voici la représentation vectorielle de cette propriété :

Schéma du principe de condensateur.

Loi d’Ohm

La loi d’Ohm, loi de base de tout circuit électrique, est basée sur la logique :

Effet = Cause / Frein

L’effet (le courant) sera d’autant plus important que la cause est élevée (la tension) et que le frein est faible (la résistance).

De là, la relation appliquée aux circuits résistifs :

I = U / R
1 ampère = 1 volt/1 ohm

Et ses sœurs jumelles :

U = R x I
1 volt = 1 ohm x 1 ampère

R = U/I
1 ohm = 1 volt/1 ampère

Exemple : une tension de 220 volts qui alimente une résistance de 10 ohms génère un courant de 22 ampères.

Association de résistances en série et en parallèle

Les réseaux sont souvent composés d’association de récepteurs, dont les plus fréquents sont donnés ci-dessous :

Lorsque des résistances sont placées en série, leur résistance totale est donnée par la somme de toutes les résistances :

R_tot = R₁ + R₂ + R₃

Lorsque des résistances sont placées en parallèle, leur résistance totale est donnée par la relation :

1 / R_tot = 1 / R₁ + 1 / R₂ + 1 / R₃

Exemple

Soit 4 lampes de 100 ohms et un générateur de 220 volts.

Montage en série

Chacune ayant une résistance de 100 ohms, elles vont engendrer une résistance totale de 400 ohms, si elles sont placées en série.
Le courant qui va les traverser sera de :

I = U / R = 220 / 400 = 0,55 ampère.

Chacune d’entre-elles sera soumise à une tension de

U = I x R = 0,55 x 100 = 55 volts.

La puissance développée par chaque lampe sera de

P = U x I = 55 x 0,55 = 30,25 watts

Montage en parallèle

Ces mêmes lampes placées en parallèle engendreront une résistance globale de

R_tot = 1/(1/100 + 1/100 + 1/100 + 1/100) = 25 ohms.

Le courant total délivré par la source sera de :

I = U / R = 220 / 25 = 8,8 ampères.

Chaque lampe sera soumise à une tension de 220 Volts, et sera traversée par un courant de

I = U / R = 220 / 100 = 2,2 ampères.

La puissance développée par chaque lampe sera de :

P = U x I = 220 x 2,2 = 484 watts

Category Archives: Théories

L’azote (N2)

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La pression partielle de vapeur

L’humidité absolue

L’humidité relative

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Préliminaire

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Condensats dans le générateur

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Pertes par les fumées et rendement de combustion

Pertes par l’ambiance

Rendement saisonnier

Pertes à l’arrêt

Expression du rendement saisonnier

L’azote (N₂)

Le gaz carbonique (CO₂)

Le CO₂

On peut démontrer que dans le cas de condensation interne, l’évolution physiquement correcte de la pression de vapeur est donnée par la tangente du point (Z_t, p_vi) à la courbe de saturation et la tangente du point (0, p_ve) à la courbe de saturation.