Rapport final Groupe 8 Projet Intégrateur

THEME Etude de faisabilité (aspects techniques , économiques et sanitaires ) d’un « Puits canadien » pour le rafraichissement d’une maison individuelle ( abaisser la température de 4 à 5 degrés) : cas d’une construction en projet ( contrainte : moins de 1% du cout de l’ouvrage ) , et d’une construction existante ( contrainte : moins de 200.000 FCFA).

Présenté par :

Encadreur(s) :

OGOU Constant

M.TRAORE Seydou Eric, Chef UTER SMDD

SAGNA Mariama

M.COULIBALY Yezouma, Chef UTER EFI

SIMO Tala Jules TADJOUWA KOUAWA Master II (2iE) Année Académique : 2007/2008

Etude de faisabilité d’un « Puits canadien » pour le rafraichissement d’une maison individuelle

Sommaire  I.

INTRODUCTION...................................................................................................................................... 3

II.

PRESENTATION DU 2iE...................................................................................................................... 4

III.

CONTEXTE ET OBJECTIFS DE L’ETUDE........................................................................................ 5

III.1

Problématique de la climatisation des bâtiments ................................................................................... 5

III.2

Objectif de l’étude .................................................................................................................................. 6

IV.

METHODOLOGIE D’ETUDE .............................................................................................................. 6

V.

ASPECTS THEORIQUES......................................................................................................................... 7

V.1

Principe de fonctionnement du « Puits Canadien »................................................................................ 7

V.2

Etat de l’art ............................................................................................................................................ 8

V.3

Evolution de la température dans le sol.................................................................................................. 9

V.4

« Approche analytique d’évaluation » des échanges thermiques entre le sol et le puits canadien.......13

V.5

Calcul aéraulique..................................................................................................................................16

V.6

Etude de la condensation ......................................................................................................................18

V.7

Dispositions constructives.....................................................................................................................19

V.7.1

La borne d’entrée d’air ....................................................................................................................19

V.7.2

Le collecteur géothermique...............................................................................................................20

V.7.3

Le récupérateur de condensats .........................................................................................................22

V.7.4

Traversée du mur .............................................................................................................................22

V.7.5

Le ventilateur....................................................................................................................................23

V.7.6

Sortie d’air........................................................................................................................................23

V.7.7

Distribution intérieure ......................................................................................................................23

VI.

ASPECTS TECHNIQUES : ETUDE DE CAS.....................................................................................24

VI.1

Détermination de la longueur du puits .................................................................................................26

VI.2

Dimensionnement du ventilateur..........................................................................................................29

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VI.2.1

Calcul des pertes de charge à l‘aspiration ........................................................................................33

VI.2.2

Calcul des pertes de charges au refoulement ....................................................................................33 Choix des différents éléments. ..............................................................................................................36

VI.3 VI.3.1

La tuyauterie ....................................................................................................................................36

VI.3.2

Le regard de visite ............................................................................................................................37

VI.3.3

Les différents organes de singularité ................................................................................................37

VI.4

Le ventilateur .......................................................................................................................................38

VII.

ASPECTS ECONOMIQUES ...............................................................................................................39

VII.1

Coût du puits canadien .....................................................................................................................39

VII.2

Comparaison avec la climatisation classique ....................................................................................41

VII.2.1

Puissance de climatisation à utiliser..............................................................................................41

VII.2.2

Coût d’investissement et d’exploitation des appareils choisis.......................................................47

VII.2.3

Comparaison de l’utilisation du puits canadien et de la climatisation classique...........................47

VIII.

ASPECTS SANITAIRES..................................................................................................................49

VII.1

La prévision des impacts...................................................................................................................49

VIII.2

Evaluation des impacts .....................................................................................................................49

VIII.3

Mesure d’atténuation des impacts ....................................................................................................50

VIII.4

La surveillance et le suivi..................................................................................................................51

IX.

Expérimentation pour la mesure des températures du sol à différentes profondeurs .........................52

IX.1

Description de l’expérience ..................................................................................................................52

IX.2

Liste des éléments utilisés et rôle ..........................................................................................................52

IX.3

Mode opératoire ...................................................................................................................................53

IX.4

Résultat des mesures ............................................................................................................................54

X.

Analyse, critique du modèle de dimensionnement et interprétation des mesures ....................................55

XI.

CONCLUSION.....................................................................................................................................59

XII.

BIBLIOGRAPHIE ...............................................................................................................................60 Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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I.

INTRODUCTION

Dans la formation des élèves ingénieurs de l’Institut International d’Ingénierie de l’eau et de l’Environnement (2iE), la réalisation des projets occupe une place prépondérante. Ainsi après de nombreux projets réalisés en groupe dans des domaines spécifiques, le projet intégrateur permet à l’étudiant, de réaliser une étude en se basant sur l’enseignement technique et théorique reçu. C’est dans ce cadre que s´inscrit le thème intitulé « Etude de faisabilité (aspects techniques, économiques et sanitaires) d’un " puits canadien" pour le rafraîchissement d’une maison individuelle (abaisser la température de 4 à 5 degrés) : cas d’une construction en projet (contrainte : moins de 1% du coût de l’ouvrage), et d’une construction existante (contrainte : moins de 200 000 F). » proposé par l’UTER SMDD. Cette étude a pour objet l’étude des potentialités du sol à écrêter les températures pendant la canicule par le système de « puits canadien ». Mieux elle vise à : -

Mieux analyser et quantifier les valeurs physiques nécessaires à la mise en œuvre du système,

-

Déterminer une approche de dimensionnement,

-

Faire une étude de cas.

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II.

PRESENTATION DU 2iE

Le 2iE, Institut International d’Ingénierie de l’Eau et de l’Environnement de Ouagadougou est une réalité et un modèle avec 40 ans d’expertise en Afrique. Autrefois appelé Groupe des Ecoles EIER/ETSHER, il était constitué de 14 Etats francophones d’Afrique de l’Ouest et du Centre à savoir Bénin, Burkina Faso, Cameroun, Centrafrique, Congo, Côte d'Ivoire, Gabon, Mali, Mauritanie, Niger, Sénégal, Tchad, Togo auxquels s’était joint par la suite la Guinée. Sa mission était la formation des techniciens supérieurs et d’ingénieurs de l’équipement rural recrutés par leurs pays respectifs suivant des quotas limités. Depuis sa restructuration en Février 2005, l’appellation « Equipement rural » s’est transformé en Eau, Energie, Infrastructures et Environnement juste pour permettre à l’actuelle fondation 2iE de s’élargir sur le continent africain. Grâce au passage au nouveau système Licence, Master, Doctorat (LMD), la fondation 2iE a amélioré ses capacités d’accueil et diversifié sa qualité de formation en instaurant en plus de la formation initiale des techniciens (Licence) et des ingénieurs (Master), des masters adaptés au besoin de nos pays parmi lesquels un est faisable à distance (FOAD) et soutenu par l’Agence Universitaire de la Francophonie (AUF). Il vise aussi le développement de la recherche par l’ouverture prochaine de l’école doctorale en Octobre 2008 et la création de laboratoires de recherche. L’Institut International d’Ingénierie de l’Eau et de l’Environnement est dirigé par un Directeur Général assisté d’un Directeur Administratif et Financier, d’un Directeur des Études, d’un Directeur de la Recherche, d’un Directeur de la DIASP (Direction de l’Ingénierie et d’Appui au Secteur Privé) et d’un Directeur du CEFOC (Centre de Formation Continue).

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III.

CONTEXTE ET OBJECTIFS DE L’ETUDE III.1

Problématique de la climatisation des bâtiments

La climatisation est la conservation de la température et du taux d'humidité d'un lieu au moyen d'un ensemble d'équipements. Elle est motivée par la recherche d’une amélioration continue des procédés de production, de meilleures conditions de travail et de vie et du confort dans les habitations. Elle tient une part importante dans la consommation d’énergie dans l’habitat (en Afrique sub-saharienne, 60 % de l’énergie consommée dans l’habitat va à climatisation [1]) par conséquent du coût de l’énergie lié au bâtiment. Face à une demande énergétique de plus en plus croissante et une diminution notoire des sources habituelles d’énergie (charbon, pétrole et gaz naturelle) le prix des énergies fossiles est sans cesse croissant sur le marché mondial depuis 2002 et les pays en voie de développement en sont davantage dépendants. La climatisation devient alors une source de dépense très importante dans l’exploitation des bâtiments, des habitations. Pour réduire les consommations d’énergie liée à la climatisation, des climatiseurs et pompes à chaleur avec de meilleurs rendements sont proposées par les professionnels du domaine, mais ceux-ci sont de coût élevés. De plus l’utilisation de ces machines crée des problèmes environnementaux (80% de l’impact sur l’environnement de la climatisation provient de la consommation d’énergie et 20% du fluide frigorigène [2]). Pour mieux répondre à ce problème, des bâtiments dits économes d’énergie et l’utilisation d’énergie renouvelable sont préconisés par les ingénieurs et architectes. Ces constructions utilisent des moyens simples parmi lesquels une bonne orientation du bâtiment, un choix judicieux des matériaux de construction, des toitures végétalisées, des masques et protections solaires, des plaques solaires, des « puits canadiens ». Ce dernier moyen, peu répandu, donne de grande satisfaction à leur utilisateur. De plus il peut être combiné avec les autres. Le puits canadien est un échangeur géothermique d’air. Il permet, à l’aide d’une canalisation enterrée, de préchauffer les habitations en hiver et de les climatiser en été. Le puits canadien est quasi absent en Afrique. Il est présent en Amérique du nord et l’est de plus en plus en Europe. Certains utilisateurs du puits canadien estiment les économies, induites par celui-ci, allant jusqu'à 25% de la facture d’énergie annuelle avec des différences de température de 4°C à 15°C par rapport à l’extérieur. De plus ils trouvent un confort meilleur que celui de la climatisation classique du fait du renouvellement d’air dans la maison. Au regard des commentaires liés à cette technique, nous nous interrogeons sur son absence dans le contexte tropical et sur les opportunités qu’elle offre. Le puits canadien aura-t-il les rendements attendus en climat chaud ? A quel coût ? Quelle variation économique pourrait-il créer pour les utilisateurs?

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III.2

Objectif de l’étude

Le présent document vise, d’une part, à présenter le principe de fonctionnement du puits canadien en mettant l’accent sur quelques principes physiques liés à son fonctionnement et, d’autre part, d’étudier ses éventuels rendements en climat tropical. L’étude devra permettre d’envisager l’ordre de grandeur de réduction de température possible et donc du niveau de confort. Elle devra également permettre d’estimer l’impact de l’utilisation du puits canadien sur la facture électrique des habitations, aussi bien pour un projet de construction que pour une construction existante, sans oublier les impacts sanitaires. Les résultats (au niveau des températures) devront être confirmés par des expériences pratiques in situ afin de les rendre plus fiables.

IV.

METHODOLOGIE D’ETUDE

Le puits canadien est une technique ancienne de conditionnement d’air en climat tempéré dont l’usage devient de plus en plus vulgarisé compte tenu des multiples recherches dont il fait l’objet. En Afrique, cette technique est encore nouvelle et pourrait après une étude approfondie être utilisée pour écrêter les températures de canicule. La méthodologie d’étude que nous adoptons pour ce travail se résume en trois points : ¾ Dans un premier temps nous ferons une revue bibliographique sur l’utilisation de l’inertie thermique du sol pour le traitement thermique de l’air dans l’habitat. Cette étude nous permettra de faire l’état de l’art sur le phénomène et d’approprier les éléments de dimensionnement du puit canadien. ¾ Dans un second temps nous ferons une étude de cas en nous proposant de dimensionner et d’étudier l’intérêt économique d’un puits canadien pour la climatisation d’un bâtiment individuel du site 2ie de Ouagadougou. ¾ Enfin, pendant notre étude nous implanterons un site expérimental pour le suivi du gradient thermique dans le sol.

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V.

ASPECTS THEORIQUES V.1

Principe de fonctionnement du « Puits Canadien »

Le puits canadien est un système de géothermie de surface. C’est un système qui permet d’utiliser la température du sol afin de modifier la température de l’air qui entre dans la maison, les bureaux ou les constructions. Le terme « Puits canadien » n’est pas employé uniquement au Canada. Le puits canadien a une origine très ancienne. C’est un système traditionnellement utilisé en Amérique du Nord pour maintenir les habitations hors gel sans chauffage pendant l’hiver. Il trouve aussi son origine chez les romains. L’expression « puits canadien » est utilisée quand il sert à préchauffer la maison et « puits provençal » lorsqu’il sert à rafraîchir. Qu’on l’appelle puits canadien ou puits provençal nous sommes toujours en présence de la même technique. Le système utilise l’inertie thermique du sol pour traiter l’air ventilant les bâtiments en appliquant la théorie selon laquelle la température du sol varie en présentant une différence de phase par rapport à la température de l’air ambiant et devient pratiquement constante à partir d’une certaine profondeur. La technologie du puits canadien consiste donc à faire circuler de l’air dans une canalisation enterrée pour récupérer la chaleur ou le froid du sol. Il est constitué d’une conduite d’aération enfouie à environ 2m de profondeur environ et qui réchauffe ou rafraîchit l’air entrant dans la maison selon les saisons. En d’autres termes, le système sert à la fois de chauffage et de climatisation. Le schéma ci-dessous illustre le fonctionnement du puits canadien.

Photo n °01 : Schéma du puits canadien [3]

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V.2

Etat de l’art

La modélisation du puits canadien est un sujet d’actualité dans de nombreux travaux de recherche. Cette modélisation passe par une étude de la diffusion des différents phénomènes thermiques en surface et dans le sol. Cette étude permet de déterminer les températures dans le sol à partir d’un modèle de sol prédéfini. En effet, même si à partir des données météorologiques il est possible de représenter à tout instant l’évolution des la température en surface, la détermination de la température dans le sol doit nécessairement être le résultat d’un calcul à défaut de disposer des mesures in situ. A l’issu de la modélisation de la diffusion des perturbations thermiques dans le sol, un modèle d’échangeur thermique doit être utilisé afin de déterminer la température de l’air en sortie. Le modèle de sol rencontré dans la littérature est le modèle de massif semi infini soumis à des perturbations thermiques en surface. Quant au modèle d’échangeur, le plus rencontré est le modèle d’échangeur thermique ‘air-sol’. Les auteurs rencontrés dans la littérature, modélisent le phénomène à quelques hypothèses près. Pierre HOLLMULLER dans sa thèse [4] suppose l’évolution de la température de l’air sinusoïdal à l’entrée du tube enterré (échangeur air-sol) afin de modéliser les échanges thermiques pour une période donnée. La diffusivité thermique est constante dans la couche de sol considérée homogène. Cet auteur arrive ainsi à évaluer les échanges thermiques dans l’échangeur en faisant la combinaison en série des résistances de conduction et de convection entre l’air en circulation dans l’échangeur et la masse de sol. Le modèle analytique fait abstraction des échanges latents liés à l’infiltration de l’eau dans la couche de sol. De plus, l’auteur considère l’échangeur d’épaisseur nulle. La modélisation numérique de l’échangeur permet à l’auteur de prendre en compte un plus grand nombre de phénomènes parmi lesquels les échanges latents. Des mesures in situ permettent lui permettent de valider ses travaux. Ce document représente en partie une référence dans le domaine. Dans le rapport final PREBAT ADEME [5] le puits canadien a été aussi étudié sous plusieurs aspects. Ce document est un complément de la Thèse de P. HOLLMULLER dans la mesure où il utilise ses résultats pour implémenter un modèle. Contrairement à la thèse citée ci-dessus, ici l’auteur arrive à faire l’analyse d’un grand nombre de paramètres qui peuvent influencer le comportement thermique du puits canadien et en déduire la prépondérance de ces derniers. Il propose également un modèle thermique du sol pour la détermination de l’évolution de la température du sol. En partant des températures mesurées à la surface du sol il arrive à extraire dès le départ un signal de forme sinusoïdale en utilisant la méthode de décomposition en série de Fourier en comparaison à P.HOLLMULLER qui considère cette température d’entrée sinusoïdale. En outre, son modèle d’échangeur air/sol a été conçu de telle sorte qu’il puisse être intégré dans le logiciel PLEIADES + COMFIE (développé par l’Ecole des Mines de Paris) en

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proposant un système de maillage des conduites rencontré dans la pratique et en intégrant la notion d’influence des bâtiments à proximité de l’échangeur.

V.3

Evolution de la température dans le sol

A la surface du sol, les échanges thermiques sont multiples : ƒ Le sol échange avec l’atmosphère par conduction, convection, par échanges latents et par rayonnement avec le soleil et le ciel. ƒ A l’intérieur de la couche de sol il se produit aussi des échanges par conduction, par convection (infiltration d’eau, nappe phréatique) et l’apport de l’énergie géothermique interne. Dans ce cas, les phénomènes tels que le rayonnement entre le sol et l’environnement, l’énergie géothermique interne, l’influence des habitations ne sont pas pris en compte. Le modèle de sol envisagé a été largement utilisé dans la littérature [4], [5], [7]. Il est considéré comme un massif semi infini excité en surface par un signal thermique sinusoïdal. Hypothèses d’étude •

Le sol est considéré comme un massif semi infini homogène caractérisé par une conductivité thermique λsol , une masse volumique ρ sol et une capacité calorifique massique C sol invariables.

•

La variation temporelle du taux d’humidité du sol due à l’infiltration d’eau est négligée et aucune nappe phréatique n’est prise en compte sous la zone d’implantation de l’échangeur.

•

Les transferts thermiques radiatifs entre la surface du sol et l’environnement ainsi que le flux géothermique interne ne sont pas pris en compte

•

La perturbation thermique en surface est sinusoïdale de périodicité annuelle.

La forme générale traduisant la variabilité journalière et annuelle de la température de l’air en surface est donnée par :

Tae (t ) = A + B sin (ωat + ϕ a ) + C sin(ω j t + ϕ j )

A, B et C sont des constantes déterminées à partir relevées de température minimale et maximale journalière pour une période d’un an.

ω a et ω j sont les pulsations des termes de période annuelle et journalière respectivement. La détermination de la température à une profondeur (z) nécessite la résolution de l’équation de diffusion de la chaleur dans le massif qui s’écrit sous la forme : Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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⎧ ∂ ²T 1 ∂T ⎪ ∂z 2 = a . ∂t ⎪ ⎨T (0, t ) = A + B sin (ω a t + ϕ a ) + C sin(ω j t + ϕ j ) ⎪ T ( z , t ) = Cons tan te ⎪ zlim → +∞ ⎩ Le système traduit la propagation d’un phénomène vibratoire qui s’amortit en profondeur et la solution est de la forme :

T ( z, t ) = A + Be a=

−z

ωa 2a

−z ⎛ ⎞ ω sin⎜⎜ ω a t − z a + ϕ a ⎟⎟ + Ce 2a ⎝ ⎠

ωj 2a

⎞ ⎛ ωj sin⎜ ω j t − z +ϕ j ⎟ ⎟ ⎜ 2a ⎠ ⎝

λs : La diffusivité thermique du sol en (m²/s) ρ s .cs

λs : La conductivité thermique du sol (W/m.k) ρ s : La masse volumique du sol (kg/m3) c s : La chaleur spécifique du sol (J/Kg.K)

z : La profondeur du sol (m)

ϕ a , ϕ j : Déphasages annuel et journalier du signal en surface Dans la suite de ce travail toutes nos simulations seront faites pour un sol en climat sahélien (Ouagadougou) de type sablo limoneux dont les caractéristiques thermiques sont les suivantes

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Données Climatiques [8] Température moyenne de surface sur l'année A= Amplitude moyenne annuelle 2B= ( ) Amplitude journalière * 2C= Pulsation annuelle Wa= Pulsation journalière Wj= Déphasage annuel en surface φa= Déphasage journalier en surface φj = Nature du sol [9] Conductivité thermique λ= Masse volumique du sol ρ= Chaleur spécifique c= Diffusivité thermique a=

28,4 13 16 0,000717259 0,261799388 0,523598776 -1,570796327

°C °C °C rad/h rad/h rad rad

1,23 1520 1650 7,97448E-07

W/m.K Kg/m3 J/Kg.K m²/s

(*) :N’ayant pas pu obtenir les données climatiques journalières à la station météorologiques, nous avons estimé cette valeur à partir de quelques valeurs réalisées in situ.

Tableau n° 01 : Caractéristiques du sol La figure ci –dessous représente l’évolution de la température dans le sol pour différentes profondeurs. Evolution de la température dans le sol pour un model sinusoîdal 45,0

40,0

Surface 35,0

Température (°C)

P=2m 30,0

P=0,25m

P= 0,5m 25,0 P=1m 20,0

P=3m

15,0

10,0 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

Temps (h)

Figure n °01 : Evolution de la température en surface et en profondeur (amortissement du signal thermique en profondeur) Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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Les cœfficients A, B et C ont été calculés pour une température moyenne mensuelle extérieure minimale et maximale de 21,9°C et 34,8°C et une amplitude thermique moyenne journalière de 16°C. La phase du signal en surface a été prise de telle façon que le pic de chaleur se situe entre Avril et Mai (cas de Ouagadougou). Nous remarquons un retard de phase entre le signal en profondeur et celui en surface. Nous pouvons également remarquer que le déphasage croit avec la profondeur et la pulsation du signal. Cette figure montre clairement la décroissance exponentielle très forte de l’amplitude journalière par rapport à la décroissance de l’amplitude thermique annuelle. Ceci traduit l’inertie thermique du sol suite à la perturbation appliquée en surface. L’amplitude thermique journalière devient quasiment nulle à environ 50cm de profondeur alors que l’amplitude annuelle s’annule bien plus loin. Sur le graphique ci-dessous, nous représentons l’évolution de la température moyenne mensuelle du sol en fonction de la profondeur.

Variation de la température moyenne mensuelle avec la profondeur 37,0 Janvier 35,0

Février Mars

33,0

Avril

Température (°C)

31,0 Mai 29,0

Juin Juillet

27,0

Août 25,0 Septembre 23,0

Octobre Novembre

21,0

Decembre 19,0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Profondeur (m)

Figure n ° 02 : Evolution de la température moyenne en profondeur

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Nous pouvons ainsi constater que la température moyenne mensuelle du sol évolue rapidement vers une moyenne constante lorsque la profondeur augmente. Par conséquent, le gradient thermique entre la surface et la profondeur croit rapidement et se stabilise. Remarquons que ce gradient change de signe lorsqu’on passe d’une période chaude à une période froide d’où l’intérêt du puits canadien (fonctionnement réversible !).

V.4

« Approche analytique d’évaluation » des échanges thermiques entre le sol et le puits canadien

L’évaluation des échanges thermiques entre le sol et le puits canadien revient à la détermination de la température de sortie de l’air à la sortie du puits, la chaleur cédée ou récupérée par le flux d’air circulant dans le tuyau étant une déduction immédiate. Hypothèses : -

la température du sol et de la paroi du tuyau sont supposées constantes à une profondeur donnée c'est-à-dire que l’inertie du sol est grande devant les quantités de chaleur échangées (le sol se comporte comme une source).

-

le tuyau présente des propriétés thermo physiques constantes.

- Les échanges thermiques sont faits en régime stationnaire On considère l’écoulement d’air dans un tube de longueur L et de conductivité λt enterré à une profondeur z telle que la température à sa surface soit Ts. L’air entre dans la conduite avec une température Tae, un débit qa, une chaleur massique ca et ressort avec une température Tas. Les échanges thermiques entre la masse de sol et l’air du puits se font par conduction du massif de sol à la surface externe de la gaine, par conduction dans la masse de la gaine et par convection forcée à l’intérieur de celle-ci. L’application d’un gradient de température entre les surfaces externe et interne d’un cylindre creux de longueur grande devant le diamètre et l’épaisseur crée un écoulement de chaleur à symétrie radiale dans la masse du cylindre dont l’expression est donnée par :

ΔT R Q est le flux de chaleur crée par le gradient ΔT et R est la résistance de conduction du cylindre. Le même raisonnement la conduite ci-dessus nous conduit à un flux à symétrie radiale ce qui nous suggère un bilan énergétique sur une tranche de conduite de longueur dx. La résistance de conduction d’un cylindre de longueur L et d’épaisseur e est donnée par : Q=

R

cond

=

1 e ⎛r+e⎞ ln⎜ ⎟≈ 2.π .λ .L ⎝ r ⎠ 2πλL

(Approximation faite pour un tube mince)

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La tranche dx du puits échange thermiquement par conduction et par convection avec l’air contenu dans le volume de tuyau correspondant. L’analogie électrique nous permet d’évaluer ce flux.

dQ =

T −T s

R

conduction

a

( x)

+ Rconvection

(1)

La résistance de conduction de la tranche et la résistance de convection de sa surface intérieure sont données compte tenu de la symétrie radiale du flux par :

R

conduction

=

e 2.π .λt .dx

R

convection

=

1 2.π .r.h.dx

(1) devient alors

dQ = 2πr

(Ts − Ta ) dx e

λt

+

1 h

(2)

Ce flux est échangé avec l’air du tube qui voit sa température augmenter de dTa Le bilan thermique sur la tranche s’écrit alors

dQ = 2πr

(Ts − Ta ) dx = ρ 1 + λ h e

a

q a ca dTa

En posant : -

A = ρ a q a .c a

-

B=

e 2.π .r.λt

-

C=

1 2.π .r.h

La température à tous points de la conduite enterrée est donnée par l’expression suivante :

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⎡ −x ⎤ ⇒ T a ( x ) = T s − (T s − T ae ). exp ⎢ ⎥ ⎣ A.(B + C ) ⎦ ⇒

T

a

⎡ −L ⎤ ( L ) = T s − (T s − T ae ). exp ⎢ ⎥ ⎣ A.(B + C ) ⎦

Cette expression de la température est fonction des caractéristiques de la conduite telles que la longueur et les propriétés physiques de la conduite et de l’air. Ta (x) = Température de l’air dans la conduite à tout point Ta (L) = Température de l’air à la sortie de la conduite

L = Longueur de la conduite en (m) ca = Chaleur massique en (J/Kg.k) e = Épaisseur de la conduite en (m)

r = Rayon de la conduite en (m)

λt = Conductivité thermique de la conduite en (W/m.K) h = Coefficient de convection sur la paroi interne de la conduite (W/m².K) •

Calcul du coefficient de convection

1 » est fonction du coefficient de transfert par convection qui est fonction des 2.π .r.h nombres adimensionnels tels que le nombre de Nusselt et celui de Prandtl en convection forcée.

Le coefficient « C =

On a alors : h =

Re =

Pr =

Nu.λ avec Nu = f (Re, Pr) ; D

ρ .V .D est le nombre de Reynolds μ μ.C p λ

est le nombre de Prandtl.

μ = viscosité dynamique de l’air en (Kg/m.s) V = vitesse de l’air dans la conduire en (m/s) Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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D = Diamètre de la conduite en (m) Le nombre de Nusselt sera alors fonction du régime d’écoulement o En régime turbulent : Re ≥ 2300 Nu = 0,023. Re 0,8 . Pr 0, 4 o En régime laminaire : Re p 2300 1

D⎞ 3 ⎛μ ⎞ ⎛ Nu = 1,16.⎜ Re . Pr . ⎟ .⎜ m ⎟ L ⎠ ⎜⎝ μ p ⎟⎠ ⎝

0 ,14

Avec μ m et μ p les viscosités dynamiques du fluide évaluées dans les conditions de température de fluide (m) et de la paroi (p). La détermination du coefficient d’échange h revient donc à la détermination du régime de l’écoulement et l’application des relations ci-dessus. •

Calcul de l’efficacité d’échange

Par définition c’est le rapport entre le flux réel prélevé ou reçu par l’air par le flux maximum échangeable. Le maximum d’échange est réalisé lorsque l’air sort du puits canadien à la température du sol.

η = T ae

− T as

T −T s

ae

En réarrangeant l’expression compte tenu de la relation donnant la température à la sortie Tas, on aboutit à : ⎡

−L ⎤ ⎥ ⎣ A.(B + C )⎦

η = 1 − exp⎢ V.5

Calculs aérauliques

Les pertes de charge dans un réseau aéraulique se calculent de la même façon qu’en hydraulique ; seules les propriétés de l’air changent par rapport à celles de l’eau. Elles représentent l’ensemble des pertes de pressions créées par les frottements lors du mouvement de l’air. La perte de charge linéaire (c'est-à-dire pour un écoulement dans une conduite rectiligne) se détermine par la formule :

ΔP =

λ ρ .V 2 D

.

2

.L

ΔP = Perte de charge en Pascal (Pa) λ = Coefficient de perte de charge Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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ρ = Masse volumique du fluide (pour l’air =1,25 kg/m3) V = vitesse d’écoulement de l’air (m/s)

D = Diamètre de la conduite (m) L = Longueur de la conduite (m) Le coefficient λ (coefficient de perte de charge) dépend de la nature de la conduite et de l’écoulement. Le nombre de Reynolds :

Re = ρ .V .

D

μ

μ = viscosité dynamique du fluide ¾ Pour un écoulement laminaire : λ = ¾ Pour un écoulement turbulent :

64 Re

⎛ 2,51 1 k ⎞ ⎟⎟ = −2. log⎜⎜ . + λ ⎝ Re λ 3,7.D ⎠

1

k = Rugosité absolue (mm) D = Diamètre de la conduite (mm) Par opposition aux pertes de charge linéaires on distingue aussi les pertes de charges singulières qui apparaissent à chaque changement de direction, de vitesse, de jonction, à l’entrée ou à la sortie des tubes. Elles sont proportionnelles au terme cinétique

ρ .V 2 2

La constante de proportionnalité appelée coefficient de pertes de charge singulière ζ dépend de la géométrie de la singularité. La relation donnant les pertes de charge à une singularité est donc :

Δp s = ζ

ρ .V 2

2 Ces pertes de charges interviennent fortement dans le dimensionnement du ventilateur. Le choix du régime d’écoulement dépendra surtout du diamètre et du débit. Afin de limiter les pertes de charges, il est souhaitable d’avoir un écoulement laminaire dans la conduite mais en pratique il est difficile de remplir cette condition, les diamètres et débits usuels provoquant généralement des écoulements turbulents. Ceci ne représente pas totalement un inconvénient pour le dimensionnement, les échanges thermiques convectifs étant plus importants dans les écoulements turbulents. Le tableau suivant donne quelques valeurs du nombre de Reynolds pour des écoulements en conduites

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Débit (m3/h)

Diamètre de gaine (mm)

50

100

150

200

250

20

9 177

4 588

3 059

2 294

1835

40

18 353

9 177

6 118

4 588

3 671

60

27 530

13 765

9 177

6 882

5 506

80

36 706

18 353

12 235

9 177

7 341

100

45 883

22 941

15 294

11 471

9 177

120

55 059

27 530

18 353

13 765

11 012

Tableau n ° 02 : Calcul du nombre de Reynolds

Selon la plage de débit considérée, on voit qu’il est difficile d’avoir un écoulement laminaire ; ceci dit, dans nos calculs nous considérerons un écoulement turbulent.

V.6

Etude de la condensation

La condensation est un phénomène de changement d’état de l’eau de la vapeur au liquide qui apparaît lorsque l’air dans un état hygrométrique donné est amené à saturation par suite de refroidissement. C’est un phénomène qu’on risque d’observer dans le puits canadien pendant le refroidissement de l’air. En effet, lorsque l’air chaud se refroidit, l’eau peut se condenser dans les tuyaux et stagner provoquant des risques de développement de bactéries. C’est un phénomène qui doit donc être étudié afin de prévoir lors de la mise en œuvre du puits un siphon ou un évacuateur de condensats. Connaissant la température et l’humidité relative de l’air en surface, on pourra à tout moment déterminer la température de rosée correspondante avec la formule de Magnus– Tetens [10] : b.α (T ; Hr ) Tr = a − α (T ; Hr )

Avec

α (T ; Hr ) =

a.T + ln H r ; a=17,27 ; b=237,7 °C et pour domaine de b +T

validité : - T : température mesurée : 0°C < T < 60°C - Hr : humidité relative : 0,01 < Hr < 1,00 - Tr : température de rosée : 0°C < Tr < 50°C La base de données météorologiques utilisée ne fournissant que les données moyennes minimales et maximales mensuelles, nous calculerons à partir des humidités moyennes maximales et températures moyennes maximales les «températures de rosée moyennes maximales » que nous comparerons à la

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température moyenne mensuelle du sol afin de « conclure en moyenne » sur la condensation dans le puits. Le tableau suivant présente les résultats de calcul.

Mois

Température moyenne en surface (°C) 26,77 30,00 32,82 34,56 34,64 33,05 30,19 26,81 23,90 22,21 22,18 23,83

Janvier Février Mars Avril Mai Juin Juillet Août Septembre Octobre Novembre Décembre

Température Moyenne à 2m (°C) 26,01 26,82 28,04 29,39 30,47 31,00 30,82 29,98 28,72 27,37 26,30 25,80

Humidités « Températures relatives moyennes » de maximales(%) rosée (°C) 42 12,77 38 14,11 39 17,01 55 24,18 73 29,07 83 29,76 90 28,36 94 25,76 92 22,52 80 18,59 62 14,55 49 12,46

Conclusion Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation Pas de condensation

Tableau n °03 : Etude de la condensation

Nous pouvons constater « qu’en moyenne » toutes les températures de rosée sont inférieures aux températures du sol correspondantes, ce qui nous amène à conclure qu’il n’y aura pas de condensation. Néanmoins, cette étude n’étant pas réalisée avec des valeurs journalières, on associera un dispositif pour l’évacuation des éventuels condensats du puits. Les solutions proposées consistent à: - Créer une pente d’au plus 2% le long de la conduite et comportant un siphon ou une pompe de relevage placé au point bas pour l’évacuation des condensats. - Placer des regards d’entrée d’air visitables que l’on consultera régulièrement. V.7

Dispositions constructives

La mise en œuvre du puits canadien nécessite l’exploitation d’un espace relativement grand. Pour un fonctionnement optimal, chaque élément constitutif doit être mis en place en respectant un certain nombre de précautions.

V.7.1

La borne d’entrée d’air

La bouche d’entrée doit être placée dans un endroit dégagé et éloigné des dépôts d’ordures, des routes etc... La qualité de l’air doit être la plus pure possible afin de limiter les problèmes environnementaux Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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indésirables. Selon la norme EN 13779 relative à la ventilation des maisons, « la prise d’air devrait être placé à au moins 8m des sources de pollution» [11]. Pour la protéger de la pluie et des intempéries, il serait nécessaire de munir l’entrée d’un chapeau parapluie ou de recourber le tuyau vers le sol en prévoyant au minimum une hauteur de 80 cm au niveau du sol pour éviter l’aspiration des poussières. Elle est aussi constituée d’un filtre de classe (G3) pour éviter la pénétration des feuilles mortes, insectes morts de se décomposer dedans. Le matériau de la bouche d’entrée peut ne pas être le même que celui du puits canadien. Dans la pratique, le type le plus courant c’est une borne en acier inoxydable reposant sur un socle en béton pour se protéger des vents qui pourraient perturber le fonctionnement du puits canadien.

Photo n ° 02 : Borne d’entrée du puits canadien [12] V.7.2

Le collecteur géothermique

La plage de diamètre recommandée pour le collecteur géothermique est de l’ordre de 120 à 200 mm avec des vitesses allant jusqu’à 3m/s. La longueur maximale est fixée à 40 m afin de limiter les pertes de charges [13]. De plus, il est conseillé pour les grandes installations d’opter pour une disposition en parallèle de conduites enterrées afin d’éviter de très grosses et longues conduites individuelles. Par ailleurs, les ruptures désagréables de conduites sont évitées en utilisant des joints à lèvres pour le raccordement au lieu de la colle. Enfin, une pente de 1 à 2 % de la tranchée est nécessaire afin d’évacuer les éventuels condensats dans la conduite. Pour de multiples raisons (coût économique, performances d’échange thermiques, facilité de mise en œuvre et durabilité…), différents types de tuyaux peuvent être utilisés pour la mise en œuvre du puits canadien. o la conduite PVC

Pour des raisons de cout, le PVC est préféré aux autres car à bon marché avec une épaisseur mince et lisse à l’intérieur favorisant l’échange thermique. Pour le PVC, il se pose un problème d’étanchéité dans la mesure où il va falloir faire des raccordements qui ne seront pas étanches complètement, d’où risque d’infiltration d’eau donnant lieu à des problèmes environnementaux. De plus, le PVC n’assure pas une

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sécurité totale car même les PVC haute pression peuvent subir des cassures du fait de la masse de sol qui repose la- dessus.

o la gaine électrique en Polyéthylène type TPC

Annelée à l’extérieur et lisse à l’intérieur, elle est souvent utilisée pour sa souplesse et sa rigidité. Etudié pour être enterré selon la norme « EN ISO 9969 », son utilisation offre l’avantage de ne pas utiliser de raccord car flexible et livré en couronne de 25m sans dégagement de solvant. Son raccordement avec la borne se fait par manchon et joints élastomère. La pose de ce type de conduite nécessite au préalable un sol compacté et veiller à la stabilité de ce remblai.

Photo n ° 03 : Tube en gaine électrique annelée [13] o Le béton, la terre cuite

Les conduites en béton sont à éviter du fait de son épaisseur et de sa rugosité intérieure. La difficulté d’étanchéité qui devrait être assuré par des engins (à cause du poids) réduise les chances d’être utiliser comme collecteur géothermique pour le puits canadien. Mais peut être utilisé dans « des zones sans radon » [13].

Photo n °04 : Conduite en béton o Le PEHD souple qualité alimentaire

Catégorie souvent utilisée dans le puits canadien, il est souple, flexible et rigide et offre une parfaite étanchéité. Pour les maisons individuelles, le tube de couleur bleu est utilisé et en cas de présence d’eau permanente recouvrir les raccords d’une bande autocollante en polyéthylène rétractable à froid KSB. Pour les installations tertiaires et industrielles, le tube de couleur noire à l’extérieur et jaune à l’intérieur est recommandé. Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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Photo n °05 : Conduite en polyéthylène haute densité [13] o Grés vitrifié ou polypropylène rigide

Utilisé pour le raccordement des collecteurs ou borne d’entrée d’air rigide, les préconisations sont les mêmes que pour le béton.

Photo n °06 : Conduites en grés vitrifié [13] V.7.3

Le récupérateur de condensats

Pour la récupération de condensats s’il en existe, dans la plupart des cas on installe des siphons ou des regards de visite. Le siphon peut être placé juste après la traversée du mur (dans la cave ou sous-sol) ou dans la tranchée du collecteur au point bas avec une pente d’au moins 2%. Le regard d’entrée quand à lui pourra être placé selon la configuration souhaitée par l’utilisateur à savoir à l’entrée du puits ou au point bas suivant le sens de circulation de l’air, sous le vide sanitaire.

V.7.4

Traversée du mur

Dans la pratique la traversée du mur doit être du même matériau que le collecteur .Si celui-ci est en PVC, la traversée sera aussi en PVC. Le plus souvent, elle est en polypropylène avec revêtement graveleux [fourni par HELIOS].

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Photo n °07 : Traversée de mur [14]

V.7.5

Le ventilateur

Le choix de ce dernier dépend des pertes de charges induites par le collecteur et ses accessoires.

V.7.6

Sortie d’air

Souvent couplée à une prise d’air extérieur munie d’un grillage et d’un filtre G3 avec un régulateur by-pass (permettant de réguler le débit automatiquement ou manuellement), la sortie d’air peut se faire avec un diamètre DN 200 associé dans d’autres cas à des répartiteurs assurant la distribution de l’air de la maison.

V.7.7

Distribution intérieure

Pour une répartition uniforme du débit, plusieurs types de produits sont utilisés notamment [15] - Conduite FlexPipe prévue pour être noyée dans la dalle en béton - Conduite FK, plats en acier galvanisé pour pose sous chape - Conduites F, plats en plastique pour montage apparent ou encastré, idéal pour l’habitat existant, construction bois ou préfabriqué. Le puits canadien dans son fonctionnement peut causer des désagréments notables au niveau de l’acoustique. En effet le bruit du ventilateur, la musique, les conversations …peuvent se transmettre d’une pièce à l’autre via les conduites d’aération. Pour remédier à cet état de fait, il est conseillé d’utiliser un caisson insonorisé pour le ventilateur et de traiter les conduites telles qu’indiquées ci-dessous.

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Photo n°08 : Conduites acoustiques

VI.

ASPECTS TECHNIQUES : ETUDE DE CAS

Après avoir précisé quelques aspects théoriques pour une meilleure compréhension des phénomènes qui rentrent en jeu dans le fonctionnement d’un puits canadien nous allons décrire la démarche à suivre pour le dimensionnement à travers une étude de cas. Pour cela, nous avons choisi d’installer un puits provençal dans une maison individuelle (voir plan). Cette maison se trouve à Ouagadougou, sur le site du 2iE. Elle a une superficie de 150 m². Nous choisissons d’insuffler l’air dans les chambres et la salle de séjour soit un volume de 250 m3. La maison repose sur un sol que nous avons supposé homogène et sablo limoneux avec les caractéristiques suivantes : - conductivité thermique 1,24 W/m.K - masse volumique 1520 kg/m3 - Chaleur massique 1650 J/kg.K La température du sol en profondeur est fortement liée à ces caractéristiques. L’air insufflé doit être régulièrement renouvelé pour un meilleur confort et pour des raisons hygiéniques. Le débit de renouvellement d’air fixé sera le débit d’écoulement d’air dans la conduite du puits canadien. Nous choisissons de renouveler l’air de façon naturelle à raison d’environ 1,1 volume par heure, soit un débit de 227 m3/h.

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Schéma n° 01 : Plan de la villa Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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VI.1

Détermination de la longueur du puits

Le choix de la longueur active du puits doit être judicieux car celui-ci doit intégrer plusieurs contraintes d’optimisation. En effet, la longueur choisie doit permettre d’avoir une bonne efficacité d’échange afin de respecter le cahier des charges en période de pointe (abaissement minimale de température imposé pendant la pointe de chaleur ou de froid). En plus, le ventilateur choisi doit avoir une puissance minimale afin de limiter les charges d’exploitation (il est à noter que la hauteur manométrique du ventilateur croit linéairement avec la longueur active du puits). Enfin, cette longueur doit être optimisée afin de limiter les coûts d’investissement. Les données de bases pour le calcul de la longueur sont les suivantes : Paramètres

Valeur

unités

Volume des pièces (V)

250

m3

Temps de renouvellement de l'air (tj)

1,1

h

épaisseur de la gaine e

5

mm

Diamètre intérieur de la gaine (Dint)

200

mm

Viscosité de l'air (μair)

0,000018

Kg/m.s

Masse volumique de l'air (ρair)

1,25

Kg/m3

conductivité thermique du tuyau

0,5

W/m.K

Chaleur spécifique de l'air (Cp)

1004

J/Kg.K

Conductivité thermique de l'air (kair)

0,0262

W/m.K

Tableau n °04 : Paramètres de dimensionnement du puits canadien Les calculs de base quant à eux sont présentés dans le tableau suivant : Grandeurs

Nombre de Prandtl (Pr)

Valeurs

0,69

Débit d'air Q (m3/s)

0,06313131

Vitesse (m/s)

2,01

Nombre de Reynolds (Re) Nature du régime

27910 Turbulent

Nombre de Nusselt (Nu)

71,4

Coefficient de convection de l'air h (W /m2K)

9,36

Tableau n °05 : Paramètres calculés Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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Nous avons représenté l’écart moyen journalier de température réalisable en fonction de la longueur active du puits canadien pendant la période de chaleur (1er Mars-31 Mai), le cahier des charges exigeant une baisse de température de 4 à 5°C durant celle-ci.

Abaissement moyen journalier de la température de l'air par le puits en fonction de la longueur active 5,0

Abaissement moyen (°C)

1er Mars 4,0

15 Avril 15 Mai

3,0

1er Mai 1er Avril

2,0

31 Mai 1,0

15 Mars

0,0 0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Longueur (m)

Figure n °03 : Abaissement moyen de la temperature de l’air en fonction de la longueur active

L’analyse de cette figure nous permet de constater une croissance marquée de l’abaissement de température avec la longueur de la conduite, ce qui est tout à fait normal compte tenu de l’augmentation de la surface d’échange avec la longueur. Cependant, au-delà de 40m cet abaissement varie très peu avec l’augmentation de la longueur du fait de la limitation imposée par la température du sol. De ce fait, le fonctionnement du puits (unique) au-delà de cette valeur devient économiquement coûteux.

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Evolution de l'abaissement moyen journalier de température pendant la période chaude pour différentes valeurs de la longueur du puits 5,5 5,0

Abaissement moyen journalier (°C)

5m 4,5

10m

4,0

15m

3,5

20m 25m

3,0

30m 2,5

35m

2,0

40m 45m

1,5

50m 1,0 0,5 17-févr.

27-févr.

9-mars

19-mars

29-mars

8-avr.

18-avr.

28-avr.

8-mai

18-mai

28-mai

7-juin

Date

Figure n° 04 : Evolution de l’abaissement moyen journalier de température pendant la période chaude pour différentes longueurs

Par ailleurs, le graphique ci-dessus nous présente l’évolution de l’abaissement moyen journalier de température du début à la fin de la canicule. Nous pouvons ainsi remarquer que pour des longueurs de 20m ; 30m et 40m, les abaissements minimaux moyens valent 3,1°C et 2,4°C ; 3,6°C et 2,8°C ; 3,9°C et 3°C respectivement en début et fin de canicule. Remarquons qu’entre chacune de ces deux valeurs minimales extrêmes, l’abaissement moyen représenté en fonction du temps pour une longueur donnée passe par un extremum correspondant pratiquement à la pointe de chaleur (ici 8 avril). Le tableau ci-dessous présente les différentes longueurs susceptibles d’être retenu pour la mise en œuvre du puits.

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Longueur (m)

Abaiss. moyen max(°C)

Efficacité (%)

Recommandations (TDR) (°C)

Couverture

20

3,9

74

4à5

-

25

4,6

82

4à5

19mars-1er mai

30

4,8

87

4à5

11mars-10mai

35

4,9

90

4à5

07mars-14mais

Tableau n° 06 : Choix de la longueur optimale

Au regard de l’évolution de l’abaissement maximal réalisé par rapport à l’augmentation de la longueur ainsi que la période couverte pendant la canicule d’une part, du surcoût d’investissement du à l’accroissement de la longueur par rapport à l’efficacité d’échange d’autre part, nous choisissons une conduite de longueur 30m soit une efficacité de 87%. VI.2

Dimensionnement du ventilateur

Cette étape constitue le cœur du dimensionnement du puits car les charges d’exploitation du puits sont intimement liées à la puissance du ventilateur choisi. Le dimensionnement du ventilateur passe par la conception du réseau aéraulique optimal. Le réseau aéraulique au refoulement du ventilateur est directement dépendant de l’architecture de la maison à climatiser. On s’attellera alors à minimiser les longueurs du circuit aéraulique à l’intérieur de la maison tout en respectant un minimum de confort. Ceci permet de limiter les pertes de charges linéaires dans le circuit aéraulique interne (maison). Par ailleurs, la présence de singularités dans le réseau est source de pertes de charges singulières. Celles-ci peuvent être très importantes à certains endroits car elles sont proportionnelles au carré de la vitesse de l’air à la singularité. Le coefficient de proportionnalité varie en fonction de la géométrie de la singularité. La figure ci-dessous représente le réseau aéraulique complet de l’installation. L’air conditionné est pulsé à l’intérieur de la maison à travers un circuit aéraulique à l’amont du ventilateur (aspiration, puits canadien) et un autre à l’aval (refoulement, réseau interne).

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F

Sortie Air vicié

Montée Air neuf pour la Distribution

Bouche d'entrée de l'air

A

Ventillateur E

Canalisations enterrées

B

D Regard de visite pour l'évacuation des condensats

Pente 1 à 2%

Schéma n °02 : Circuit aéraulique de la maison existante

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Les pertes de charges seront donc divisées en deux composantes additives, une à l’aspiration et une autre au refoulement. Toutes les pertes de charges linéaires et singulières sont respectivement calculées à partir des relations

ΔPl = λ

ρV 2 D

L et ΔPs = ζ

ρV 2 2

Pour des raisons économiques nous choisissons pour ce dimensionnement une tuyauterie en PVC.

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F

G

H

Montée Air neuf pour la distribution

I

Chambre 2

J

Chambre 1

Salon Chambre 3 E

Schéma n ° 03 ; Répartition intérieure de l’air

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VI.2.1

Calcul des pertes de charge à l‘aspiration

Le circuit aéraulique à l’aspiration est exclusivement constitué de la bouche d’aspiration A, de la conduite de descente (AB), de la partie active du puits (BD), de la conduite de remontée (DE), ainsi que des coudes B et D. Le tableau ci-dessous donne les caractéristiques géométriques et mécaniques des tuyaux ainsi que des singularités. Conduite

Longueur (m)

Diamètre (mm)

Rugosité (mm)

Vitesse air (m/s)

Coeff pdc

Pdc (Pa)

Prise (AB)

3

200

0,2

2

0,0275

4,2

Puits (BD)

30

200

0,2

2

0,0275

41,2

Remontée (DE)

3

200

0,2

2

0,0275

4,2

Tableau n °07 : Pertes de charge linéaires à l’aspiration

Singularité

Nature

Rapport r/D

Coeff. pdc

Pdc Sing (Pa)

A

Filtre

-

5

12,5

B

0,5

0,9

2,25

D

0,5

0,9

2,25

E

200/125

0,1

1,3

Tableau n ° 08 : Pertes singulières à l’aspiration

Les pertes de charges à totales à l’aspiration valent donc 68 Pa. VI.2.2

Calcul des pertes de charges au refoulement

Le refoulement est constitué du réseau d’asservissement des locaux. Son dimensionnement doit être rigoureux afin de respecter le cahier des charges en véhiculant effectivement les débits d’air nécessaires au conditionnement des locaux. Plusieurs méthodes sont adoptées pour le dimensionnement des réseaux aérauliques : ¾ La méthode du choix des vitesses pour les petits réseaux ou installations comportant au plus quatre bouches Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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¾ La méthode de choix des pertes de charges pour les immeubles et réseaux moyens. ¾ La méthode de regain de pression statique pour les réseaux importants à grande vitesse. La méthode qui convient donc le mieux à notre maison est la méthode du choix des vitesses. Le débit refoulé par le ventilateur doit être reparti proportionnellement au volume de chaque pièce à climatiser. Nous imposons dans tout le réseau une vitesse constante à chaque tronçon afin d’en déduire les diamètres capables de véhiculer le débit exigé. Le tableau ci-dessous récapitule les données de base sur les locaux à climatiser. Local Chambre 1

Volume (m3) 35

Débit nécessaire (m3/h) 31,8

Chambre 2 Chambre 3

35 40

31,8 36,4

Salon

140

127

Tableau n ° 09 : Répartition du débit dans les différentes chambres

La vitesse étant imposée dans tout le réseau, le calcul des différents diamètres de gaine se fait par la formule suivante :

Diamètre =

4 * Débit π * Vitesse

Le tableau suivant quant à lui présente les différentes singularités du réseau ainsi que les pertes de charges induites. Certaines singularités ont été ajoutées volontairement à l’extrémité des conduites débouchant dans les chambres 2 et 3 afin d’équilibrer le réseau.

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Singularité

Nature

Rapport Carac.

Coeff. pdc

Pdc Sing. (Pa)

F (vers G)

/

1,4

8,41

F (vers I)

/

1,4

8,41

G (vers Chambre 3)

α = 90° +

19,42 d/D=0,8

α = 90°

G (vers H)

H (vers Salon)

I (vers Chambre 2)

1,9 0

R/D=0,5

0,9

/

1

α = 90°

1,4

d/D=0,9

1,5

+

0

11,41

+

17,42

α = 90°

I (vers J)

J (vers Chambre 1)

1,4

0

R/D=0,5

0,9

D/d=0,9

1,5

+

0

14,41

Tableau n °10 : Les différentes singularités du réseau

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Les calculs de pertes de charges linéaires dans chaque tronçon du réseau sont résumés dans le tableau suivant : Tronçon

Longueur (m)

Diamètre (mm)

Vitesses (m/s)

Rugosité (mm)

Pdc linéaires (Pa)

Racine (EF)

2,75

160

3,1

0,2

2,55

Dérivation (FG)

1,60

125

3,6

0,2

1,84

Dérivation (GH)

6,05

125

3

0,2

7,78

Dérivation (FI)

2,28

90

3

0,2

4,44

Dérivation (IJ)

2,11

75

2,2

0,2

6,17

Tableau n ° 11 : Pertes de charge linéaires dans les tronçons

Le tableau suivant récapitule les pertes des charges totales dans chaque branche et vérifie l’équilibre du réseau. Branche

PDC branche

Max (PDC branche)

Max (PDC branche)- PDC branche

E-Ch1

24,47

25,49

1,02

E-Ch2

24,63

25,49

0,86

E-Ch3

25,49

25,49

0,00

E-Salon

24,87

25,49

0,62

Tableau n ° 12 : Pertes de charges totales et équilibre du réseau

D’après le tableau ci-dessus notre réseau aéraulique est à 4% près équilibré. La perte de charge totale induite par toute l’installation est donc : PDC totale =HMT ventilateur = PDC aspiration +Max PDC branche soit 93 Pa VI.3 VI.3.1

Choix des différents éléments. La tuyauterie

Pour une étude optimale du puits canadien dans notre contexte africain, nous utiliserons des conduites en polychlorure de vinyle (PVC) en barre rigide de 6m pour le réseau enterré. Nous prendrons une conduite en PVC comme collecteur géothermique du fait de son intérieur lisse, de son coût abordable et sa disponibilité sur le marché. La borne d’entrée sera aussi en PVC de même type que le collecteur pour des raisons économiques. Le PVC présente quelques inconvénients du fait de la difficulté à assurer l’étanchéité aux points de raccordement mais, nous réaliserons nos différentes jonctions avec des joints à Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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lèvres et non pas avec de la colle classique afin d’éviter l’infiltration des eaux et surtout le dégagement d’odeur nocive pour la santé des habitants. A la sortie du puits canadien, c'est-à-dire à l’intérieur de la maison, nous utiliserons des conduites en PVC flexibles car facile à mettre en œuvre. Les étriers pourront être utilisés pour accrocher les conduites. En résumé, pour le puits canadien, nous opterons pour une tuyauterie en PVC en barre de 6m rigide avec des joints à lèvre et du PVC flexible pour l’intérieur de la maison.

VI.3.2

Le regard de visite

L’étude de cas qu’on vient de faire ne nous permet pas d’avoir des résultats précis sur le phénomène de condensation car nous avons travaillé avec des températures et humidités moyennes mensuelles de neuf (9) années consécutives de la ville de Ouagadougou de 1983 à 1992. Ces données mensuelles ne permettent pas d’étudier avec précision le phénomène de condensation. Par mesure de sécurité, on placera les dispositifs nécessaires pour recueillir d’éventuels condensats. C’est ainsi que nous placerons un siphon au point bas de notre conduite accessible par un regard de visite étanche en PVC de diamètre DN 200 et muni d’un couvercle.

Photo n ° 09 : Type de regard [20]

VI.3.3

Les différents organes de singularité

Notre réseau comporte pas mal de singularités qui sont à l’origine des pertes de charge élevées. Pour le réseau enterré, les principales singularités qu’on peut y observer sont au niveau du filtre anti moustiquaire, des coudes (2), de la traversée de mur et du cône de réduction entre la conduite et le ventilateur. Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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VI.4

Le ventilateur

Le choix du ventilateur passe nécessairement par la représentation de la caractéristique du réseau ainsi que des courbes caractéristiques données par les catalogues des constructeurs afin de déterminer le point de fonctionnement. En effet le ventilateur choisi doit d’une part fournir le débit inscrit dans le cahier des charges tout en ayant une Hauteur manométrique suffisante afin de vaincre les pertes de charges sur le réseau.

Choix du Ventilateur 300

Hmt (Pa)

250

Carac. Réseau L=30m Vent. RR125

200 150 100

Vent. SB125A

50 0 0

50

100

150

Débit (m3/h)

200

250

300

Point de fonctionnement: Débit : 245m3/h ; HMT : 100 Pa

Figure n° 05 : Choix du ventilateur

Caractéristiques du ventilateur : type RR125 [16] Puissance consommée : 72W

Débit max : 350m3/h

Pression sonore à 1m : 49 DB (A)

Courant absorbé : 0,33A

Tension/Fréquence : 230V/50Hz ;

Poids : 3kg environ

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VII.

ASPECTS ECONOMIQUES

VII.1

Coût du puits canadien

L’étude technique du puits canadien nous révèle qu’avec les hypothèses émises il est possible d’obtenir une diminution moyenne de température de 4 à 5 degré suivant la longueur choisie. Nous voulons maintenant savoir à quel coût un tel équipement s’acquiert. Un puits canadien peut s’installer aussi bien dans une maison en projet que dans une maison existante. Les équipements utilisés dans les deux cas sont les mêmes. Seules les dispositions constructives diffèrent d’un cas à l’autre. Pour une habitation en projet la conception du puits canadien se fait avec et au même moment que celle de la maison. Il s’intègrera donc bien dans les futures constructions et sera en harmonie avec les divers aménagements de la maison. Pour une habitation existante, le puits canadien peut être plus ou moins difficile à s’intégrer dans les constructions. Il peut diminuer l’esthétique et dégrader l’architecture du bâtiment qui le reçoit. Ces dégradations sont liées essentiellement à la perforation des murs et cloisons pour le passage des conduites. Le coût de celles-ci est difficilement estimable. Les dépenses liées à la construction d’un puits canadien pour une maison existante sont alors égales à celles d’une maison en projet augmenté des dépenses liées à la mise en œuvre des installations à l’intérieur de la maison. Le tableau ci après présente le devis estimatif de l’installation d’un puits canadien pour une maison existante.

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Devis estimatif de réalisation d'un "Puits Canadien " ETUDE DE CAS : Maison individuelle

N °

DESIGNATION

Unité

Quantité

Prix unitaire (FCFA)

m3 ml U

50 1

2 500 18 360

125 000 18 360

3

A l'entrée du puits canadien Travaux de terrassement Bouche d'entrée de l'air PVC DN 200 /6ml Chapeau de ventilation DN 200

1

30 550

30 550

4

Filtre anti moustiquaire

U

1

5 850

5 850

I 1 2

TOTAL (entrée puits canadien)

II 1 2 3 4 5 6 7 8 9 III 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Dans le puits canadien Tuyau en PVC DN 200 /6ml ml Coude PVC DN 200 90° U Coude PVC DN 200 45° U Manchon PVC à joint DN 200 U Joints à lèvres U Collier de serrage U Regard de visite en PVC DN 200 U Couvercle regard U Bandes d'étanchéité (10m x 5cm) ml Traversée de mur en PVC U TOTAL (dans le puits canadien) A l'intérieur de la maison Cône réducteur PVC 200/160 U Cône réducteur PVC 160/125 U Ventilateur centrifuge ( AF150TP) U Cône élargisseur PVC 125/160 U Tuyau en PVC DN 160 / 6 ml ml Té PVC 160/160/160 U Tuyau PVC DN 90 / 6 ml ml Té PVC 90/90/75 U Tuyau PVC DN 75 / 6 ml ml Cône réducteur PVC 160/90 U Té PVC 125/125/125 U TOTAL (Intérieur de la maison) Imprévus : 5 % TOTAL Travaux

Prix total (FCFA)

179 760

6 1 2 9 22 9 1 1 10 1

35 775 59 500 55 000 27 270 2 110 2 500 35 775 16 140 5 565 23 400

214 650 59 500 110 000 245 430 46 420 22 500 35 775 16 140 55 650 23 400 829 465

1 1 1 1 1 1 2 1 1 1 1

33 690 25 560 66 660 25 560 20 900 37 980 7 800 9 590 5 510 6 345 43 820

33 690 25 560 66 660 25 560 20 900 37 980 15 600 9 590 5 510 6 345 43 820 291 215 65 000 1 365 440

Arrêté le présent devis à la somme d' un million trois cent soixante cinq mille quatre cent quarante Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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Arrêté le présent devis à la somme d' un million trois cent soixante cinq mille quatre cent quarante francs CFA Coût de l'Installation Puits Canadien : 1.365.440 FCFA

Tableau n° 13 : Devis estimatif du puits canadien pour une maison existante

L’exploitation du puits canadien engendre des dépenses essentiellement liées au fonctionnement du ventilateur. Le puits canadien nous servant à écrêter les pointes de température et éventuellement à relever les minimas, nous supposons que le système fonctionne durant toute l’année à raison de 12 heures par jour. La puissance absorbée par le ventilateur étant de 72W, la consommation mensuelle d’électricité liée à l’utilisation du puits canadien est estimé à 26 kWh soit un coût mensuel de 2488 FCFA (calcul établit à partir de la grille tarifaire de la SONABEL*). Ainsi nous obtenons un coût d’exploitation annuel de 29.860 FCFA, en supposant les dépenses liées à la maintenance négligeable. VII.2

Comparaison avec la climatisation classique

Dans ce paragraphe nous essayerons de comparer l’utilisation du puits canadien et l’utilisation de la climatisation classique (climatiseur, split) pour le bâtiment précédemment considéré. Pour cela nous allons d’abord déterminer la puissance de climatisation à utiliser, ensuite nous estimerons les charges d’investissement et d’exploitation de ce système, enfin nous ferons la comparaison proprement dite. VII.2.1

Puissance de climatisation à utiliser

La puissance frigorifique de climatisation représente les charges thermiques totales qu’il faut combattre. Déterminer la puissance frigorifique revient donc à effectuer le bilan thermique des locaux à climatiser. Nous ferons le calcul pour la chambre 1, la chambre 2 et la chambre 3. Nous utiliserons la méthode simplifiée de calcul [1]. a. Bases de calcul

Le bâtiment concerné se trouve à Ouagadougou, en climat tropical désertique. Les murs nord et ouest de la chambre 1 sont ensoleillés et les murs Nord des chambre 2 et chambre 3 le sont aussi. Les occupants sont présents dans les locaux de 12h30 à 14h30 (pour la sieste après le travail) et le soir pour le repos. Les apports de chaleur sont maximaux en présence des occupants à 13h pour les murs nord et 14h pour le mur ouest. Nous choisissons alors d’effectuer le bilan thermique à 14h pour la chambre1 et à 13h pour la chambre 2 et la chambre 3 avec les conditions suivantes :

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-

Extérieure : température (Te) = 39°C, humidité relative (HRe) = 30%, humidité absolue (ωe) = 13,1g/kg AS Intérieure : température (Ti) = 26°C, humidité relative (HRi) = 50%, humidité absolue (ωi) = 10,4g/kg AS. b. Calcul des apports calorifiques Apport par transmission

Le calcul se fait à partir de la relation :

Qtr = k .S .ΔT

(W)

k = coefficient de transmission thermique de la paroi ou du vitrage considéré (W/m².K) S = Surface de la paroi ou de la fenêtre considérée (m²) ΔT = différence de température entre les deux faces de la paroi considérée (°C) Les valeurs de k et ΔT ont été obtenues à partir de tableaux pris dans [1]. Les résultats obtenus sont les suivants ™ Chambre 1 Désignation des parois

Superficie Cœf nette (m²) transmission k (W/m².°C) 17,35 2,50 24,20 2,50 14,79 0,24 14,79 0,00 3,68 5,80

Murs ensoleillés (nord et ouest) Murs contact locaux non conditionnés plafonds sous comble ventilé plancher sur terre pleine vitrages simples (nord) Total transmission (Qtr) Tableau n°14 : Apport par transmission chambre 1

de Apports par transmission (W) 564 605 57 0 277 1504

™ Chambre 2 et Chambre 3 Désignation des parois

Superficie Coefficient Apports par nette (m²) transmission transmission K (W/m².°C) (W) Murs ensoleillés (nord) 7,42 2,50 241 Murs contact locaux non conditionnés 29,18 2,50 729 plafonds sous comble ventilé 12,35 0,24 48 Vitrages simples (nord) 3,71 5,80 280 Total transmission (Qtr) 1298 Tableau n° 15 : Apport par transmission pour chacune des chambre 2 et chambre 3 Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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Apport par rayonnement

QRm

Le calcul se fait à partir des relations = α .F .S .Rm (W) Lorsqu’il s’agit des murs et

QRv = α .g .S .Rv (W)

Lorsqu’il s’agit des vitrages

α = coefficient d’absorption de la paroi ou du vitrage considéré F = Facteur de rayonnement solaire ; g = Facteur de réduction ; est fonction du mode de protection du vitrage S = Surface du mur ou du vitrage considéré (m²) Rm = Rayonnement solaire absorbé sur la surface du mur Rv = Intensité du rayonnement solaire sur le vitrage Les valeurs de α, F, g, Rm et Rv ont été obtenues à partir de tableaux pris dans [1]. Les résultats obtenus sont les suivants ™ Chambre 1 Désignation Superficie des parois nette (m²)

Facteur (F/g) rayonnem ent 0,13

Coef d'absorpti on

Mur ouest (couleur 10,04 0,70 brune) Mur nord (couleur 9,35 0,13 0,70 brune) vitrages simples (nord) 3,68 1,00 1,00 Total rayonnement (Qr) Tableau n°16 : Apport par rayonnement chambre1

Rayonnement solaire (W/m²)

Apports par rayonnement (W)

391,00

343

243,00

199

195,00

718 1260

™ Chambre 2 et Chambre 3 Désignation des parois

Superficie nette (m²)

Facteur (F/g) Coef rayonnement d'absorptio n 0,13 0,70 1,00 1,00

Rayonnemen t solaire (W/m²) 280,00 224,00

mur nord couleur brune 7,28 vitrages simples (nord) 3,71 Total rayonnement (Qr) Tableau n°17 : Apport par rayonnement pour chacune des chambre2 et chambre3

Apports par rayonnement (W) 178 831 1009

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Apport par renouvellement d’air et infiltration

Le renouvellement d’air dans un local climatisé est nécessaire pour des problèmes hygiéniques. Il se fait en règle générale par la ventilation naturelle ou mécanique. Il est source d’apport de chaleur sensible et latent dans le local à conditionner. Nous supposerons dans notre cas qu’il s’agit d’une ventilation naturelle. Le calcul se fait à partir des relations QSa = 0,33.qv .(Te − Ti ) (W) pour les gains sensibles QLa = 0,84.qv .(ωe − ωi ) (W) pour les gains latents qv = débit d’air extérieur de renouvellement [m3/h] ; en ventilation naturelle, on peut considérer que le renouvellement d’air est égal à 1volume/h, Te = température extérieure (39°C dans notre cas) Ti = température intérieure (26°C dans notre cas) ωe = humidité absolue extérieure (13,1 g/kg d’air sec dans notre cas)

ωi = humidité absolue intérieure (10,4 g/kg d’air sec dans notre cas) Les résultats obtenus sont les suivants ™ Chambre 1 : qv = 40,67 m3/h

Gain sensible (W) Gain latent (W) Total renouvellement d’air (Qa en W)

174 90 164

Tableau n°18 : Apport par renouvellement d’air chambre1 ™ Chambre 2 et chambre 3 : qv = 40,67 m3/h

Gain sensible Gain latent Total renouvellement d’air (Qa en W)

146 75 121

Tableau n°19 : Apport par renouvellement d’air pour chacune des chambre2 et chambre3

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Apport par les occupants

Les occupants sont source d’apport de chaleur sensible et latent dans le local à conditionner. Le calcul des apports de chaleur par les occupants se fait à partir des relations QSo = n.C So (W) pour les gains sensibles QLo = n.C Lo (W) pour les gains latents n = nombre d’occupants, CSo = Chaleur sensible des occupants, CLo = Chaleur latente des occupants. Les valeurs de CSo et CLo ont été obtenues à partir de tableaux pris dans [1]. Nous avons supposé que la chambre1 est mixte et les chambre1 et chambre2 occupées par des hommes adultes. Les résultats obtenus sont les suivants : ™ Chambre 1 :

hypothèse: Gain sensible (W) Gain latent (W) Total occupants (Qo en W)

n = 2 occupants 121 88 209

Tableau n°20: Apport par les occupants chambre1 ™ Chambre 2 et chambre 3 : hypothèse: Gain sensible (W) Gain latent (W) Total occupants (Qo en W)

n = 2 occupants 134 98 209

Tableau n° 21 : Apport par les occupants pour chacune des chambre2 et chambre3

Apport par l’éclairage

L’éclairage est une source de chaleur sensible et dépend du type de lampe. Nous avons supposé que l’éclairage se fait par des lampes fluorescentes à raison de 1 par chambre. Le calcul se fait alors par la relation : Qe = 1,25.S . p (W) S = Superficie éclairée Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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p = Puissance de la lampe par m² éclairé (8 W/m² dans notre cas) Les valeurs de p sont obtenues à partir de tableau de [1]. Les résultats obtenus sont les suivants

Superficie (m²) Chambre1 14,79 Chambre2 12,35 Chambre3 12,35 Tableau n° 22 : Apport par l’éclairage

p (W/m²) 8 8 8

Apport (W) 148 124 124

Nous supposons que ces locaux n’ont pas d’équipements susceptibles de produire de la chaleur notoire. Ainsi le total des charges à vaincre est QTotale = Qsensible + Qlantente Avec Qsensible = Qtr + Qr + QSa + QSo + Qe Qlantente = QLa + QLo En prenant un coefficient de sécurité de 2,5%, nous obtenons Chaleur (W) Chaleur sensible Chambre1 3207 Chambre2 2697 Chambre3 2697 Tableau n° 23 : Calcul de la chaleur totale

Chaleur latente 90 75 75

Chaleur calculée 3297 2772 2772

Total retenu 3379 2842 2842

Il convient donc d’installer des appareils de puissances frigorifiques 3379 W, 2842 W et 2842 W pour la chambre1, la chambre 2 et la chambre 3 respectivement. Nous choisissons d’installer des Split dans ces chambres. Dans le catalogue d’un constructeur l’appareil qui nous semble le mieux adapté pour les trois chambres a les caractéristiques techniques suivantes : -

Split froid seul Puissance frigorifique Puissance absorbée COP Niveau de pression sonore Raccord frigorifique gaz Raccord frigorifique fluide Longueur de tuyauterie maximum

3,32 kW 1,10 kW 3,01 22/37 dBA 3/8 po 1/4 po 30 m

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Nous choisissons un même appareil pour les trois chambres car ceux de puissances inférieures qui pourraient paraître adaptés pour la chambre1 et la chambre2 sont, à notre avis, de puissance très faible (maximum 2,25 kW de puissance frigorifique). Et celui de puissance supérieure (4,05 kW de puissance frigorifique) est très grand pour la chambre1. VII.2.2

Coût d’investissement et d’exploitation des appareils choisis

a. Coût d’investissement

L’appareil retenu se trouve sur le marché (de Ouagadougou) à un coût de 250.000 FCFA. Les accessoires (tuyauterie cuivre, câble électrique, isolant de tuyauterie cuivre, dismatique, …) sont de l’ordre de 50.000 FCFA et l’installation revient à 30.000 FCFA environ. Le coût d’investissement peut alors être estimé à CI = 3x (250 000 + 50 000 +30 000) soit un coût d’investissement de CI = 990.000 FCFA b. Coût d’exploitation

Le coût d’exploitation annuelle est fonction de la consommation énergétique annuelle de l’installation. La consommation énergétique annuelle que nous allons calculer ne sera qu’une estimation simplifiée. Notre calcul sera fait sous les hypothèses suivantes : - L’appareil n’est utilisé que pendant 5 mois durant l’année (mars, avril, mai, juin et octobre : la température moyenne de ces mois est supérieure à 29°C) à raison de 9 h par jour (avec les plages horaire 12h30-14h30 et 22h30-5h30), - La puissance absorbée est la même à toute utilisation et égale à 1,10 kW. Ainsi nous estimons la consommation énergétique des trois climatiseurs à Pmois = 3 x 30 x 9 x 1,10 = 894,24 kWh pour un mois et Pan = 5 x Pmois = 4471,2 kWh pour une année. En utilisation la grille tarifaire de la SONABEL [17], nous obtenons pour les coûts CEmois = 100 143 FCFA pour un mois et CEan = 5x100143 pour une année soit un coût annuel de CE = 500.717 FCFA/an. Nous supposons le coût d’entretien négligeable. VII.2.3

Comparaison de l’utilisation du puits canadien et de la climatisation classique

Au regard des charges financières liées à l’utilisation des deux systèmes, il ressort clairement (voir Figure n°06) que la climatisation classique engendre des dépenses nettement supérieures à celles du puits canadien. Cette analyse simpliste peut être trompeuse quant au choix de l’utilisation de l’un ou l’autre système. En effet le puits canadien n’apporte pas le même niveau de confort que la climatisation classique. Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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Ce dernier nous permet de rester dans le confort climatique de manière quasi absolu, tandis que le puits canadien n’engendre que des abaissements de température de 5°C en période chaude. Pourtant les températures de Ouagadougou atteignent facilement 40 °C les mois les plus chauds. Un couplage des deux systèmes peut s’avérer satisfaisant mais l’étude reste encore à faire. Toutefois la climatisation, par l’utilisation de fluides frigorigènes, participe fortement à la destruction de la couche d’ozone. Comparaison des coûts de la climatisation classique et du puits canadien 7 000

6 000

Coût (en KFCA)

5 000

4 000

Coût cumulé climatisation Coût cumulé puits canadien

3 000

2 000

1 000

0 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Années

Figure n° 06 : Comparaison des deux installations

Basse tension, tarif de type C, triphasé Tarif type Tranche1 ; 0 à 50 Tranche2; 51 à 200 Tranche3; plus de 50 C kWh kWh kWh 10A 96 108 114 15A 96 108 114 20A 96 108 114 25A 96 108 114 30A 96 108 114 Tableau n° 22 : Extrait de la grille tarifaire de la SONABEL [16]

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VIII.

ASPECTS SANITAIRES

Le puits canadien est une méthode de climatisation nouvelle en climat tropical. Il a déjà été expérimenté par de nombreux particuliers en climat tempéré et de nombreux bureaux d’étude spécialisés dans la conception et la mise en œuvre du puits canadien ont vu le jour ; reste à savoir si le puits canadien peut fournir de bon rendement en climat tropical (voir analyse critique) et cerner dans la mesure du possible toutes les préoccupations environnementales. L’étude environnementale (voir sanitaire) à travers les points suivants va permettre de garantir aux usagers un air sain. VIII.1

La prévision des impacts

Comme impacts relevés lors de la mise en œuvre et de l’exploitation du puits canadien, nous pouvons citer entre autres : -

les remontées d’odeur et d’air pollué dans la pièce à ventiler.

-

la remontée du radon dans la pièce à ventiler à travers la conduite si l’étanchéité au niveau de la conduite et des différents raccords n’est pas assurée.

-

le développement des batteries à l’intérieur de la conduite notamment les légionnelles lorsque l’évacuation des condensats n’est pas bien assurer et que l’eau stagne par endroit dans la conduite.

-

la remontée de gaz nocifs dû à l’emploi de la colle pour les conduites PVC à coller. VIII.2

Evaluation des impacts a. Remontées d’odeurs et d’air pollué

La qualité de l’air prélevé par la bouche d’entrée d’air devra être la plus pure possible en ce sens que c’est cet air qui est directement injecté dans la maison, son impact sur la réussite du puits canadien peut être jugé majeur car le premier objectif du puits est de véhiculer un air sain agréable à respirer. b. Les remontées du radon

Le radon est un gaz radioactif d'origine naturelle. Il provient de la désintégration de l'uranium et du radium présents dans la croûte terrestre. Il est présent partout à la surface de la planète et provient surtout des sous-sols granitiques et volcaniques ainsi que de certains matériaux de construction. Le radon diffuse dans l’air et peut se trouver dissout dans le sol et dans l’eau. Ce gaz inodore et incolore, est l’un des agents responsable du cancer du poumon. Le radon peut s'accumuler dans les espaces clos, notamment dans les maisons en s’infiltrant par les fissures ou les passages de canalisations et peut atteindre des concentrations élevées. Ces concentrations dépendent du lieu géographique, des caractéristiques de construction, de la ventilation des bâtiments et des conditions climatiques. En atmosphère libre, il est dilué par les courants aériens et sa concentration est faible. L’inactivité prolongée du puits canadien peut permettre l’accumulation du gaz.

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c. Le développement des légionelles

Les légionelles sont des bactéries fréquemment retrouvées dans l'environnement. Elles se développent dans les milieux humides. Ainsi elles sont présentes naturellement dans les cours d'eau, les lacs. Elles prolifèrent également dans certains milieux hydriques artificiels (réseaux d'eau chaude sanitaire, réseaux de refroidissement de certains procédés industriels ou de systèmes de climatisations...). Elles peuvent être à l'origine d'épidémies ou de cas isolés de légionellose. Les légionelles prolifèrent à une température de l'eau comprise entre 25 °C et 43 °C ; sont détruites audelà de 50 °C, et tolèrent une large gamme de pH. Elles sont sensibles à de nombreux désinfectants (chlore...) et peuvent également être inactivées par des procédés physiques (choc thermique...). Dans les réseaux d'eau, la contamination biologique provient d'organismes tels que des bactéries mais aussi des algues, des moisissures, des protozoaires (amibes)... Ces micro-organismes peuvent coloniser les surfaces et former un biofilm qui favorise la prolifération des légionelles. La croissance des légionelles est également favorisée par la présence de dépôts de tartre, de certains résidus métalliques, de matériaux tels que le caoutchouc, le chlorure de polyvinyle, le polyéthylène ou la silicone et en présence de concentrations élevées de calcium et de magnésium. La maladie causée par les légionelles peut revêtir deux tableaux : l’un bénin, pseudo-grippal appelé fièvre de Pontiac, passant le plus souvent inaperçu, guérissant spontanément ; l’autre plus sévère à type de pneumonie dont la gravité est liée au terrain et au retard du diagnostic et du traitement. La période d’incubation est habituellement comprise entre 2 et 10 jours. La légionellose est transmise par inhalation de microgouttelettes d'eau contaminée diffusées en aérosols. Aucun cas de transmission inter humaine n’a été rapporté. Le risque de contracter la légionellose pour une personne après avoir été exposée à de l'eau contaminée dépend de certains facteurs : les caractéristiques de l'exposition ainsi que l'état de santé de la personne exposée VIII.3

Mesure d’atténuation des impacts a. Remontée d’odeur et d’air pollué

Pour assurer une meilleure qualité d’air prélevée, nous devons prendre un certain nombre de mesures. Les différentes mesures à prendre concernant la borne d’entrée de l’air sont développées dans la section dispositions constructives. b. Les remontées du radon

Les moyens pour diminuer les concentrations de radon dans les maisons sont simples: ƒ Assurer l’étanchéité des voies d’entrée du radon (obturation des fissures dans les murs et les planchers, joints entre les sols et les murs…) ƒ S’assurer de la bonne étanchéité du bâtiment à l’eau ƒ Ventiler les vides sanitaires ou le sol en dessous du bâtiment s’il en existe ƒ Assurer une bonne aération du logement en ouvrant les fenêtres ƒ Préférez les constructions sur sous-sols ou vides sanitaires ventilés Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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ƒ Assurer un renouvellement d’air correct.

Si le fonctionnement du puits à été interrompu, il est nécessaire de prendre quelques précautions lors de sa remise en service : -

Enlever le filtre et inverser le sens de circulation de l’air pendant quelques heures ou bypasser la sortie du puits (de préférence vers l’extérieur), afin d’évacuer l’air qui a stagné dans les canalisations. c. Le développement des légionelles

Un détartrage annuel des robinets, pommeaux de douches par trempage dans du vinaigre blanc peuvent être prise comme mesure d’atténuation des impacts. Un traitement par antibiotique pourra se faire en cas d’infection. VIII.4

La surveillance et le suivi a. Les remontées du radon

Pour la surveillance et le suivi, nous préconisons le dépistage du radon de façon périodique dans les habitations bénéficiant d’une ventilation par le puits canadien. Cette périodicité devra être fonction des risques d’accumulation du radon dans les habitations notamment dans les zones géographiques à risque. Les seuils suivants guideront les actions à entreprendre. Teneurs en radon dans les bâtiments inférieures à 400 Bq/m3 [17]

-

La situation ne justifie pas d’action correctrice particulière.

Teneurs en radon dans les bâtiments comprises entre 400 et 1000 Bq/m3 [17]

-

Il est souhaitable d’entreprendre des actions correctrices simples.

Teneurs en radon dans les bâtiments supérieures à 1000 Bq/m3 (seuil d’alerte) [17]

-

Des actions correctrices, éventuellement d’envergure, doivent être impérativement conduites à bref délai, car on aborde un niveau de risque qui peut être important. Ce dernier niveau conduira, en fonction de sa fréquentation, à envisager la fermeture de l’établissement recevant du public jusqu’à la réalisation des actions correctrices. b. Le développement des légionelles

Un certain nombres d’équipement sont mise en cause et doivent faire l’objet de surveillance et suivi. Il s’agit notamment des installations produisant des aérosols d’eau, des réseaux d’eau chaude sanitaire , des fontaines décoratives etc...

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IX.

Expérimentation pour la mesure des températures du sol à différentes profondeurs IX.1

Description de l’expérience

Dans les pays tempérés la variation de température entre la surface du sol et la profondeur a nettement été observée et ce déphasage est exploité par le système du puits canadien. Pour le cas du Burkina, et plus particulièrement à Ouagadougou nous ignorons cette variation de température. Dans le cadre du projet intégrateur, une expérimentation pour la mise en œuvre du puits canadien a été réalisée dans l’enceinte de l’école sous l’encadrement de M. OUEDRAOGO Stéphane, Intervenant à l’UTER EFI et sous la supervision de M. COULIBALY Yezouma chef UTER EFI. Cette expérience consiste à une prise de température à différentes profondeurs (tous les 40 cm jusqu’à 2m) afin de suivre l’évolution de la température dans le sol. Cette prise de température permettra de suivre l’évolution de la température en fonction de la profondeur ; ainsi pourrons être validés les travaux sur les potentialités du puits canadien à produire du froid. IX.2

Liste des éléments utilisés et rôle

Pour la réalisation de cette expérience, les éléments suivants ont été utilisés : -

Une tarière de 1m avec rallonge pour creuser le trou et extraire le déblai 1 tube carré Leger 30 de 2,2m de long utilisé pour loger les thermocouples et faciliter leur maniement dans le sol. De l’huile utilisée pour favoriser le contact thermique entre le sol et les thermocouples. 5 Thermocouples (utilisés pour la mesure des températures à différentes profondeurs). 1 Barre de fer carré de 8 (utilisée pour fixer les thermocouples). Un thermomètre avec batteries de recharge Une sonde électrique

NB : Les thermocouples, le trou creusé à la tarière et la main d’œuvre pour traiter le tube et la barre de fer (scié, souder…) ont été assuré par les services de l’école et les étudiants concernés par le thème du projet intégrateur.

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IX.3

-

-

-

Mode opératoire

Creuser un trou de 15 cm environ de diamètre et de 2m de profondeur (à noter que la profondeur de 2 m est prise volontairement) avec une tarière comportant des rallonges. Prendre soin de ranger les sols par tas car le remblaiement se fera suivant l’ordre de sortie c'est-à-dire on s’efforcera de ranger chaque sol à sa place. Souder le tube carré Léger 30 à une de ses extrémités et assurer l’étanchéité avec une bougie. La bougie est mise dans le tube en petit morceau et fondue au feu puis refroidit. Fixer les thermocouples sur la barre de fer de 8 en respectant une distance entre thermocouple de 40 cm. Chaque thermocouple correspond à une profondeur bien déterminée et prendre soin de les étiqueter pour se retrouver lors des mesures. Dans notre cas on a utilisé du fil de fer pour fixer les thermocouples superposés. Mettre le tube carré dans le trou creuser à la tarière et faisant 2 m de profondeur. Toujours prévoir une marge de 10 à 15 cm par rapport au niveau supérieur du tube pour sortir les thermocouples et prendre des mesures. Remblayer le trou en le compactant au fur et à mesure en ajoutant chaque fois un peu d’eau. Remplir le tube carré enfoui de l’huile végétale ou de glycérine qui est un bon isolant électrique et un bon conducteur thermique Introduire la barre de fer comportant les thermocouples dans le tube. Fermer l’extrémité supérieure du tube carré avec de l’armaflex qui est un bon isolant thermique. Couvrir l’installation pour le protéger des désagréments On peut maintenant commencé à prendre les mesures à l’aide d’un voltmètre ou attendre que le système se stabilise. Prendre le maximum de mesures possibles. Nous avons effectuées nos mesures toutes les deux heures.

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IX.4

Résultat des mesures

Tableau de mesures des températures

Tableau de mesures DATE

de Températures mesurées 0 cm 40 cm 80 cm 120 cm

Heures normales

Heures mesure

0H

0 H 35 mn

24,1

33,2

33,2

8H

8 H 00

25,6

31,4

10 H

10 H 00

34,7

12 H

12 H 00

14 H

160 cm

200 cm

32,6

33

32,7

32,5

32,2

32,5

32

29,8

31,2

30,5

31

30,6

38

29,9

30,5

30,3

30,6

30,5

14 H 00

37,4

30

30,5

30,5

30,7

30,5

16 H

16 H 00

37,7

30,7

30,7

30,4

30,6

30,7

18 H

18 H 05

32,7

32,2

32

31,6

31,8

31,4

20 H

20 H 05

28,1

33,4

32,4

32,3

32,3

32,1

22 H

22 H 00

25,2

33,9

33

32,4

32,5

32

6H

6 H 30

19,6

33,3

33,8

33

33

32,5

8H

8 H 20

27,5

31,1

31,9

31,5

31,5

31,3

10 H

10 H 20

34

30

31

30,8

30,8

31,3

12 H

12 H 00

40,3

29,6

31,1

30,9

30,8

30,6

16 H

16 H 05

38,3

30,4

30,5

30,2

30,2

30,2

18 H

18 H 00

33

31,8

31,4

31,2

31,2

31,1

20 H

20 H 00

27,4

33,2

32,2

31,8

31,8

31,6

22 H

22 H 00

25,1

33,9

32,6

32,2

32,1

31,8

6H

Jeudi 28/02/08

Vendredi 29/02/08

14 H

Tableau n° 23 : Valeurs de température

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X.

Analyse, critique du modèle de dimensionnement et interprétation des mesures

Le dimensionnement proposé ci-dessus est basé sur la modélisation de l’évolution de la température en surface et dans le sol et la modélisation de l’échange de chaleur entre l’air et le sol avec plusieurs hypothèses simplificatrices. L’approximation sinusoïdale de la température à la surface que nous avons faite est celle la plus rencontrée dans la littérature pour les climats tempérés et présente, dans ce cas, des résultats très proches de la réalité. Au regard des relevés de température en surface en milieu tropical, notamment ceux de Ouagadougou (Figure n ° 07), cette approximation n’est certainement pas la meilleure à utiliser. Un modèle mieux approprié pourrait aboutir à de résultats plus fiables. Par exemple, pour le cycle annuel, une approximation de la forme Tan (t ) = Tm + a1 cos(ωt ) + b1 sin(ωt ) + a 2 cos(2ωt ) + b2 sin( 2ωt ) (Voir Figure n ° 07) Où Tm est la température moyenne annuelle et a1, b1, a2, b2 et ω sont des constantes à déterminer semble meilleure que le modèle sinusoïdal choisi.

Approximation de la température en surface (cycle annuel) 35

Températures mesurées Approximation proposée Modèle sinusoïdal

Températures

30

25 Approximation proposée T(t) = 28,4 - 2,20.cos(0,51.t) + 1,49.sin(0,51.t) - 1,5.cos(1,02.t) - 2,18.sin(1,02.t) avec une erreur e < 1,2°C

20 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

Mois

Figure n° 07 : Exemple d’approximation de température en surface pour un cycle annuel à Ouagadougou

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En plus notre dimensionnement est fait sur la base d’hypothèses simplificatrices (la température extérieure du tuyau reste constante, l’échange thermique se fait en régime stationnaire,…) nous permettant un calcul analytique. Un maillage approprié en vue d’une simulation numérique nous conduirait sûrement à des résultats permettant de juger de la pertinence de ces hypothèses. Les travaux de P. HOLLMULLER et le Rapport final PREBAT ADEME 04 04C 000 1 Région Languedoc-Roussillon présente des maillages qui peuvent nous servir d’exemple. De plus le rayonnement solaire, la proximité des bâtiments, la profondeur de la nappe phréatique et bien d’autres paramètres susceptibles d’influencer les températures réelles de sortie d’air du puits n’ont pas été pris en compte. Nous ne nous sommes pas engagés à explorer les considérations ci-dessus du fait de la durée de notre étude. D’autre part l’exploitation des premières données issues de l’expérimentation nous a permis de réaliser les graphiques ci-dessous.

Evolution de la température dans le sol à différentes profondeurs (Jeudi 28/02/08) 39

37

Températures (°C)

35

Surface 40cm 80cm 120cm 160cm 200cm

33

31

29

27

25 7:12

9:36

12:00

14:24

16:48

19:12

21:36

0:00

Temps (h)

Figure n°08: Mesures du jeudi 28/02/2008 (Premières mesures)

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Evolution de la température en fonction du temps pour différentes profondeurs (Vendredi 29/02/08)

45

Températures (°C)

40

35

Surface 40cm 80cm 120cm 160cm 200cm

30

25

20

15 4:48

7:12

9:36

12:00

14:24

16:48

19:12

21:36

0:00

Temps (h)

Figure n°09: Mesures du Vendredi 29/02/2008 (Deuxièmes mesures)

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Evolution de la température sur deux jours (Jeudi-Vendredi) 45

Températures (°C)

40

35

Surface 40cm 80cm 120cm 160cm 200cm

30

25

20

15 0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

35,00

40,00

45,00

50,00

Temps (h)

Figure n°10 Mesures cumulées

L’évolution des différentes températures montre clairement l’amortissement du signal thermique en surface dans la masse de sol. Les températures mesurées nous donnent une amplitude maximale de 20,7 °C en surface contre 3,7 °C sur les différentes profondeurs entre 6 H 00 et 22 H 00. A première vue il ressort de ces graphiques que le puits canadien ne pourra rafraîchir notre local aux dates ci-dessus que de 10h à 17h. Ces différentes observations viennent confirmer l’amortissement de l’amplitude journalière en profondeur et l’influence du cycle journalier, donc sa prise en compte dans le dimensionnement du puits notamment dans l’équation donnant l’évolution de la température en différentes profondeurs dans le sol.

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XI.

CONCLUSION

Il était question dans ce travail d’étudier la faisabilité d’un puits canadien capable d’écrêter les températures pendant la canicule de 4 à 5°C dans un climat de type sahélien, en faisant ressortir les aspects techniques, économiques et sanitaires de l’installation. De nombreux travaux réalisés sur ce sujet dans les zones climatiques tempérées ont permis de développer des méthodes et outils d’aide au dimensionnement du puits, pouvant éventuellement être utilisé en zone climatique tropical à condition de disposer d’une base de données de températures de surface, à pas de temps horaire réalisé sur une période d’un an. Vue la complexité du puits canadien en zone climatique tropicale, nous avons élaboré dans ce travail une approche de dimensionnement simplifié du puits. Notre étude nous a permis de ressortir la technologie du puits canadien, de faire une étude de cas in situ, de présenter un devis estimatif d’une telle installation en se basant sur les prix unitaires retrouvés sur le marché local et ailleurs. Enfin, un site expérimental pour le suivi de l’évolution de la température dans le sol a été réalisé et les premières mesures ont été effectuées. Ces mesures nous ont montré la capacité du puits canadien à écrêter les températures juste aux heures de pointes de chaleur (10h-17h) correspondant aux jours de mesures, le fonctionnement du puits s’inversant hors de cette plage horaire. Les résultats de notre étude nous montrent la faisabilité du puits canadien avec les hypothèses émises, néanmoins leur fiabilité devrait passer par une validation avec l’expérience. Les mesures ayant étés réalisées juste pendant deux jours, il serait précoce de se prononcer sur le déphasage du signal thermique avec la profondeur et par là des potentialités du sol à répondre à la demande de climatisation. En effet, seules les relevées de températures sur une période relativement longue pourraient nous permettre d’étudier expérimentalement le déphasage du signal thermique avec la profondeur et ceci pour un cycle annuel afin de se prononcer sur les résultats de notre étude. L’évaluation des couts de réalisation du puits canadien montre clairement l’impossibilité de satisfaire aux contraintes économiques imposées par les termes de référence. Par contre, au regard des charges d’exploitation engendrées par son fonctionnement comparativement à celles induites par la climatisation classique, outrepasser ces contraintes seraient justifiées à l’issu d’une amélioration et d’une validation de ces travaux. Compte tenu de l’intérêt que représente ce sujet dans un contexte climatique sahélien, cet étude devrait être poursuivi afin d’affiner la méthodologie de dimensionnement par un suivi régulier des relevés expérimentaux de température.

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Etude de faisabilité d’un « Puits canadien » pour le rafraichissement d’une maison individuelle

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Projet Intégrateur --- Master II (2iE) --- 2007/2008 OGOU Constant – SAGNA Mariama – SIMO TALA Jules – TADJOUWA KOUAWA

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