CONCEPTION D’UN SYSTEME DE CLIMATISATION FONCTIONNANT AVEC UNE MACHINE FRIGORIFIQUE A EJECTEUR : APPLICATION AU PREMIER BATIMENT FACULTAIRE DE L’UNIVERSITE KONGO/MBANZA-NGUNGU

MINISTERE DE L’ENSEIGNEMENT SUPERIEURE ET UNIVERSITAIRE

UNIVERSITE KONGO B.P. 202

MBANZA-NGUNGU

FACULTE POLYTECHNIQUE

Département d’Electromécanique

CONCEPTION D’UN SYSTEME DE CLIMATISATION FONCTIONNANT AVEC UNE MACHINE FRIGORIFIQUE A EJECTEUR : APPLICATION AU PREMIER BATIMENT FACULTAIRE DE L’UNIVERSITE KONGO/MBANZA-NGUNGU

KIKANGA LUEMBA Vincent

MEMOIRE présenté et défendu en vue de l’obtention du titre d’Ingénieur Civil Electromécanicien.

Dirigé par : Professeur SUMUNA TEMO

ANNEE-ACADEMIQUE 2017-2018

TABLE DES MATIERES

Résumé. .................................................................................................................................................. ii Liste des figures.................................................................................................................................... iii Liste des tableaux ................................................................................................................................. iv INTRODUCTION................................................................................................................................. 1

CHAPITRE I : GENERALITES SUR LES SYSTEMES DE CONDITIONNEMENT DE L’AIR

ET LA PRODUCTION DU FROID.................................................................................................... 3

I.1 LES SYSTEMES DE CONDITIONNEMENT DE L’AIR .......................................................... 3

I.2 LA PRODUCTION DU FROID..................................................................................................... 8

CHAPITRE II : PRESENTATION DU SITE ET CAHIER DES CHARGES ............................. 12

II.1 PARAMETRES GEOMETRIQUES ......................................................................................... 12

II.2 PARAMETRES CLIMATIQUES.............................................................................................. 14

II.3 CHARGES DU BATIMENT ...................................................................................................... 20

CHAPITRE III : DIMENSIONNEMENT DE LA CENTRALE DE TRAITEMENT DE

L’AIR(CTA) ET DU SYSTEME DE DISTRIBUTION DE L’AIR ............................................... 31

III.1 DIMENSIONNEMENT DE LA CENTRALE DE TRAITEMENT DE L’AIR(CTA) ........ 31

III.2 DIMENSIONNEMENT DU SYSTEME AERAULIQUE ...................................................... 46

CHAPITRE IV : DIMENSIONNEMENT DE LA MACHINE FRIGORIFIQUE A EJECTEUR

.............................................................................................................................................................. 68

IV .1 CARACTERISTIQUES ET PRINCIPE DE FONCTIONNEMENT................................... 68

IV.2 ETUDE THERMODYNAMIQUE............................................................................................ 70

IV.3. DESIGN DE LA MACHINE (Cüneyt, 2015) .......................................................................... 74

CONCLUSION ................................................................................................................................... 78

BIBLIOGRAPHIE.............................................................................................................................. 79

ANNEXES .............................................................................................................................................. I

Résumé

L’objectif de ce mémoire est d’étudier et dimensionner un système de climatisation fonctionnant avec une machine frigorifique à éjecteur de vapeur d’eau, pour le premier bâtiment facultaire de L’université Kongo. Nous avons premièrement présenté les généralités sur la climatisation, les principaux systèmes de climatisation, ainsi que les systèmes de production du froid. Par la suite nous avons évalué les différents apports thermiques et hydriques du bâtiment. Ensuite une CTA et un système aéraulique pour acheminer l’air traité aux locaux climatisés, en règle avec les charges maximales du bâtiment, ont été dimensionnés. Enfin une machine frigorifique pouvant fournir la puissance frigorifique nécessaire au fonctionnement du système a été dimensionnée.

Mots clés : Climatisation, Charges thermiques, CTA, Système de distribution d’air, Machine

frigorifique à éjecteur.

Abstract

The aim of this thesis is to study and design an air conditioning system operating with an ejector refrigeration system, for the first building of the Kongo University. At first, we presented the general information on air conditioning, air conditioning and refrigeration systems. Subsequently we evaluated the maximum thermal and water gains in the building. Then an Air Handling Unit and a ventilation system for conveying the conditioned air to the conditioned space were designed. Finally, an ejector refrigeration system, for providing the needing cooling load, has been designed.

Keywords: Air conditioning, Thermal gain, AHU, Ventilation, Ejector refrigeration system.

Liste des figures

Figure I-1 : équilibre des échanges thermiques du corps humain ;

Figure I-2 : transformations de l’air humide dans le diagramme psychrométrique ;

Figure I-3 : chauffage simple de l’air humide ;

Figure I-4 : chauffage avec humidification ;

Figure I-5 : processus refroidissement avec déshumidification ;

Figure I-6 : Refroidissement par évaporation ;

Figure I-7 : schématisation, évolution des transformations de la machine frigorifique à compression mécanique de vapeur ;

Figure II-1 : plan bâtiment de luvaka ;

Figure II.2 : rayonnement solaire sur une paroi inclinée ;

Figure II.3 : Angle d’incidence ( , Angle Zenith( ), Angle surface-azimuth( )

déclinaison solaire( )

Figure II.4 : zone de confort ;

Figure II-5 : parois du bâtiment nommées (A-W) ;

Figure III-1 : schematisation et transformations de l’air humide dans la CTA

Figure III-2 : structure de la batterie ;

Figure III-3 : Disposition de rangées de tubes (i=1,2,3,4) de la batterie à 1 serpentin et ½

serpentin ;

Figure III-4 : Nomenclature de la batterie ; Figure III-5 : conduit oblong et circulaire ; Figure III-6 : bouches murales et plafonnières ;

Figure III-7 : conception du système aéraulique en 3D ;

Figure III-8 : schématisation en 2D et unifilaire du circuit aéraulique reprise et distribution. ;

Figure IV-1 : Schématisation de la machine frigorifique à éjecteur et évolution du cycle de le diagramme (T, S);

Figure IV-2 : évolution pression-vitesse dans l’éjecteur ; Figure IV-3 : courbe de performance de l’éjecteur ; Figure IV-4 : Géométrie de l’éjecteur supersonique

Page iv sur 111

Liste des tableaux

Tableau I-1 : Les fluides frigorigènes utilisés dans la machine frigorifique à éjecteur ;

Tableau II.1 : dimensions de locaux ;

Tableau II-2 : valeurs moyennes mensuelles de l’irradiation globale reçue sur la surface

horizontale pour la ville de Kinshasa ;

Tableau II-3 : calcul de facteurs de clarté, rayonnement diffus et rayonnement direct reçu sur la surface horizontale ;

Tableau II-4 : calcul du rayonnement diffus sur les surfaces horizontales et verticales ;

Tableau II-5 : calcul du rayonnement dans les différentes orientations ;

Tableau II-6 : évaluation de l’irradiation réfléchie au cours de la journée ;

Tableau II-7 : évaluation du rayonnement dans les parois en fonction de l’orientation et l’heure de la journée ;

Tableau II.8: évaluation de gains dus à l’éclairage ;

Tableau II-9 : Evaluation de charges thermique et hydrique dues aux personnes ;

Tableau II-10: évaluation des charges externes ;

Tableau III-1 : caractéristiques de chacun des points de la CTA ;

Tableau III-2 : Evaluations de la puissance thermique, température tubes et de l’eau, des caractéristiques de l’air dans la batterie, rangée par rangée (régime été) ;

Tableau III-3 : Evaluation des débits volumiques par local ;

Tableau III-4 : Rugosité de matériaux (Wang, 2001) ;

INTRODUCTION

Les êtres humains ont une faiblesse inhérente. Ils veulent se sentir à l'aise. Ils veulent vivre dans un environnement confortable. Cependant, le confort ne vient pas facilement car les désirs du corps humain et la météo ne sont généralement pas tout à fait compatibles.

Du secteur commercial au secteur de transport, en passant par les secteurs résidentiel, sanitaire et institutionnel, la climatisation a démontré son importance, et a créé une nécessité notamment dans les pays développés.

Un séjour dans un environnement non climatisé crée un malaise. C’est l’effet de ce malaise qui est plus inquiétant. En effet, le malaise qu'on ressent peut fortement porter atteinte à notre rendement au travail par exemple. Cette situation devient encore plus dramatique lorsqu'il s'agit d'un environnement accueillant beaucoup de monde comme un auditoire de cours. Il est important de noter que, la forte chaleur cause nervosité et fatigue qui sont des facteurs qui influencent très négativement le rendement. C'est donc pour toutes ces raisons et pour bien d'autres encore que la climatisation est particulièrement importante aussi bien pour nos maisons, pour nos entreprises ou tout autre lieu d'habitation. Plusieurs études expérimentales ont démontré les effets des températures ambiantes sur les fonctions cognitives. Une étude réalisée à Boston dans l’état de Massachusetts(Etats-Unis) en 2016, sur deux groupes d’étudiants, l’un soumis à des conditions climatisées, l’autre non climatisées, a montré une baisse significative de performances cognitives chez les étudiants soumis à des conditions non climatisées, justement à cause, des températures et humidités élevées. Les résultats ont montré :

Ø Une baisse de flux d’information dans le cerveau (throughput) ;

Ø Une augmentation de temps réaction de et avec les tests

STROOP1 et ADD2(Cedeño et ali., 2018).

Il est important d'intégrer la climatisation dans les bâtiments institutionnels pour préserver le niveau d'instruction, la productivité et la sécurité face aux changements climatiques.

Un système de climatisation est composé de plusieurs équipements en série, dont le rôle est de :

o Refroidir et/ou chauffer ;

o Distribuer l’air traité, contenant assez d’air neuf, dans les espaces conditionnés ;

o Contrôler et maintenir les paramètres environnementaux intérieurs tels que

température, humidité, pureté de l’air dans les limites bien définies.

Ceci dans le but d’assurer les besoins de confort de ses occupants. Ainsi la climatisation est

liée à la production du froid.

Le froid est indispensable à la santé humaine, grâce à son action de préservation de la qualité des denrées alimentaires (chaîne du froid), de nombreux médicaments et autres produits de santé.

Dans la plupart de systèmes de production de froid, la machine frigorifique à compression mécanique de vapeur est utilisée. Cette machine frigorifique a un bon coefficient de

1STROOP : test utilisé en neuropsychologie, il vise à évaluer le contrôle attentionnel ou les capacités

d’inhibition d’un individu.

performance (COP), une flexibilité et une compacité dans la fabrication. Elle a également des impacts négatifs:

§ Dans la consommation de l’énergie électrique : le froid et le conditionnement d’air consomme environ 17.2% de l’électricité produite au monde (Institut International du Froid, 2015) ;

§ Dans l’environnement : le froid représente 7,8% des émissions mondiales de gaz à effet de serre. 37% sont dues à l’émission de gaz fluorés utilisés comme frigorigènes dans les systèmes de froid et 63% sont des émissions indirectes dues à la consommation d’énergie par ces systèmes (Institut International du Froid, 2017).

Depuis les années 80, à cause de la nocivité aussi bien des énergies fossiles que de l`aspect destructif des frigorigènes (CFC3, HCFC4, HFC5) l'industrie de réfrigération commence à se tourner vers de nouveaux procédés de production du froid. Pour cela nous préconisons la machine frigorifique à éjecteur fonctionnant avec la vapeur d’eau.

Ce travail vise à concevoir un système de climatisation avec une machine frigorifique à éjecteur pour le premier bâtiment facultaire du campus de Luvaka. Cependant l’aspect régulation de l’installation ne sera pas abordé.

Le travail renferme, hormis cette introduction et la conclusion, quatre chapitres structurés de la manière suivante :

Dans le premier chapitre, nous palerons des systèmes de conditionnement d’air ainsi que la

production du froid ;

Dans le deuxième chapitre, nous allons présenter le site du campus de Luvaka, et nous ferons

l’évaluation de charges thermiques et hydriques du bâtiment à climatiser ;

Dans le troisième chapitre, nous ferons les calculs et les dimensionnements des équipements de la centrale de traitement de l’air (CTA), ainsi que du système de distribution de l’air ;

Le quatrième chapitre sera consacré, au dimensionnement de la machine frigorifique à éjecteur.

3 Chlorofluorocarbures

4 Hydrochlorofluorocarbures

5 Hydrofluorocarbures

CHAPITRE I : GENERALITES SUR LES SYSTEMES DE CONDITIONNEMENT

DE L’AIR ET LA PRODUCTION DU FROID I.1 LES SYSTEMES DE CONDITIONNEMENT DE L’AIR Introduction

Il n'a pas fallu longtemps, pour se rendre compte qu’on ne pouvait pas changer le climat dans une région. Tout ce qu’on peut faire, c'est le changer dans un espace confiné comme une maison ou un lieu de travail. Dans le passé, cela était partiellement accompli par le feu et les systèmes de chauffage intérieurs simples. Aujourd'hui, les systèmes de climatisation modernes peuvent chauffer, refroidir, humidifier, déshumidifier, nettoyer et même désodoriser l’air en d'autres termes, conditionner l'air selon les désirs des gens. Les systèmes de climatisation sont conçus pour satisfaire les besoins de confort du corps humain. Par conséquent, il est essentiel que nous comprenions les aspects thermodynamiques du corps.

Le corps humain peut être considéré comme un générateur thermique dont l'apport énergétique provient de sa nourriture. Comme dans tout autre générateur thermique, l’excès de chaleur doit être rejeté dans l’environnement pour que le corps puisse continuer à fonctionner normalement. Le taux de génération de chaleur dépend du niveau d'activité. En moyenne pour un homme adulte, il est d'environ 87 W pendant la sieste, 115 W au repos et pendant des travaux de bureau, 230 W pendant le sport et 440 W pour les gros travaux physiques (Yunus et al., 2005). Pour une femme adulte, ces valeurs sont réduites d’environ15%. La température profonde du corps, pour une personne en bonne santé est maintenue constante à environ 37 ° C. Le corps se sentira à l'aise dans un environnement dans lequel il peut librement dissiper l’excès de sa chaleur. Le transfert de chaleur est proportionnel à la différence de température surface de la peau-air environnant.

Figure I-1 : équilibre des échanges thermiques du corps humain (Robert et al., 2019)

Par conséquent, dans un environnement froid, le corps perd plus de chaleur qu'il en génère normalement, ce qui entraîne une sensation d'inconfort. Le corps essaie alors de minimiser les pertes de chaleur en réduisant la circulation sanguine près de la peau (vasoconstriction). Cela abaisse la température de la peau, qui est d'environ 34 ° C pour une personne en moyenne, et donc le taux de transfert de chaleur. Une température cutanée basse provoque une gêne. Les mains, par exemple, sont douloureusement froides lorsque la température de la peau atteint

10 ° C. Nous pouvons également réduire les pertes de chaleur du corps soit en mettant des

barrières (vêtements supplémentaires, couvertures, etc.) sur la surface d’échange de chaleur ou en augmentant le taux de génération de chaleur dans le corps en faisant de l'exercice. Par exemple, le niveau de confort d'une personne au repos vêtue de vêtements d'hiver chauds dans une pièce à 10 ° C est à peu près égal au niveau de confort d'une personne identique effectuant un travail modéré dans une pièce à environ 23 ° C. Dans un environnement chaud, nous avons le problème contraire : nous ne semblons pas dissiper suffisamment de chaleur de notre corps et nous avons l'impression que nous allons éclater. Nous nous habillons légèrement pour permettre à la chaleur de s'échapper plus facilement de notre corps et nous réduisons le niveau d'activité pour minimiser le taux de génération de chaleur dans le corps. Nous allumons également le ventilateur pour remplacer en permanence la couche d'air plus chaud qui se forme autour de notre corps à la suite de la chaleur corporelle par l'air plus froid dans d'autres parties de la pièce.

Lorsque nous faisons des travaux légers ou nous marchons lentement, environ la moitié de la chaleur corporelle rejetée est dissipée par la transpiration sous forme de chaleur latente tandis que l'autre moitié est dissipée par convection et rayonnement sous forme de chaleur sensible. Au repos ou au travail de bureau, la majeure partie de la chaleur (environ 70%) est dissipée sous forme de chaleur sensible alors que lors de travaux physiques lourds, la majeure partie de la chaleur (environ 60%) est dissipée sous forme de chaleur latente. Le corps évacue plus de chaleur en transpirant. Lorsque cette sueur s'évapore, elle absorbe la chaleur latente du corps et le refroidit. La transpiration n'aide pas beaucoup cependant, si l'humidité relative de l'environnement est proche de 100%. Une transpiration prolongée sans apport de liquide provoque une déshydratation et une transpiration réduite, peut entraîner une augmentation de la température corporelle et un coup de chaleur. Un autre facteur important qui affecte le confort humain est le transfert de chaleur par rayonnement entre le corps et les surfaces environnantes telles que les murs et les fenêtres. Nous nous réchauffons devant un feu même si l'air entre le feu et nous est assez froid. De même, dans une pièce chaude, nous sentons froid si le plafond ou les surfaces murales sont à une température considérablement basse. Cela est dû au transfert de chaleur direct entre notre corps et les surfaces environnantes par rayonnement.

Le confort du corps humain dépend principalement de trois facteurs : la température, l'humidité relative et la vitesse de l'air. La température de l'environnement est l'indice de confort le plus important. La plupart des gens se sent à l'aise lorsque la température ambiante se situe entre 22 et 27 ° C (Yunus et al. 2005). L'humidité relative a également un effet considérable sur le confort car elle affecte la quantité de chaleur qu'un corps peut dissiper par évaporation. L'humidité relative est une mesure de la capacité de l'air à absorber plus d'humidité. Une humidité relative élevée ralentit le rejet de chaleur par évaporation et une faible humidité relative l'accélère. La plupart des gens préfèrent une humidité relative de 40 à

60%(Yunus et al., 2005). La vitesse de l'air joue également un rôle important dans le confort humain. Elle élimine l'air chaud et humide qui s'accumule autour du corps et le remplace par de l'air frais. Par conséquent, le mouvement de l'air améliore le rejet de chaleur par convection et évaporation. La vitesse de l'air doit être suffisamment grande pour éliminer la chaleur et l'humidité du voisinage du corps, mais suffisamment douce pour ne pas être remarquée. La plupart des gens se sent à l'aise à une vitesse d'environ 15 m / min (Yunus et al., 2005). Une très grande vitesse provoque une gêne au lieu du confort. Par exemple, dans un environnement à 10 ° C avec 48 km / h, l’air est aussi froid que dans un environnement à 7

° C avec 3 km / h. D'autres facteurs qui affectent le confort sont la propreté de l'air, les odeurs, le bruit et les effets des radiations.

I.1.2 Transformations isobares de l’air humide

Le maintien d'un espace conditionné ou d'une installation industrielle à la température et à l'humidité souhaitées nécessite certaines transformations de l’air humide. Ces transformations comprennent un simple chauffage (augmentation de la température), un simple refroidissement (baisse de la température), l'humidification (ajout d'humidité) et la déshumidification (élimination de l'humidité). Parfois, deux ou plusieurs de ces transformations sont nécessaires pour amener l'air à la température et à l'humidité souhaitées.

Ces diverses transformations sont illustrées sur le diagramme psychrométrique de la Fig. I–2. Dans les transformations de chauffage et de refroidissement simples, apparaissent sous forme de lignes horizontales sur le diagramme car la teneur en humidité de l'air reste constante pendant ces processus. L'air est généralement chauffé et humidifié en hiver et refroidi et déshumidifié en été.

Figure I-2 : transformations de l’air humide dans le diagramme psychrométrique (Yunus et al., 2005).

I.1.2.1. Chauffage et refroidissement simples

De nombreux systèmes de chauffage (de refroidissement) résidentiels se composent d'une pompe à chaleur (d’une machine frigorifique) ou d'un réchauffeur électrique à résistance. Dans ces systèmes, l’air est chauffé (refroidi) en le faisant circuler à travers un conduit qui contient les tubes dans lesquels circulent un fluide chaud (froid) ou les fils de résistance électrique (figure I-3).

Figure I-3 : chauffage simple de l’air humide (Yunus et al., 2005).

La quantité d'humidité dans l'air reste constante au cours de ce processus, car aucune humidité n'est ajoutée ou retirée de l'air. C'est-à-dire que l'humidité absolue de l'air reste constante pendant un processus de chauffage (ou de refroidissement) sans humidification (sans déshumidification).

Pour une transformation de chauffage on peut noter que l'humidité relative de l'air diminue pendant le processus même si l'humidité absolue reste constante. En effet, l'humidité relative est le rapport entre la teneur en humidité et la capacité d'humidité de l'air à la même température, et la capacité d'humidité augmente avec la température. Par conséquent, l'humidité relative de l'air chauffé peut être bien en dessous des niveaux confortables, provoquant des difficultés respiratoires.

Un processus de refroidissement à une humidité absolue constante est similaire au processus de chauffage décrit ci-dessus, sauf que la température diminue et que l'humidité relative augmente pendant un tel processus.

I.1.2.2 Chauffage avec humidification

Les problèmes liés à la faible humidité relative résultant d'un simple chauffage peuvent être éliminés en humidifiant l'air chauffé. Ceci est accompli en faisant passer l'air d'abord à travers une section de chauffage (processus 1-2) puis à travers une section d'humidification (processus 2-3), comme illustré sur la Figure I-4.

Figure I-4 : chauffage avec humidification (Yunus et al., 2005).

L'emplacement de l'état 3 dépend de la façon dont l'humidification est effectuée. Si de la vapeur est introduite dans la section d'humidification, cela se traduira par une humidification avec chauffage supplémentaire (T3> T2). Si l'humidification est réalisée en pulvérisant de l'eau dans le flux d'air à la place, une partie de la chaleur latente de vaporisation provient de l'air, ce qui entraîne le refroidissement du flux d'air chauffé (T3 <T2). L'air doit être chauffé à une température plus élevée dans la section de chauffage dans ce cas, pour compenser l'effet de refroidissement pendant le processus d'humidification.

I.1.2.3 Refroidissement avec déshumidification

L'humidité absolue de l'air reste constante pendant le processus de refroidissement simple, mais son humidité relative augmente. Si l'humidité relative atteint des niveaux excessivement élevés, il peut être nécessaire d'éliminer une partie de l'humidité de l'air, c'est-à-dire de le

déshumidifier. Cela nécessite de refroidir l'air en dessous de sa température de rosée. Le processus de refroidissement avec déshumidification est illustré schématiquement sur le diagramme psychrométrique de la Figure I-5.

Figure I-5 : processus refroidissement avec déshumidification (Yunus et al., 2005).

L'air chaud et humide entre dans la section de refroidissement à l'état 1. Lorsqu'il passe à travers les serpentins de refroidissement, sa température diminue et son humidité relative augmente à une humidité absolue constante. Si la section de refroidissement est suffisamment longue, l'air atteint son point de rosée (état x, air saturé). Un refroidissement supplémentaire de l'air entraîne la condensation d'une partie de l'humidité de l'air. L'air reste saturé pendant tout le processus de condensation, qui suit une ligne d'humidité relative de 100% jusqu'à l'état final (état 2). La vapeur d’eau qui se condense pendant ce processus est évacuée de la section de refroidissement par un canal séparé. Le condensat est généralement supposé quitter la section de refroidissement à T2.

L'air frais et saturé à l'état 2 est généralement acheminé directement vers la pièce, où il se mélange à l'air de la pièce. Dans certains cas, cependant, l'air à l'état 2 peut être à la bonne humidité spécifique mais à une température très basse. Dans de tels cas, l'air passe à travers une section de chauffage où sa température est élevée à un niveau plus confortable avant d'être acheminé vers la pièce.

I.1.2.4 Le refroidissement par évaporation

Les systèmes de refroidissement conventionnels fonctionnent sur un cycle de réfrigération, et ils peuvent être utilisés dans n'importe quelle partie du monde. Mais ils ont un coût initial et d’exploitations élevé. Dans les climats désertiques (chauds et secs), nous pouvons éviter le coût élevé du refroidissement en utilisant le système de refroidisseurs par évaporation.

Le refroidissement par évaporation est basé sur un principe simple : à mesure que l'eau s'évapore, elle absorbe la chaleur latente de vaporisation à l'eau et l'air ambiant. Par conséquent, l'eau et l'air sont refroidis pendant le processus. Cette approche est utilisée depuis des milliers d'années pour refroidir l'eau. Lors d’une journée chaude et sèche, l'air est beaucoup plus frais lorsque la cour est arrosée. En effet, l'eau absorbe la chaleur de l'air lorsqu'elle s'évapore. Un refroidisseur par évaporation fonctionne sur le même principe. Le processus de refroidissement par évaporation est représenté schématiquement sur un diagramme psychrométrique à la Figure I-6. L'air chaud et sec à l'état 1 pénètre dans le refroidisseur, où on pulvérise de l'eau liquide. Une partie de l'eau s'évapore au cours de ce processus en absorbant la chaleur du flux d'air. Par conséquent, la température du courant

d'air diminue et son humidité augmente (état 2). Dans le cas limite, l'air quitte le refroidisseur saturé à l'état 2’. C'est la plus basse température qui peut être atteinte par ce procédé.

Figure I-6 : Refroidissement par évaporation (Yunus et al., 2005).

Dans ce processus le transfert de chaleur entre le flux d'air et l'environnement est généralement négligeable. Par conséquent, le processus de refroidissement par évaporation suit une ligne de température humide constante sur le diagramme psychrométrique.

I.2 LA PRODUCTION DU FROID

Comme nous l’avons mentionné dans le point précèdent, un système de climatisation a besoin d’une machine frigorifique pour réaliser les opérations de transformations de l’air humide (refroidissement ou chauffage).

La production du froid se distingue de la production de chaleur uniquement en termes d’échelle de température ou en termes de signe de la quantité de chaleur échangée. En effet, on peut dire que la production du froid est simplement une production de chaleur négative à basse température. La distinction principale vient de l’existence du second principe de la thermodynamique qui, selon l’énoncé de Clausius, postule « qu’il ne peut pas s’effectuer, sans compensation, un passage de chaleur d’un corps froid à un corps plus chaud » alors qu’il peut tout à fait, sans compensation, s’effectuer un passage de chaleur d’un corps chaud vers un corps moins chaud. On peut donc définir la production de froid comme la mise en œuvre d’une suite de transformations thermodynamiques permettant d’extraire de la chaleur d’un milieu (source froide) pour abaisser et/ou maintenir sa température en dessous de la température ambiante. Ces transformations sont subies par une substance active (le frigorigène), qui prélève de la chaleur à la source froide, en rejette dans la source chaude et à laquelle on doit apporter de l’énergie en compensation (Meunier et al.,2010). Il existe plusieurs transformations endothermiques (fusion d'un solide, sublimation d'un solide, détente d'un gaz, effet Peltier, effet Thomson, dissolution des solides, liquides et gaz, vaporisation d'un liquide) qui peuvent constituer un procédé capable de produire le froid. Dans la pratique c’est la vaporisation du liquide qui est beaucoup plus utilisée.

Les cycles les plus couramment utilisés sont les cycles à compression mécanique de vapeur, idéalisés par un cycle à deux températures. Néanmoins, il existe des cycles à compression thermique de vapeur, généralement des cycles à sorption (absorption liquide ou adsorption) idéalisés par des cycles à trois températures.

On distingue dans le domaine du froid deux domaines :

 La réfrigération qui consiste à produire et maintenir une température inférieure à la température ambiante ;

 La cryophysique, qui est la science des propriétés de la matière à très basse température.

Les systèmes de production du froid sont actuellement nombreux et variés, mais le système de production de froid par compression mécanique vapeur, est celui qui est le plus utilisé. Dans ce système, la production du froid résulte de l’évaporation à basse température, du fluide de travail (fluide frigorigène). Le système requiert de l’énergie mécanique d’un compresseur. Ce système s’adapte à presque toutes les applications dans le domaine de froid avec de capacités frigorifiques variant de quelques Watts à plusieurs mégaWatts. Une grande variété de fluides frigorigènes peut être utilisée pour ces différentes applications, capacités etc. L’actuel cycle de compression mécanique de vapeur, est basé sur le cycle de Evans- Perkins, aussi appelé cycle de Rankine Inverse.

Figure I-7 : schématisation, évolution des transformations de la machine frigorifique à compression mécanique de vapeur (Yunus et al., 2005).

Dans le cas le plus simple, une installation frigorifique à compression se compose d’un compresseur, d’un condenseur, d’une vanne de détente et d’un évaporateur.

Dans un cycle théorique d’une machine de compression mécanique de vapeur, le fluide frigorigène entre dans le compresseur à l’état vapeur saturée (état 1) et est compressé isentropiquement jusqu’à la pression du condenseur. Durant la transformation, La température augmente bien au-delà de la température du milieu à réchauffer. Le fluide frigorigène entre dans le condenseur à l’état 2 et le quitte à l’état liquide saturé (état 3) en rejetant une quantité de chaleur QH au milieu chaud. Le liquide saturé est ensuite détendu jusqu’à la pression de l’évaporateur à travers la vanne de détente isenthalpique. La température du fluide retombe en dessous de la température du milieu à refroidir. Le fluide entre à l’évaporateur à l’état 4, s’évapore en absorbant une quantité de chaleur QL dans l’espace réfrigéré et ressort à l’état 1, vapeur saturée (figure I-7).

Le domaine de production de froid consomme une grande part de la production mondiale de l’électricité. Produire du froid avec une machine frigorifique tri thermique dont l’organe principal est un éjecteur supersonique, semble une solution prometteuse par le fait qu’elle peut utiliser des énergies dites gratuites et non nocives comme l’énergie solaire, énergie de déchets municipaux, ou par l’utilisation des rejets thermiques des différents procédés industriels.

L’efficacité globale des éjecteurs est généralement inférieure à celle de technologies concurrentes comme la compression mécanique de vapeur ou l’absorption (thermique). Toutefois, les éjecteurs offrent des avantages intéressants par rapport à ces technologies, c’est-à-dire simplicité, faible coût et niveau d’entretien peu élevé (pas de lubrification ou de friction), Le système à éjecteur a une étanchéité parfaite. Les éjecteurs possèdent également l’avantage de pouvoir fonctionner en utilisant de la chaleur perdue basse température. Le cycle de refroidissement à éjecteur a été développé la première fois par Le Blanc et Parson dès 1900. Populaire au début des années 30 pour les dispositifs de climatisation des grands bâtiments (Benbia, 2013), ce système a été remplacé avec un système plus favorable de compression mécanique de vapeur.

Fluides de travail : Les performances des cycles à éjecteur sont fortement dépendant des caractéristiques thermodynamiques du fluide frigorigène. Un certain nombre de caractéristiques est désirable pour le fluide de travail :

Sa chaleur spécifique devrait être assez élevée pour avoir une grande chaleur latente de vaporisation et permettre des débits minimaux par unité de capacité de réfrigération ;

Sa température d'évaporation relativement basse et donc une pression de saturation au niveau du générateur basse afin d'éviter l'utilisation de matériaux de construction lourds ou spéciaux et onéreux ;

Ses propriétés de transport c.-à-d. la viscosité et le coefficient de transfert thermique devront être favorables ;

Sa masse molaire devrait être élevée car elle avantage un meilleur COP et un meilleur

rapport d'entrainement. Les dimensions de l'éjecteur sont comparativement plus grandes ;

Lors du choix du fluide une attention particulière devrait être prêtée à sa stabilité chimique, sa toxicité, ses caractéristiques explosives, sa corrosivité, son respect de l'environnement et son prix ;

Le tableau I-1 présente une liste de fluides frigorigènes qui peuvent être utilisés avec certaines de leurs caractéristiques.

Tableau I-1 : Les fluides frigorigènes utilisés dans la machine frigorifique à éjecteur

(Jianyong, 2014)

Théoriquement, en tenant compte de ces diverses recommandations, l’eau serait un très bon candidat comme fluide frigorigène. L’eau est un fluide naturel. Elle a des excellentes propriétés thermodynamiques, elle est ininflammable et non toxique. Elle est moins chère et n’a pas d’impact sur l’environnement (zéro ODP6 et GWP7). Sa chaleur de vaporisation est élevée, ce qui permet des débits minimaux par unité de capacité de réfrigération et une faible puissance mécanique requise au niveau de la pompe.

Certains inconvénients doivent cependant être mentionnés. La température d’utilisation est limitée à des valeurs supérieures à zéro degré centigrade. De même que le système doit être sous vide. Quand à la pression critique de l’éjecteur, l’utilisation de l’eau nécessite des pressions relativement basses au niveau du condenseur, l’eau comme moyen de condensation peut donc être une nécessité.

Nous allons revenir avec plus de détails, sur le fonctionnement de cette machine frigorifique lors de son dimensionnement au dernier chapitre.

6 Ozone Depleting Potential

7 Global Warming Potential

CHAPITRE II : PRESENTATION DU SITE ET CAHIER DES CHARGES II.1 PARAMETRES GEOMETRIQUES

Notre travail consiste à dimensionner une centrale de conditionnement d’air pour le bâtiment

facultaire de Luvaka. Le site se situe aux coordonnées suivantes :

v S : 5◦ 15.742’

v E : 14◦ 50.346’

v Altitude: 730 m.

Le bâtiment à climatiser est le tout premier bâtiment de l’université. C’est un bâtiment à cinq

(5) locaux, quatre (4) bureaux, (figure II.1). Le bâtiment est orienté 28◦ nord-ouest.

Figure II-1 : plan bâtiment de luvaka

Les caractéristiques de locaux sont données par le tableau suivant :

Tableau II.1 : dimensions de locaux

Numéro local Largeur(m) Longueur(m) Hauteur(m) Surface (m^2)
Local 1	10 20.12 4.29 201.2
Local 2	15 10 4 150
Local 3	15 10 4 150
Local 4	7 10.06 4.29 70.42
Local 5	7 10.06 4.29 70.42
Bureau 1	3.68 4 4 14.72
Bureau 2	3.68 2.9 4 10.672
Bureau 3	3.68 4 4 14.72
Bureau 4	3.68 2.9 4 10.672

Les murs ont la couleur jaune et sont fait en briques cuites pleines. L’épaisseur brique-enduit est de 15 cm.

Les espaces vitrés de fenêtres avec encadrement métalliques sont :

Ø (Façade Nord-Est du local 1) 1.20m x 0.78m x 21 = 19.656 m2 ;

Ø (Façade Sud-Est du local 2) 1.20m x 0.78m x 12 = 11.232 m2 ;

Ø (Façade Sud-Est du local 3) 1.20m x 0.78m x 12 = 11.232 m2 ;

Ø (Façade Sud-Ouest du local 4) 1.20m x 0.78m x 9 = 8.424 m2 ;

Ø (Façade Sud-Ouest du local 5) 1.20m x 0.78m x 9 = 8.424 m2 ;

Ø (Façade Sud-Ouest du bureau 1) 1.33m x 1m = 1.33 m2 ;

Ø (Façade Sud-Ouest du bureau 2) 1.33m x 1m = 1.33 m2 ;

Ø (Façade Nord-Est du bureau 3) 1.33m x 1m = 1.33 m2 ;

Ø (Façade Nord-Est du bureau 4) 1.33m x 1m = 1.33 m2. Avec une épaisseur de vitrage de 5 mm.

Espace des portes

v Local 1 : (1x2.23) +(1.38x2.33) = 5.4454 m2(en vitre et en fer).

v Local 2: (1x2.36) +(1.36x2.30) = 5.488 m2(en vitre et en fer).

v Local 3: (1x2.36) +(1.36x2.30) = 5.488 m2(en vitre et en fer).

v Local 4: (1.39x2.30) +(1x2.30) = 5.497 m2(en vitre et en fer).

v Local 5: (1.39x2.30) +(1x2.30) = 5.497 m2(en vitre et en fer).

v Bureau 1: (1x2.28) = 2.28 m2 (en bois).

v Bureau 2 : (1x2.28) = 2.28 m2(en bois).

v Bureau 3 : (1x2.28) = 2.28 m2(en bois).

v Bureau 4 : (1x2.28) = 2.28 m2(en bois) Paroi toiture

Numéro local	Surface(m2)
Local 1	201.2
Local 2	150
Local 3	150
Local 4	70.42
Local 5	70.42
Bureau 1	14.72
Bureau 2	10.672
Bureau 3	14.72
Bureau 4	10.672
TOTAL	692.824

II.2 PARAMETRES CLIMATIQUES

Le territoire de Mbanza-ngungu bénéficie d’un climat tropical à deux saisons, à savoir la saison pluvieuse (allant de mi-octobre à mi-mai) et la saison sèche (allant de mi-mai à mi- octobre). A cause de son altitude élevée(730m), la cité de Mbanza-Ngungu présente un climat tropical frais et humide. La température varie très peu, sauf pendant la saison sèche où elle descend sensiblement. A raison de manque de stations météorologique sur le lieu, nous allons utiliser les données climatiques de la station météorologique Binza à Kinshasa (station proche).

II.2.1 Température

Pour la cité de Mbanza-ngungu (comme pour la ville de Kinshasa), le mois de Mars est le mois le plus chaud de l’année8. La température extérieure de base pour la ville Kinshasa est de (Sumuna, 2019). L’écart d’altitude entre la cité de Mbanza-ngungu(730m) et Kinshasa Binza(440m), est d’environ 290 m(Sumuna,2019). Avec le gradient de température d’environ ,9 nous pouvons estimer une diminution de température de :

. II.2.2 Humidité

. Nous allons considérer la température extérieure de base de

Pour Kinshasa, on adopte en général comme teneur en humidité de base la moyenne des valeurs journalières du mois de mars à 15h. La valeur est une moyenne couramment utilisée (Sumuna, 2019). C’est également la valeur qui sera adoptée dans nos calculs.

II.2.3 Rayonnement

L’insolation ( ) reçue par une paroi contient trois composantes : une composante incidente directe (provenant du disque solaire), une composante diffuse (provenant de la voute

céleste) et une composante réfléchie (provenant du sol dans la zone environnante).

8https://planificateur.a- contresens.net/afrique/republique_democratique_du_congo/province_du_kongo_central/mba nza_ngungu/2312888.html

9https://vollibre.fandom.com/wiki/Gradient_de_temp%C3%A9rature

Figure II.2 : rayonnement solaire sur une paroi inclinée

(II-1)

Les valeurs moyennes mensuelles de l’irradiation horaire reçue sur une surface horizontale pour la ville de Kinshasa, sont données dans le tableau II-2.

Dans la détermination de l’intensité de rayonnement dans les différentes orientations, nous supposons que la charge maximale interviendra au mois de Mars, le mois le plus chaud de l’année. Nous allons effectuer le bilan entre 10h et 15h.

II.2.3.1 Détermination du rayonnement diffus

La plupart des stations radiométriques et météorologiques mesure normalement l’irradiation globale reçue sur la surface horizontale. Il n’est pas facile d’effectuer les mesures de l’irradiation diffuse, principalement à cause du prix élevé de l’instrument de mesure. C’est pourquoi, beaucoup de modèles mathématiques ont été développés pour estimer l’irradiation diffuse. Dans notre étude nous allons utiliser le modèle de Spencer (modèle isotrope), ce

modèle est basé sur le facteur de clarté (Maleki et al., 2017).

Pour,

( (II – 2)

| |

(II – 3)

(II – 4)

Avec : irradiation horaire globale sur la surface horizontale( ; Irradiation horaire extraterrestre ( ); : latitude du lieu( .

Tableau II-2 : valeurs moyennes mensuelles de l’irradiation globale (en kcal/h/m2) reçue sur une surface horizontale pour la ville de Kinshasa (Sumuna, 2019)

L’irradiation horaire extraterrestre se calcule par(Foster et al., 2010),

( ) (II-5)

Avec (constante solaire) ; énième jour de l’année.

On peut par conséquent calculer l’irradiation directe reçue sur la surface horizontale

(II-6)

La journée du 16 mars, est la plus chaude de l’année à Mbanza-ngungu10, donc n=75.

Suivant (

( )

Suivant (

Les valeurs de facteur de clarté, le rayonnement diffus et le rayonnement direct reçus sur la surface horizontale sont calculées dans le tableau III-3 en fonctions de données du tableau III-

10https://www.congo-autrement.com/page/territoire-de-la-rdc/territoire-de-mbanza- ngungu.html

Tableau II-3 : calcul de facteurs de clarté, rayonnement diffus et rayonnement direct reçu sur la surface horizontale

Heure	Moyenne irradiation horaire H (mois de mars)		Mt (W/m^2) (W/m^2)
Heure	En kcal/h/m^2 En W/m^2		Mt (W/m^2) (W/m^2)
10	412	478.8355555	0.347348	270.8847	207.9508
11	528	613.6533333	0.44514509	271.782328	341.871005
12	606	704.3066667	0.51090516	253.764661	450.542006
13	628	729.8755556	0.52945287	245.975466	483.900089
14	604	701.9822222	0.509219	254.413702	447.568521
15	512	595.0577778	0.43165584	273.627459	321.430319

II.2.3.2 Détermination du rayonnement direct , pour les differentes orientations du bâtiment

On définit le facteur géométrique :

(II-7)

Avec : Angle d’incidence (angle entre le rayon incident direct sur la surface et une normale imaginaire à cette même surface) ; : Angle Zenith (figure II-3).

(II-8) (II-9)

Avec : La déclinaison solaire (l'angle formé par la direction du soleil et le plan équatorial

terrestre); : Angle surface-azimuth (angle entre la projection horizontale de la normale à la surface et la direction Nord-Sud, compté à partir du sud, négatif dans le sens anti- horlogique ) Voir figures II-3; : Angle horaire du soleil (angle déterminé par la rotation diurne de la terre autour de son axe. C'est la mesure de l'arc de trajectoire solaire compris entre le soleil et le plan méridien du lieu, il est de zéro à midi, et prend de valeurs négatives

avant le passage du méridien et positives après le passage du méridien).

La déclinaison se calcul par :

= (

–

) ( ) (II-10)

Avec ( ) (II-11)

n=75, suivant( , ( )

Suivant( ,

= ( ( (

( ( (

( (

Figure II.3 : Angle d’incidence ( , Angle Zenith ( ), Angle surface-azimuth( )

déclinaison solaire( )

Pour déterminer le rayonnement diffus reçu sur chaque type de paroi , on va utiliser la correaltion de Liu et Jordan (Maleki et al. 2017) :

( ) (II-12)

Pour une paroi verticale , . Pour une paroi horizontale .

Ainsi on calcule le rayonnement diffus reçu par les deux types de surfaces dans le tableau II-

Tableau II-4 : calcul du rayonnement diffus sur les surfaces horizontales et verticales.

Heure Paroi Paroi horizontale(W/m2) verticale(W/m2)
10	270.8847	135.4423652
11	271.782328	135.8911641
12	253.764661	126.8823306
13	245.975466	122.9877332
14	254.413702	127.2068508
15	273.627459	136.8137294

On pose : (II-13) Calcul de l’irradiation dans les différentes orientations

Connaissant la latitude et la déclinaison solaire, on peut calculer de l’irradiation en

combinant les équations( ( ( ( ( . C’est ce qui est

fait dans le tableau II-5.

Tableau II-5 : calcul du rayonnement dans les différentes orientations.

Orientation Nord-ouest (

Heure	(W/m2)	(		(			(W/m2)	(W/m2)	(W/m2)
10	207.950825		-30		0.86510		135.4423652		135.4423652
11	341.871005		-15		0.96452		135.8911641		135.8911641
12	450.542006		0		0.99843		126.8823306		126.8823306
13	483.900089	152	15		0.96452	0.168090799	122.9877332	84.3309398	207.3186729
14	447.568521	152	30		0.86510	0.273180555	127.2068508	141.331981	268.538832
15	321.430319	152	45		0.70695	0.357518494	136.8137294	162.552786	299.3665158

Orientation Sud-est (

Heure (W/m2) ( ( (W/m2) (W/m2) (W/m2)
10	207.950825 -28 -30 0.86510 0.195993 135.4423652 47.11206008 182.5544253
11	341.871005 -28 -15 0.96452 0.074771 135.8911641 26.50233809 162.3935022
12	450.542006 0 0.99843 126.8823306 126.8823306
13	483.900089 15 0.96452 122.9877332 122.9877332
14	447.568521 30 0.86510 127.2068508 127.2068508
15	321.430319 45 0.70695 136.8137294 136.8137294

Orientation Nord-est (

Heure	(W/m2)	(		(			(W/m2)	(W/m2)	(W/m2)
10	207.950825	-118	-30		0.86510	0.461714	135.4423652	110.9851759	246.4275411
11	341.871005	-118	-15		0.96452	0.253188	135.8911641	89.74136107	225.6325252
12	450.542006		0		0.99843		126.8823306		126.8823306
13	483.900089		15		0.96452		122.9877332		122.9877332
14	447.568521		30		0.86510		127.2068508		127.2068508
15	321.430319		45		0.70695		136.8137294		136.8137294

Orientation Sud-ouest (

Heure	(W/m2)	(		(			(W/m2)	(W/m2)	(W/m2)
10	207.950825		-30		0.86510		135.4423652		135.4423652
11	341.871005		-15		0.96452		135.8911641		135.8911641
12	450.542006		0		0.99843		126.8823306		126.8823306
13	483.900089	62	15		0.96452	0.203569	122.9877332	102.1303561	225.1180893
14	447.568521	62	30		0.86510	0.420672	127.2068508	217.6381607	344.8450115
15	321.430319	62	45		0.70695	0.610243	136.8137294	277.4591438	414.2728732

Pour la paroi horizontale

Heure	(W/m2)	(W/m2)	(W/m2)
10	270.8847	207.950825	478.8355555
11	271.782328	341.871005	613.6533333
12	253.764661	450.542006	704.3066667
13	245.975466	483.900089	729.8755556
14	254.413702	447.568521	701.9822222
15	273.627459	321.430319	595.0577778

II.3 CHARGES DU BATIMENT

II.3.1 Introduction

Le but principal du conditionnement d’air est de maintenir, quelle que soient les conditions extérieures, dans une ambiance isolée (local), des conditions hygrométriques qui contribuent au confort de l’individu, ou qui sont nécessaires à certains procédés de fabrication, ou à des exigences de laboratoires. La puissance de l’installation est déterminée alors, en fonction des gains thermiques et d’humidité maxima réelles. Le type de régulation est déterminé suivant les conditions à obtenir non seulement pendant les périodes de gains maxima, mais également aux charges intermédiaires. Il est généralement impossible de mesurer pour un local donné aussi bien des gains maxima que les gains minima, dans des conditions intermédiaires. Ces valeurs sont souvent estimées.

On peut classifier les charges en fonction de la source de chaleur (humidité). On parle alors de :

Charges internes : celles qui sont produites à l’intérieur du local conditionné. Elles comprennent aussi bien les charges de chaleur sensible que de chaleur latente. Il s’agit de gains dus aux occupants, à l’éclairage, aux machines, …

Charges externes : celles qui viennent de l’extérieur de l’espace conditionné. Elles comprennent essentiellement les gains dus à l’ensoleillement à travers les vitres, au flux de chaleur dû à l’insolation des murs et de toits, aux différences de températures avec les locaux adjacents et à l’air extérieur nécessaire. (Sumuna, 2019).

a) Charges internes

v Charge due à l’éclairage

C’est la charge due aux appareils d’éclairage. Les appareils d’éclairages constituent une source de chaleur sensible. Cette chaleur est dégagée par rayonnement et convection.

v Charges dues aux occupants

C’est la portion d’énergie (et d’humidité) que les occupants dégagent dans le milieu ambiant. Les apports thermique et hydrique des occupants sont donnés dans un tableau dans l’Annexe

v Charges dues aux machines et autres appareils

La ventilation du local

En climatisation de confort, on admet qu’il n’existe pas d’autres sources de pollution de l’air que les occupants eux-mêmes et qu’il n’y a pas de production de gaz toxiques ni de vapeurs inflammables à l’intérieur des locaux (Porcher, 1993). Dans ces conditions, la ventilation a pour objet essentiel :

- De maintenir constante la teneur en oxygène de l’air de locaux ;

- De limiter la concentration de gaz carbonique CO2 rejeté par la respiration ;

- D’éliminer les odeurs corporelles et les fumées.

Pour une personne adulte au repos, le volume normal de respiration est de 10 m3 d’air par jour, soit environ 0.42 m3/h. La consommation d’oxygène qui en résulte est de 25 l/h et la production de gaz carbonique de 20 l/h. Ces valeurs augmentent très rapidement avec l’activité des occupants. Dans un local confiné et en présence d’occupants, il se produit par conséquent une diminution de la teneur en oxygène et une augmentation rapide de la teneur en gaz carbonique. Les effets d’une teneur élevée en gaz carbonique ne deviennent vraiment

dangereux que pour des valeurs supérieures à 7%. Toutefois le taux maximal de sécurité admis en climatisation de confort est égal 0.5% (Porcher, 1993).

Bien que produit en très faible quantité, le corps humain émet un certain nombre de produits qui contribuent, à polluer l’air d’un local. Citons en particulier l’ammoniaque, les amines grasses, l’hydrogène, le soufre, le phosphore, etc. Ces différentes secrétions sont à l’origine d’odeurs dont l’intensité dépend de l’activité des personnes, de leur âge, de leur hygiène et de la présence ou non de fumeurs. En plus des odeurs qu’elles créent, les émanations du corps humain sont susceptibles de favoriser le développement de certains microbes et bactéries, de sorte qu’une ambiance confinée constitue un milieu très favorable à la propagation d’épidémies. Il y’a une quantité d’air horaire à prévoir pour éliminer complètement les odeurs corporelles et les fumées (Annexe 2).

Détermination de conditions intérieures de base (condition de confort)

ASHVE11 a déterminé dans le diagramme psychrométrique, la zone dans laquelle, la plupart de personnes, se sent dans le confort. Ces études avaient été réalisées aux Etats-Unis, mais

11American Society of Heating & Ventilating Engineers

ces résultats peuvent être raisonnablement appliqués dans le monde. Ces études sont basées principalement sur les paramètres température et humidité. Le confort étant une notion subjective, ces résultats ne dérivent pas des calculs. La figure II.4 définit la zone de confort selon ASHVE.

b) Charges externes

Les apports calorifiques résultent non seulement de la différence entre les températures de l’air à l’extérieure et à l’intérieur des locaux climatisés, mais également du fait que les parois extérieures sont soumises au rayonnement solaire. Les apports calorifiques dans les locaux climatisés sont donc plus importants en raison de l’absorption et de l’emmagasinement de la chaleur solaire par les parois extérieures.

Dans le calcul de la puissance maximale de l’installation, on se place dans l’hypothèse la plus défavorable. On suppose que l’écart entre la température extérieure de base et la température intérieure des locaux est constant (régime permanent).

Charges parois opaques extérieures (Mur, vitrage, toit)

- Apport de chaleur par transmission à travers les parois extérieures de murs

( (II-14)

o k : coefficient de transmission global thermique de la paroi considéré en W/m²°C;

o S : surface de la paroi considérée (en m²) ;

o : température air extérieur [°C] ;

o : température air intérieur [°C].

Pour déterminer le coefficient global de transmission de chaleur à travers la paroi composite, on pourra utiliser la formule :

(II-15)

∑

Dans laquelle he et hi sont les coefficients globaux de convection et λ le coefficient de conductivité thermique de la paroi considérée (Annexe 3). Les valeurs de he et hi [W/m² °C] sont données à l’Annexe 4.

Figure II.4 : zone de confort12.

Pour tenir compte de l’influence simultanée de la différence de températures air extérieur –air intérieur dans le local et de l’influence de l’insolation, l’on a introduit la notion de la température équivalente d’insolation ts. C’est une température fictive de l’air extérieure telle que :

( (II-16)

(II-17)

Avec : rayonnement reçu par la surface S. ; : absorptivité paroi (Annexe 5).

Pour certaines parois verticales, le rayonnement inclut également la composante réfléchie. Pour faciliter l’évaluation du bilan thermique, nous allons nommer les différentes parois

(figure II.5).

12www.air-conditioner-selection.com/comfort-zone-air-conditioner-sizing.html

Figure II-5 : parois du bâtiment nommées (A-W)

La fraction réfléchie ( ) concerne les parois A, B, C, F, G, R, U, H, I, L, N, P et Q. Elle se calcule par (Foster et al., 2010):

(II-18)

Avec : irradiation horaire reçue sur une surface horizontale ; : inclinaison paroi par

rapport à l’horizontal ; : albédo de la surface plane devant une surface verticale(Annexe

6).

L’évaluation de la fraction réfléchie est faite dans le tableau ci-dessous :

Tableau II-6 : l’évaluation de l’irradiation réfléchie au cours de la journée pour la valeur d’albédo de 0.14

Heure	H (W/m^2)	Ir(W/m^2)
10	478.835556	33.51848889
11	613.653333	42.95573333
12	704.306667	49.30146667
13	729.875556	51.09128889
14	701.982222	49.13875556
15	595.057778	41.65404444

Suivant leurs orientations et la position du soleil dans le ciel, les parois recevront les rayonnements directs-diffus, ou simplement diffus. L’évaluation du rayonnement dans les différentes parois est réalisée dans le tableau suivant :

Tableau II-7 : L’évaluation de rayonnement dans les parois en fonction de l’orientation et l’heure de la journée.

		Insolation(W/m^2)
Parois	Orientation	10H	11H	12H	13H	14H	15H
A	NE	279.9	268.6	176.2	174.1	176.3	178.5
B	NO	169.0	178.8	176.2	258.4	317.7	341.0
C	SE	216.1	205.3	176.2	174.1	176.3	178.5
D	SO	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
E	NE	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
F	NO	169.0	178.8	176.2	258.4	317.7	341.0
G	SE	216.1	205.3	176.2	174.1	176.3	178.5
H	NO	169.0	178.8	176.2	258.4	317.7	341.0
I	SE	216.1	205.3	176.2	174.1	176.3	178.5
J	SO	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
K	NE	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
L	NO	169.0	178.8	176.2	258.4	317.7	341.0
N	SO	169.0	178.8	176.2	276.2	394.0	455.9
O	NE	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
P	SO	169.0	178.8	176.2	276.2	394.0	455.9
Q	SE	216.1	205.3	176.2	174.1	176.3	178.5
R	NO	169.0	178.8	176.2	258.4	317.7	341.0
S	SO	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
T	SO	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
U	NO	169.0	178.8	176.2	258.4	317.7	341.0
V	NE	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
W	NE	135.4	135.9	126.9	123.0	127.2	136.8
TOIT	HORIZONTALE	478.8	613.7	704.3	729.9	702.0	595.1

Estimation de charges

Hypothèses :

Régime permanent ;

Transfert de chaleur unidimensionnel ;

Nous allons négliger les apports et pertes de chaleurs à travers le plancher, les conduits ;

Pas de transfert de chaleur entre deux locaux adjacents ; Le calcul du bilan se fera entre 10h et 15h.

II.3.2 Calcul

ü Charges internes

i. Charge due à l’éclairage

Pour notre bâtiment, le type de lampe utilisé, est le tube fluorescent (puissance 40W). On doit tenir compte, pour ce type de lampes, de la chaleur dégagée par le ballast. Elle représente

environ 25% de l’énergie absorbée par la lampe elle-même (Sumuna , 2019). L’évaluation de

la chaleur due à l’éclairage ( est faite dans le tableau II.8.

Tableau II.8: évaluation de gains dus à l’éclairage

ECLAIRAGE Nombre de Chaleur lampes de 40W apportée (W)			Chaleur apportée par les ballasts de lampes(W) (ballast de 10W)	Charges totales lampe(W)
Local 1	10	400	100	500
Local 2 Local 3	8	320	80	400
Local 2 Local 3	8	320	80	400
Local 4	6	240	60	300
Local 5 Bureau 1	6	240	60	300
Local 5 Bureau 1	2	80	20	100
Bureau 2 Bureau 3	2	80	20	100
Bureau 2 Bureau 3	2	80	20	100
Bureau 4 TOTAL	2	80	20	100
Bureau 4 TOTAL	46	1840	460	2300

ii. Charges thermiques et hydriques dues aux occupants (

En fixant la densité d’occupation à (Annexe 2) et tenant compte de dimensions de locaux, ainsi que les données de l’Annexe 1, pour une température interne fixée à , nous evaluons ces apports dans le tableau II-9.

Tableau II-9 : Evaluation de charges thermique et hydrique dues aux personnes

Surface Nombre Charge Charge (m^2) d'occupants thermique(W) hydrique (g/h)
Local 1	201.2	135	17280	11475
Local 2	150	101	12928	8585
Local 3	150	101	12928	8585
Local 4	70.42	48	6144	4080
Local 5	70.42	48	6144	4080
Bureau 1	14.72	1	128	85
Bureau 2	10.672	1	128	85
Bureau 3	14.72	1	128	85
Bureau 4	10.672	1	128	85
TOTAL	682.152	437	55936	37145

ü Charges externes

Apport de chaleur par transmission à travers les parois extérieures (murs, toit, plafond) et les vitrages

i. Calcul de coefficients globaux de transmission de différentes parois

Suivant (

∑

- Mur

On prend : (

Constituants :

1. Crépi intérieur (

2. Brique (

3. Crépi extérieur ( .

- Toiture

On prend : (

Constituants :

1. Tôle (

2. Lame d’air (

3. Plafond ( .

- Vitrage

On prend : (

Constituants :

1. Verre (

- Portes (en bois)

On prend : (

1. bois (

- Portes (fer)

On prend : (

1. fer (

ii. Calcul de charges

L’évaluation de charges par paroi, est résumée dans le tableau II-10 tenant compte des données des Annexes 4, 5, et du tableau II-7.

Mur ( Vitrage( ; Bois(

; Fer( ; Toit( .

Tableau II-10 : évaluation des charges externes

Température équivalente Apport de chaleur(W) d’insolation ( ) (
Parois	orientation Surface (m^2)			10H	11H	12H	13H	14H	15H	10H	11H	12H	13H	14H	15H
A	NE Mur		66,6588	37,2	36,9	34,7	34,7	34,7	34,8	2579,4	2521,9	2054,2	2043,5	2055,0	2065,7
A		vitrage	19,656	47,3	46,6	41,0	41,1	41,1	41,2	2486,5	2410,6	1792,6	1778,5	1793,7	1807,8
B	NO	Mur	42,9	34,5	34,8	34,7	38,1	38,1	38,7	1298,5	1330,7	1322,0	1589,9	1783,0	1859,0
C	SE	Mur	42,9	35,7	35,4	34,7	34,7	34,7	34,8	1452,0	1417,0	1322,0	1315,1	1322,5	1329,4
D	SO Mur		80,8694	33,7	33,8	33,5	33,5	33,5	33,8	2241,9	2244,6	2189,3	2165,4	2191,3	2250,3
		vitrage	3,81178	38,6	38,6	38,1	38,1	38,1	38,7	294,8	295,4	283,7	278,6	284,1	296,6
		porte 1,63362 35,4 35,4 35,1 35,1 35,1 35,4 121,0 121,2 117,4 115,7 117,5 121,5 fer
E	NE	Mur	40	33,7	33,8	33,5	33,5	33,5	33,8	1108,9	1110,3	1082,9	1071,1	1083,9	1113,1
F	NO Mur		54,512	34,5	34,8	34,7	38,1	38,1	38,7	1649,9	1690,9	1679,8	2020,2	2265,6	2362,2
		vitrage	3,8416	40,6	41,2	41,0	49,5	49,5	50,9	340,9	353,8	350,3	457,8	535,3	565,8
		porte 1,6464 36,6 36,9 36,8 41,9 41,9 42,8 136,1 140,3 139,2 173,9 199,0 208,9 fer
G	SE Mur		48,768	35,7	35,4	34,7	34,7	34,7	34,8	1650,6	1610,8	1502,8	1495,0	1503,4	1511,3
G		vitrage	11,232	43,4	42,8	41,0	41,1	41,1	41,2	1176,8	1135,8	1024,3	1016,3	1024,9	1033,1
H	NO	Mur	54,512	34,5	34,8	34,7	38,1	38,1	38,7	1649,9	1690,9	1679,8	2020,2	2265,6	2362,2

vitrage 3,8416 40,6 41,2 41,0 49,5 49,5 50,9 340,9 353,8 350,3 457,8 535,3 565,8

porte fer

1,6464 36,6 36,9 36,8 41,9 41,9 42,8 136,1 140,3 139,2 173,9 199,0 208,9

I SE Mur 48,768 35,7 35,4 34,7 34,7 34,7 34,8 1650,6 1610,8 1502,8 1495,0 1503,4 1511,3 vitrage 11,232 43,4 42,8 41,0 41,1 41,1 41,2 1176,8 1135,8 1024,3 1016,3 1024,9 1033,1

J SO Mur 40 33,7 33,8 33,5 33,5 33,5 33,8 1108,9 1110,3 1082,9 1071,1 1083,9 1113,1

K NE Mur 37,6604 33,7 33,8 33,5 33,5 33,5 33,8 1044,0 1045,3 1019,5 1008,4 1020,5 1048,0 vitrage 3,8479 38,6 38,6 38,1 38,1 38,1 38,7 297,6 298,2 286,4 281,3 286,8 299,4

porte fer

1,6491 35,4 35,4 35,1 35,1 35,1 35,4 122,1 122,3 118,5 116,8 118,6 122,7

L NO Mur 30,03 34,5 34,8 34,7 38,1 38,1 38,7 908,9 931,5 925,4 1112,9 1248,1 1301,3

N SO Mur 34,7334 34,5 34,8 34,7 39,9 39,9 41,4 1051,3 1077,4 1070,3 1334,2 1644,8 1808,2 vitrage 8,424 40,6 41,2 41,0 54,1 54,1 57,8 747,5 775,9 768,2 1054,9 1392,5 1570,1

O NE Mur 37,6604 33,7 33,8 33,5 33,5 33,5 33,8 1044,0 1045,3 1019,5 1008,4 1020,5 1048,0 vitrage 3,8479 38,6 38,6 38,1 38,1 38,1 38,7 297,6 298,2 286,4 281,3 286,8 299,4

porte fer

1,6491 35,4 35,4 35,1 35,1 35,1 35,4 122,1 122,3 118,5 116,8 118,6 122,7

P SO Mur 34,7334 34,5 34,8 34,7 39,9 39,9 41,4 1051,3 1077,4 1070,3 1334,2 1644,8 1808,2 vitrage 8,424 40,6 41,2 41,0 54,1 54,1 57,8 747,5 775,9 768,2 1054,9 1392,5 1570,1

Q SE Mur 30,03 35,7 35,4 34,7 34,7 34,7 34,8 1016,4 991,9 925,4 920,6 925,8 930,6

R NO Mur 14,72 34,5 34,8 34,7 38,1 38,1 38,7 445,5 456,6 453,6 545,5 611,8 637,9

S SO Mur 12,39 33,7 33,8 33,5 33,5 33,5 33,8 343,5 343,9 335,4 331,8 335,7 344,8 vitrage 1,33 38,6 38,6 38,1 38,1 38,1 38,7 102,9 103,1 99,0 97,2 99,1 103,5

porte bois

2,28 33,8 33,8 33,5 33,6 33,6 33,8 57,3 57,3 55,9 55,3 56,0 57,5

T SO Mur 7,99 33,7 33,8 33,5 33,5 33,5 33,8 221,5 221,8 216,3 213,9 216,5 222,3 vitrage 1,33 38,6 38,6 38,1 38,1 38,1 38,7 102,9 103,1 99,0 97,2 99,1 103,5

porte bois

2,28 33,8 33,8 33,5 33,6 33,6 33,8 57,3 57,3 55,9 55,3 56,0 57,5

porte 0 35,4 35,4 35,1 35,1 35,1 35,4 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

		fer
U	NO	Mur	14,72	34,5	34,8	34,7	38,1	38,1	38,7	445,5	456,6	453,6	545,5	611,8	637,9
V	NE Mur		12,39	33,7	33,8	33,5	33,5	33,5	33,8	343,5	343,9	335,4	331,8	335,7	344,8
		vitrage	1,33	38,6	38,6	38,1	38,1	38,1	38,7	102,9	103,1	99,0	97,2	99,1	103,5
		porte 2,28 33,8 33,8 33,5 33,6 33,6 33,8 57,3 57,3 55,9 55,3 56,0 57,5 bois
W	NE Mur		7,99	33,7	33,8	33,5	33,5	33,5	33,8	221,5	221,8	216,3	213,9	216,5	222,3
		vitrage	1,33	38,6	38,6	38,1	38,1	38,1	38,7	102,9	103,1	99,0	97,2	99,1	103,5
		porte 2,28 33,8 33,8 33,5 33,6 33,6 33,8 57,3 57,3 55,9 55,3 56,0 57,5 bois
	HORIZON toiture 692,824 43,9 47,7 50,2 50,2 50,2 47,2 1121,4 1345,3 1495,9 1538,4 1492,0 1314,5 TALE
TOTAL										34833,7 35017, 33142,9 35711,2 38311, 39615, 9 9 6

La charge thermique de base du bâtiment est de 39615.6W, elle intervient à 15h. Charges thermique totale est la somme de charges internes et externes :

Charge hydrique totale :

CHAPITRE III : DIMENSIONNEMENT DE LA CENTRALE DE TRAITEMENT DE

L’AIR(CTA) ET DU SYSTEME DE DISTRIBUTION DE L’AIR

III.1 DIMENSIONNEMENT DE LA CENTRALE DE TRAITEMENT DE

L’AIR(CTA)

Les installations de climatisations peuvent être exploitées différemment :

Ø Traitement de l’air extérieur seul (tout air neuf) : simple, le plus hygiénique, mais antiéconomique ;

Ø Traitement de l’air neuf mélangé avec l’air recyclé ;

Ø Traitement de l’air recyclé avec by-pass : plus favorable sur le plan économique mais moins hygiénique que l’air neuf.

Dans le cas de notre travail, nous allons adopter le système de traitement de l’air avec recyclage. Une schématisation du système et une description des transformations de l’air dans un diagramme psychrométrique sont faites sur la figure III-1.

III.1.1 CONSOMMATION DE LA CTA

Figure III-1 : schématisation et transformations de l’air humide dans la CTA

Hypothèses de calculs :

Transformations à pression constante (100kPa) ;

Mélange adiabatique, apport de chaleur conduite négligeable ;

Conditions intérieures de base : température sèche , Humidité relative 50% ; Conditions extérieures de base : température sèche , Humidité relative 65%

(Régime estival).

L’humidité absolue, l’enthalpie, la masse volumique ainsi que l’humidité relative de l’air

humide sont déterminées par les expressions suivantes (Sumuna, 2019):

(III-1)

( (III-2)

(III-3)

(III-4)

a) Calcul des caractéristiques de points

Point 1

(

Point 5

(

Point 4

On fixe l’écart de soufflage à 12 .13

Pente de la charge

(

Le débit d’air sec à souffler

Le débit d’air humide correspondant

( (

Le débit volumique d’air à souffler

Point 2(mélange)

Le débit minimum d’air frais est fixé à (Annexe 2) tenant compte de nombre total d’occupants (437), le débit d’air frais extérieur

13 www.dimclim.fr/condition de souflages.php

D’où le débit d’air sec au point 1 vaut

Les équations de conservation de débits et d’énergies donnent :

Le débit d’air humide correspondant

( (

Le débit volumique d’air

Point 3

(

Point 20

(

Point 2’

(

Les caractéristiques de chaque point sont résumées dans le tableau III-1.

Tableau III-1 : caractéristiques de chacun des points de la CTA

Etat t ( ( ( (
	30.5 4.283 0.01781 0.65 1.135
	25 3.10947 0.00982 0.50 50.24587 1.16137
	27.33 3.83777 0.01316 0.58 61.1606 1.15011
’	18.4 2.07192 0.01316 1 52.0712 1.18528
	10.6 1.25937 0.01316 31.2214 1.2
	10.81 1.27767 0.00805 1 31.2214 1.22069
	13 1.47439 0.00805 0.8666 33.4489 1.21134

b) Calcul de la consommation de la CTA Refroidissement 2-20

( (

Déshumidification 20-3

( (

Réchauffeur 3-4

( (

III.1.2 DIMENSIONNEMENT DE LA BATTERIE FROIDE

ü Introduction

Les batteries sont des échangeurs de chaleur, qui permettent le transfert de chaleur entre l’air et un autre fluide (eau, saumure, fluides frigorigènes, vapeur d’eau) dans le but de réchauffer, refroidir, déshumidifier, ou les deux à la fois (Wang, 2001).

Le serpentin de refroidissement et de déshumidification est un élément essentiel de la climatisation. Sa performance a une forte incidence sur les conditions environnementales intérieures de locaux, qui à son tour, a un impact significatif sur la qualité de l'air intérieur. Les décisions prises pour choisir un système de refroidissement influencent l'investissement initial ainsi que les coûts d'installation, de fourniture et de maintien du confort thermique. La conception thermique efficace du serpentin de refroidissement conduit à une réduction cruciale de la surface de transfert de chaleur de la batterie et, bien sûr, de son coût d'investissement et de son poids. D'autre part, l'amélioration des performances thermiques de la batterie sera généralement établie au détriment des performances hydrauliques du serpentin de refroidissement et, par conséquent, de son coût d’exploitation. Comme le serpentin de refroidissement fait partie intégrante du système de distribution d'air, sa géométrie - taille, nombre de rangées, espacement des ailettes et profil des ailettes contribuent à la chute de pression et affectent le niveau de puissance sonore des ventilateurs.

Les serpentins de refroidissement font également partie intégrante du système d'eau froide ou de l'unité de réfrigération. La mesure dans laquelle les serpentins augmentent la température de l'eau réfrigérée ou la température d'évaporation affecte de façon spectaculaire l'investissement en capital dans la batterie de refroidissement ou la puissance de pompage. Dans notre étude, nous allons procéder à un calcul numérique utilisant une technique discrète méthode" rangée par rangée " pour la conception détaillée du serpentin de refroidissement afin d’améliorer la précision des calculs et les tracées locales de la température de l'air et de la surface des serpentins.(Mansour et al., 2012).

ü Construction et géométrie de la batterie

Dans une batterie, les tubes de cuivre sont disposés en rangée, sur une longueur FL. les tubes sont souvent décalés, avec un pas triangulaire de 1.75 ou 1.5 pouces pour les tubes de diamètres 5/8 pouces et 1.25 pouces pour les tubes de diamètres ½ pouce (Figure III-2).

Des plaques ou des ailettes ondulées sont utilisées pour améliorer la zone de transfert de chaleur. Ainsi, la zone principale (zone extérieure des tubes de cuivre nus) est grandement améliorée par l'ajout d'une zone des nageoires. La surface totale incluant les nageoires est appelée surface extérieure. La section transversale à travers laquelle le flux d'air s'écoule s’appelle surface de face ou la surface des ailettes . De même la vitesse correspondante est appelée vitesse de face

Figure III-2 : structure de la batterie (Mansour et al, 2012).

Les ailettes sont disposées perpendiculairement aux tubes. L'espacement entre ailettes varie entre 8 et 16 ailettes par pouce. Le nombre de rangées de tubes dans la direction du flux d'air est appelé profondeur de la batterie. Des batteries à 3, 4, 6 ou 8 rangées sont couramment utilisées. Le réfrigérant ou l'eau réfrigérée entre à la première rangée et sort à la dernière, après avoir prélever une quantité de chaleur. Il existe de circuit de ½ , ¾, 1, 1 ½ , 2 serpentins

Dans une batterie de refroidissement, le réfrigérant ou l’eau s’écoule à l’intérieur des tubes, pendant que l’air s’écoule à l’extérieur, la différence de température permet le transfert de chaleur d’un fluide à un autre. Pour que la batterie assure également la déshumidification, il faudrait que sa température soit inférieure à la température de rosée de l’air à l’entrée.

Si on néglige la conductivité du cadre de la batterie, et pour un régime permanent, le dimensionnement de la batterie requiert la résolution de deux équations de transfert d’énergie (du coté air et eau) ainsi que l’équation de transfert de masse. Le design se fait en découpant la batterie en N segments selon le nombre de rangées. Les trois équations sont appliquées

pour chaque segment. En connaissant les conditions de fonctionnement, la géométrie, la charge imposée, la surface requise peut être calculé.

Coté air

̇ ( (III-5)

( (III-6)

Coté eau

̇ ( (III-7)

( (III-8)

Avec ( (1*); ( (2*)

Figure III-3 : Disposition de rangées de tubes (i=1, 2, 3, 4) de la batterie à 1 serpentin

(gauche) et ½ serpentin (droite)(Mansour et al.,2012)

: Flux de chaleur échangé par rangée ; ̇ : Débit massique de l’air ; : Enthalpie

de l’air au point i ; : Rendement des ailettes ; : Chaleur spécifique de l’air ; :

Coefficient d’échange de chaleur par convection sur la surface extérieure de tubes ; :

coefficient d’échange de chaleur par convection sur la surface intérieure de tubes ; :

Surface extérieure d’échange ; : surface intérieure de tubes ; ̇ : Débit massique de

l’eau ; : Chaleur spécifique de l’eau ; : Température de l’eau au point i ; :

Enthalpie moyenne de l’air entre les points i et i+1 ; : température moyenne de l’eau entre les points i et i+1 ; : enthalpie moyenne de la surface d’échange ; : température moyenne de la surface d’échange.

De (1*), (

(

dans (

donne :

(

De (

dans (

donne:

on peut tirer,

De (2*), (

(III-11)

( (III-12)

̇ (

( dans ( on a : ( ̇ )

̇ ( ( ̇ )

( (

( ̇ )

On pose ̇ ( (III-13)

Similairement, en eliminant entre( et ( et en posant,

, on trouve :

( (III-14)

En divisant l’equation (III-13) par (III-14) on obtient : (III-15)

Avec [ ( )] [

( )

] (III-16)

( )

( (

̇ ̇

Relation entre (

- Surface sèche ( ( (III-19)

- Surface humide( , si la batterie est humide, l’enthalpie de l’air saturé

est fonction de la temperature de la surface humide L’equation

quadratique est exprimee comme suit :

La solution de

En substituant des equations (III-20) dans (III-15), est obtenu :

(

( (

Cette equation peut s’ecrire :

(III-20)

√

La solution quadratique est donnée par (

Avec (

Finalement pour un segment, nous aurons :

( ̇

̇ ,

Calcul de la temperature seche de l’air :

La chaleur sensible transferée à la surface des tubes est donnée par :

̇ ( (III-22)

( (III-23)

( ) (III-24)

En eliminant entre les equattions( et ( on trouve

( ) (

[ ] [

] (III-25)

( ) ( )

[ ] (III-27)

: chaleur specifique de l’air sec=1.009kJ/kg K

Determination de coefficient de transfert (Wang, 2001)

McQuiston a developpé la correlation entre le facteur Chilton-Colburn et le parametre JP

comme suit :

( ) (III-28)

( ) (III-28’)

Avec

: vitesse d' ecoulement dans la section mimimun[m/s] ;

surface primaire ou surface exterieure de tubes[m2 ] ;

surface exterieure de de la batterie[m2 ] ;

(III-29)

nombre de Prandtl=(μCp)/k ;

viscosité dynamique du fluide[kg/ms] ;

conductivité thermique du fluide[W/(m )] ;

nombre de reynolds basé sur le diametre d.

Determination de coefficient (Wang, 2001)

Pour determiner les coefficient , on peut utiliser la formule Dittus-Boelter :

(III-30)

Si la temperature de tube est superieure à la temperature moyenne de l’eau, n=0.4,

n=0.3 dans le cas contraire. diametre interieur de tubes[m] condutivite thermique de l'eau

ü Dimensionnement de la batterie froide

On fixe la vitesse de face ( à 4 m/s (Wang, 2001). Connaissant le débit d’air , on determine la surface de face : 1.28297 m2

Suivant la valeur ,(Annexe 7 : tableau 4 et 3), on trouve FL et FH sur le catalogue.

(

( )

Comme densité d’ailettes on prend,

Epaisseur d’ailette on prend

On prend la configuration ½ serpentin, suivant l’Annexe 7(le tableau 3), nous avons

: Nombre de tubes par rangée.

La nomenclature normalisée de la batterie froide est présentée dans la figure suivante

Figure III-4 : Nomenclature de la batterie (catalogue Daikin water cooling). Suivant le catalogue, la batterie choisie est :5WH – 12XXXB – 42 x 48

Reste à déterminer le nombre de rangée et la puissance frigorifique à extraire.

Calcul de

( ) (

: surface d’ailettes

: Nombre d’ailettes par rangée.

: Nombre de tubes par rangée.

Nous allons déterminer le périmètre des ailettes par la formule approximative

suivante : ( d’où (

[( ) ] ( (

( (

Calcul de coefficient de transfert

On va calculer les propriétés de l’air pour température moyenne entre le point 2 et 3

(

(Mansour et al. 2012)

Suivant (III-29),

Section minimum d’écoulement

Pour une densité d’ailette 12 à 15 FPI, le ratio section minimum d’écoulement ( sur

section d’écoulement libre ( est environ 0.59 (Wang, 2001)

( )

D’où

(

Suivant (III-28’), ( ) ( )

(

Suivant (III-28), ( )

(

Suivant (III-30),

Calcul de

On fixe la vitesse d’écoulement de l’eau dans le tube =2 m/s(catalogue Daikin water cooling).

On fixe la température de l’eau à l’entrée à 6 , (Wang, 2001)

Les caractéristiques de l’eau pour une température moyenne de 10 (Annexe 18) donnent:

(

22730.7457

Avec

(

Suivant (III-17)

On prend (Wang, 2001)

Suivant (III-18)

(

̇ ̇

Suivant (III-16) [ ( )] [

( )

] [ ( )]

( )

[ ]

( )

Suivant les équations :

o (III-21),

( √( (( ;

o (III-14), ( ;

o (III-7), on peut tirer, ;

o (III-5), on peut tirer, ( ̇

( ) (

o (III-25), [ ] [ ]

( ) ( )

o (III-26), [ ]

La puissance extraite, la température de l’eau, l’enthalpie, la température et l’humidité

absolue de l’air rangée par rangée sont calculées, les résultats sont placés dans le tableau III-

Tableau III-2 : Evaluations de la puissance thermique, température tubes et de l’eau, des caractéristiques de l’air dans la batterie, rangée par rangée (régime été)

Numéro Etat de Rangée surface
0				14.00	61.16	27.33	0.01316
1	15.88	Humide	15.99	13.21	58.45	25.46	0.01286
2	15.05	Humide	15.63	12.45	55.80	23.76	0.01251
3	14.24	Humide	15.23	11.70	53.22	22.20	0.01212
4	13.44	Humide	14.80	10.97	50.71	20.77	0.01172
5	12.66	Humide	14.34	10.27	48.28	19.44	0.01130
6	11.90	Humide	13.86	9.59	45.94	18.21	0.01087
7	11.16	Humide	13.35	8.93	43.67	17.05	0.01045
8	10.44	Humide	12.82	8.30	41.50	15.97	0.01003
9	9.75	Humide	12.29	7.70	39.42	14.95	0.00962
10	9.08	Humide	11.74	7.12	37.43	13.99	0.00922
11	8.44	Humide	11.18	6.57	35.54	13.08	0.00884
12	7.82	Humide	10.63	6.05	33.74	12.22	0.00848

La puissance totale extraite par la batterie se calcule comme suit :

∑

L’état de l’air à la sortie est :

Ces caracteristiques etant très proches du point de soufflage(point 4), il n’est plus tres utile de faire le rechauffage. Dans ce cas, si on garde les mêmes charges thermiques et hydrique, le point 5 va se décaler dans le diagramme psychrométrique mais pas assez pour sortir de la zone de confort montree dans la figure II.4.

on peut trouver le nouveau point 5, qu’on nomme 5’

(

III.2 DIMENSIONNEMENT DU SYSTEME AERAULIQUE

III.2.1 CONCEPTION DU CIRCUIT, DETERMINATION DE DIMENSIONS DE CONDUITS ET DE COEFFICIENTS DE PERTES DE CHARGES SINGULIERES

Les conduits d’air ont pour rôle essentiel de transporter les différents airs dans une installation de climatisation. On peut en distinguer deux catégories suivant l’usage : les conduits de distribution (CTA-locaux climatisés), les conduits de reprise (locaux climatisés- CTA). Une autre catégorisation peut se faire suivant les matériaux (acier galvanisé, acier inox, aluminium) qui constituent ces conduits et selon le mode de fabrication (conduit à section circulaire, conduit à section carrée ou rectangulaire, conduit oblong) voir figure III-5.

Figure III-5 : conduit oblong et circulaire (Catalogue Aldes)

La section circulaire offre un certain nombre d’avantages. Nous avons du point de vue :

•Aéraulique : moins de pertes de charges et moins de défauts d'étanchéité que le rectangulaire. Les calculs de pertes de charges sont standards ;

• Acoustique : moins de régénération (pas d'angles vifs) et de fuites que du rectangulaire. De plus, une large gamme de pièges à sons passifs ou actifs permet de traiter les bruits des ventilateurs.

•Mécanique : résistances à la pression et dépression plus importantes que le rectangulaire ;

•Thermique : isolation thermique quantifiable et durable dans le temps.

•Entretien : simple à entretenir que du rectangulaire.

• Coût fourni/posé : outre un poste fourniture moins cher, le circulaire est aussi nettement moins cher à poser que du rectangulaire. Le ratio fourni/posé peut évoluer dans un rapport de

1 à 3 selon les dimensions.

Par souci d’économie, l’acier galvanisé sera choisi comme matériau de conduit. L’air est introduit et extrait des locaux climatisés par l’entremise des bouches munies de registres pour effectuer le réglage de débit. Elles peuvent être murales ou plafonnières.

Figure III-6 : bouches murales et plafonnières (Catalogue Lindab)

Nous proposons un circuit aéraulique avec les bouches murales en position haute pour le soufflage et les mêmes types de bouches en position basse pour la reprise.

Tenant compte de la nature de l’installation (confort, acoustique), position du circuit, facteurs d’exploitation économique, nous fixons la vitesse d’écoulement d’air maximum à 20 m/s dans les conduits principaux et 10 m/s dans les conduits secondaires (Pocher, 1993).

La section du conduit vaut ( )

Le débit volumique pour toute l’installation est de 17452.41378 m^3/h. le débit par occupant

sera donc de . Ainsi tenant comptes des nombres

d’occupants par local, nous présentons les débits requis par local dans le tableau III-3.

Tableau III-3 : Evaluation des débits volumiques par local

Nombre Débit (m^3/h) d'occupants
Local 1	135	5391.477941
Local 2	101	4033.624237
Local 3	101	4033.624237
Local 4	48	1916.969935
Local 5	48	1916.969935
Bureau 1	1	39.93687364
Bureau 2	1	39.93687364
Bureau 3	1	39.93687364
Bureau 4	1	39.93687364
TOTAL	437	17452.41378

La conception des circuits aérauliques est faite dans les figures III-7(A-B-C) et les figures III-

8. Chaque point caractéristique du circuit a été nommé.

(A)

Figure ///-7: conception du système aéraulique en 3D (réalisé sur Sketch Up 8 Pro)

File Edit View Camera Dra w Tcols Wi ndow Hel p

Enr istrementAuto_Sans titre - SketchU Pro - ëil

A12

K1 J1 11

a'\ fi'\ 1 (?\ ol ort nhi ort tn ttrh tovt t'"'l ru• nneiti nn nn er.-oon

(B)

File Edit View Camera Dra w Tools Window Help

G2'

DESSIN 2 - SlcetchU Pro - [ji

Q) <D © 1 (Ï)!select abjects. Shift to extend select. Drag mouse to select multiple. Measurements

(C)

G2"

.12

Figure III-8 a: schématisation du circuit aéraulique reprise et distribution (en 2D)

A 9) 9)

. . o1

J1 l1 N1

K1 M1

.....

N ?1t7

1 1 CTAO A A10

[)2 -LL

B2 81

[1 01 K2

J2 1<:

di· è· J fJ [1' or

E2 -'F2 E1 -tF1 M2

= =

G2 !12 N2

H2 G1-tH1

76.13 4as 36

!122

N21

.----J-2 2"'

+-- -H'-='2.-t--iIl?"

F2'

E2'

21t7

Figure IH-8 b: schématisation W'iifilaire du circuit aéraulique distribution et reprise

(Cotes en décimètre).

Les diamètres de conduits suivant les débits et les vitesses imposés ainsi que les coefficients de pertes de charges singulières ( ) dans chaque tronçon sont déterminés dans les Annexes 8 et 9.

III.2.2 CALCUL DE PERTES DE CHARGES ET CHOIX DE VENTILATEURS

Après avoir dimensionné les différents tronçons d’un circuit d’air, il faut calculer la résistance maximale du circuit ou pertes de charge totales en vue de déterminer le ventilateur le mieux adapté à l’installation. Il y’a deux types de pertes de charges : les pertes de charges régulières (elles interviennent au niveau de tronçons de longueur droite dont la section est constante) et les pertes de charges singulières (elles interviennent aux niveaux de singularités telles que des endroits de changement de direction, branchement, coudes, rétrécissement, agrandissement ainsi qu’au niveau des appareils installés clapets, filtres, batteries, bouches de soufflage,)

Pertes de charges singulières : (III-31)

Pertes de charges régulières : (III-32)

coefficient de pertes de charges singulières coefficient de pertes de charge régulières longueur de conduit[m]

diamètre de conduit[m]

vitesse d’écoulement [m/s]

masse volumique du fluide [kg/m3]

Le facteur f est fonction du nombre de Reynold (Wang, 2001),

- Si (écoulement laminaire), f est principalement affecté par la force de

viscosité de l’écoulement. Ainsi ;

- Si et f peut se calculer par la formule empirique de Blasius

( ;

Avec : hauteur des aspérités présentées dans le tableau suivant :

Tableau III-4 : Rugosité de matériaux (Wang, 2001)

Il existe d’autres expressions empiriques pour calculer le coefficient f :

Colebrook : ( (III-34)

Swamee et Jain :

{ [ ]}

(III-35)

Le nombre de Reynold se calcule comme suit, (III-36)

Avec μ: viscosité dynamique[Ns/m] ; ν : viscosité cinématique[m2/s]

Le calcul de pertes de charges se fera par tronçon du circuit, Pour ρ=1.21134 kg/m^3[état 4]

03 ft = 0.00009 m[tableau III-4] (Annexe 18)

ü Pertes de charges dans les circuits

Les pertes de charges pour les différents tronçons des circuits sont évaluées dans l’Annexe 10.

ü Pertes de charges dans les bouches

Le choix de bouches de soufflage (de reprise), se fera suivant les débits à souffler (Annexe 11). Ce choix est fait dans le tableau de l’Annexe 12. Les pertes de charges correspondantes sont également présentées.

ü Equilibrage des circuits

Il faut équilibrer les différents tronçons réseaux de conduits. L’équilibrage des réseaux de conduits consiste à obtenir dans deux ou plusieurs circuits en parallèle, des pertes de charges respectives sensiblement égales pour les débits prévus. Le problème de l’équilibrage des réseaux

est très important en aéraulique. Il permet d’éviter, au stade d’étude, d’exécution, les difficultés de réglage qui peuvent se présenter à la mise en route des installations. Etant donné, d’une part, que le débit de chaque circuit est parfaitement déterminé par les conditions de soufflage et, d’autre part, que l’on ne doit pas dépasser certaines vitesses dans les conduits, l’équilibrage est très souvent impossible par le seul choix d’un diamètre ou d’une section appropriée. On est donc amené parfois à créer localement une perte de charge supplémentaire en insérant dans un conduit un diaphragme. Les données de base nécessaires à la détermination des diaphragmes sont : la perte de charge Δp que le diaphragme doit réaliser pour obtenir l’équilibrage du circuit, les dimensions (diamètres, sections) du tronçon de conduit à l’intérieur duquel le diaphragme doit être placé, la pression de l’air à l’intérieur du tronçon.

(III-36)

Δp et étant connus, on déduit . Connaissant on peut déterminer le diamètre du diaphragme (Annexe 13).

ü Pertes de charges dans la CTA

- Coté air

Pour notre installation, la batterie sélectionnée est donc : 5WH – 12 12 B – 42 x 48

La vitesse d’écoulement de l’air dans la CTA est fixée

Les pertes de charges sont dont déterminées à partir du catalogue Annexe 14.

Les pertes de charges provoquées par la batterie seront donc (inches

water column).

(Wang, 2001)

- Coté eau

̇ ̇ ̇

Les pertes de charges seront déterminées dans le catalogue (Annexe 15)

Dans les tubes

Dans le collecteur

Les pertes de charges totales valent donc

1ft=0.3048 m, on prend

- Filtre

Les filtres à air à faible efficacité sont très utilisés dans les CTA des bâtiments commerciaux et institutionnels, bureaux, dans d’autres applications résidentielles. La chute de pression générée par ces filtres est 15Pa.(Wang, 2001

- Calcul de pertes des charges installation et Choix de ventilateur

1. Circuit distribution

Tronçon 1(en vert):

∑

( )

∑

( )

Avec (

(

∑

(

√ √( (

√ √

( )

(

∑

( )

(

( =

√ √( ( √ √

∑

( )

∑

( )

(

( )

(

√ √( ) ( )

√ √

∑

( )

Tronçon 2(en bleu):

∑

( )

∑

( )

(

( √( √

(

√ √ (

∑

( )

(

( )

∑

( )

( =

√ √( ) ( ) √ √ (

(

∑

( )

(

Tronçon 1 est en parallèle avec le tronçon 2:

(

∑

( )

( =

(

Tronçon 3(en rouge):

∑

(

√ √( ( √ √ (

( )

(

∑

( )

(

√ √( (

(

√ √ (

∑

( )

Tronçon 4 (en orange) :

∑

( )

(

∑

( )

(

√ √( (

(

√ √ (

∑

( )

Tronçon 3 est en parallèle avec le tronçon 4, les deux tronçons forment le tronçon 5 :

(

√ √( (

(

√ √

∑

( )

Soit Tronçon 5’, le tronçon parfaitement symétrique au tronçon 5. On peut déduire :

Troncon 5 est en paralelle avec le troncon 5’

(

√ √ √ √

(

∑

( )

Enfin le circuit peut se résumer en:

(

√ √ (

(

√ √

∑

( )

On applique l’équation de Bernoulli entre les points :

- [1-E] : ( ( (

- [S-5] : ( ( (

Donc,

- ( (

En sommant les deux équations on peut obtenir la forme:

( ( ( ( (

Le premier membre représente la pression développée par le ventilateur

Le second membre représente la pression due à la résistance du circuit

Avec et , on peut determiner pour effectuer le choix du ventilateur

( (

∑

( )

( ( )

Les caractéristiques du ventilateur sont donc : débit pression totale .

Le choix du ventilateur est fait dans l’Annexe 16.

2. Circuit reprise

∑

( )

(

∑

( )

(

( )

√ √( (

( )

√ √

∑

( )

(

∑

( )

√ √ √ √ √ √

∑

( )

De même on peut calculer, ( (

( ( )

Les caractéristiques du ventilateur sont donc : débit pression totale 444.51 .

Le choix du ventilateur est fait dans l’Annexe 17.

CHAPITRE IV : DIMENSIONNEMENT DE LA MACHINE FRIGORIFIQUE A EJECTEUR

IV .1 CARACTERISTIQUES ET PRINCIPE DE FONCTIONNEMENT

Le cycle à éjecteur est semblable au cycle à compression de vapeur, sauf que le compresseur est remplacé par une pompe d'alimentation, un rebouilleur et un éjecteur. Ce cycle a récemment attiré l'attention, du fait de sa simplicité de construction, de la facilité de son entretien (il y a peu de pièces mobiles), et sa capacité á utiliser des énergies thermiques perdues ou des énergies renouvelables (solaire, géothermiques, rejets thermiques industriels etc..).

Dans le fonctionnement d’un tel système, un réfrigérant liquide est vaporisé à une haute pression dans une chaudière (ou générateur). Cette vapeur va ainsi alimenter l’éjecteur dans lequel une vapeur à basse pression, provenant de l’évaporateur, est entraînée. Le mélange est comprimé à une pression intermédiaire égale à celle du condenseur. Le liquide saturé est retourné vers l’évaporateur par l'intermédiaire d'une vanne de détente et vers la chaudière à l’aide d’une pompe d'alimentation. La figure IV-I illustre le fonctionnement de ce système ainsi que l’évolution dans un diagramme (T.s).

Figure IV-1 : Schématisation de la machine frigorique à éjecteur et évolution du cycle dans le diagramme (T,S) (Cüneyt et al., 2015)

Le fonctionnement de l’éjecteur

Dans l'éjecteur, le débit à haute pression du générateur s'accélère dans la tuyère primaire coté convergente de l'éjecteur (i). Ceci crée une basse pression à la sortie du coté divergente de cette tuyère (ii). Le résultat est un entraînement de la vapeur à partir de l’évaporateur. Dans la zone de mélange (iii), à la fin de la section convergente, les deux débits sont mélangés. Après cette opération, la vitesse du mélange devient supersonique. Une onde de choc se produit le long de la zone à surface constante entre les deux sections (iv) et (vi).Ceci pour équilibrer la différence de pression du générateur et de l’évaporateur. Après le choc, la vitesse du mélange devient subsonique, dans le diffuseur secondaire, alors la pression augmente pour s’adapter avec la pression du condenseur (vii). Voir figure IV-2.

Figure IV-2 : évolution pression-vitesse dans l’éjecteur (Benbia, 2013)

Le fonctionnement d’un éjecteur est déterminé par une interaction complexe entre différents mécanismes. Les méthodes de conception traditionnelles intègrent de nombreuses hypothèses de simplification et reposent sur des techniques empiriques. Dans les faits, le flux d’un éjecteur n’est ni unidimensionnel ni en équilibre thermodynamique. Cet état de non-équilibre vient compliquer considérablement le processus d’analyse, de sorte que la conception d’un éjecteur continue d’être empirique ou semi-empirique, et ce, malgré l’existence de plusieurs modèles. Dans tous les types de modèles, il faut respecter les principes de base de conservation de la masse, de l’énergie, ainsi que de la quantité de mouvement. Ce sont les hypothèses, les conditions aux limites et les procédures de calcul utilisées qui distinguent les différentes approches.

Le comportement typique d’un éjecteur est présenté à la figure IV-3. Il correspond à un autre phénomène qu’on est encore très loin de comprendre. Le rapport d’entraînement ω correspond au rapport du débit-massique secondaire mE au débit-massique primaire m0 (mE/m0). Avec la pression de sortie (représentée dans la figure par la pression du condenseur), ce sont les paramètres principaux pour caractériser le fonctionnement de l’éjecteur.

Figure IV-3 : courbe de performance de l’éjecteur (CanmetEnergie, 2009)

Pour une géométrie et des conditions fixées, le rapport d’entraînement possède une valeur maximale qui demeure constante quand on augmente la pression de sortie. Cette situation

persiste jusqu’à l’atteinte d’une pression maximale, appelée pression critique, au-dessus de laquelle le rapport d’entraînement commence à diminuer. Quand on conçoit un éjecteur, c’est ce point de pression critique qui est déterminé et au-delà duquel la baisse marquée de la performance indique la plage de fonctionnement hors conception de l’éjecteur. Le point critique correspond aux conditions optimales pour cette géométrie, lorsque les flux primaire et secondaire sont tous deux en régime sonique à leurs cols respectifs.

IV.2 ETUDE THERMODYNAMIQUE

Hypothèses :

- Régime permanent ;

- Pas de transfert de chaleur par radiation ;

- Le fluide primaire et secondaire à la sortie du bouilleur et de l’évaporateur sont saturés ;

- L’eau à la sortie du condenseur est saturée ;

- La chute de pression à travers les conduits et les échangeurs de chaleur est négligeable ;

- Le fluide primaire se détend à travers la tuyère primaire jusqu’à la pression de l’évaporateur ;

- Toutes les propriétés du fluide sont uniformes ;

- Variation d’énergie potentielle négligeable entre l’entrée et la sortie de la machine ;

- Vitesse à l’entrée et à la sortie de l’éjecteur est négligeable ;

Le diagramme (T,s), du cycle frigorifique de la machine à éjecteur est présenté dans la figure IV-1. La vapeur primaire saturée, entre dans l’éjecteur à une pression , température et une vitesse négligeable (état 0). Elle se détend jusqu’à une pression (état 1). La vapeur secondaire saturée entre dans l’éjecteur à une pression et une vitesse négligeable (état 4).

Equipement :

Chaudière : Le flux de chaleur transféré au fluide au niveau de la chaudière se note

. Le débit de vapeur primaire se calcule donc par : ̇ (IV-1)

Ejecteur : A 50 , la pression de saturation de l’eau est de 12.350kPa. En dessous de

cette pression, la vapeur d’eau peut être traiter comme un gaz parfait avec une erreur négligeable (<2%), même quand elle est à l’état vapeur saturée (Cüneyt et al., 2015). La structure de l’éjecteur peut être aussi caractérisée par le rapport aire de la section

constante sur aire de la section de col de la tuyère primaire, (IV-2)

Pour les conditions d’entrée et de sortie, l’équation de conservation d’énergie s’écrit :

̇ ̇ ( ̇ ̇ (IV-3)

Section tuyère

Le rendement de la tuyère primaire peut s’exprimer par : (IV-4)

La vitesse du fluide à la sortie de la tuyère est : ( (IV-5)

Le nombre de mach est un nombre sans dimension, noté M, qui exprime le rapport de

la vitesse locale d’un fluide à la vitesse du son dans ce même fluide. Les propriétés du fluide à l’endroit où le nombre de Mach est égal à l’unité(col) sont dites critiques. Si la vapeur entre dans la tuyère à l’état saturée, le ratio pression critique devient :

(

( ) (IV-6)

Tant que le ratio pression de sortie-entrée ( ) est inferieure au ratio critique, le debit

est choqué dans la tuyère. Donc la vitesse au col, , est sonique, et la pression au col

, est critique. Section de mélange

Au niveau de la section de mélange, l’équation de la conservation de masse, énergie,

et quantité de mouvement s’écrivent :

̇ ̇ (IV-7)

̇ ̇ ( ̇ ̇ ( ) (IV-8)

̇ ( ̇ ̇ (IV-9)

Si on inclut le rendement de mélange, cette dernière équation s’écrit :

( ̇ ( ̇ ̇ (IV-10)

Section aire constant

Une onde de choc apparait dans cette section, si la vitesse du mélange à l’entrée est supersonique. Dans ce cas, il y a un brusque changement de vitesse dans le mélange et une élévation de pression (Figure IV-2). On peut écrire également les équations de conservations entre la section i et e :

(IV-11) (IV-12)

( ) ( ) (IV-13)

( ( ̇ ̇ ( (IV-14)

Le nombre de Mach du mélange à la section 2, après l’onde de choc est :

√ (

A partir des équations (( ( ( , on trouve

( )

(IV-15)

(IV-16)

Diffuseur

L’équation de conservation énergie : ( ) (IV-17)

Le rendement du diffuseur : (IV-18)

Aire constant de mélange optimum

Les valeurs de correspondant à une aire constant de section de mélange optimum sont données par les expressions suivantes (Cüneyt et al. 2015) :

[ ( ( ) ( )] (IV-19)

(

( ) (IV-20)

Condenseur

La puissance transférée au condenseur se calcule :

̇( (IV-21)

Valve d’expansion

La transformation étant isenthalpique on a :

Evaporateur

La puissance transférée à l’évaporateur se calcule :

(IV-22)

Pompe

̇( (IV-23)

La puissance requise ̇ ( (IV-24)

Les débits massiques sont

Le COP

̇ ̇ ̇ ̇ ̇

̇ ̇ ̇

(IV-25)

Détermination des autres caractéristiques géométrique

Figure IV-4 : Géométrie de l’éjecteur supersonique (Aroua et al. 2017)

Dimensions de l’éjecteur supersonique suivant la norme de construction ASHRAE (Nedjar,

2009)

- Les angles du cône de forme arrondie de convergent ( ) de la tuyère primaire de 8-15° ;

- Les angles du cône de mélange ( ) 3-10° ;

- La longueur de la gorge ( ) est en générale 3-5 diamètres de la gorge ;

- Le diffuseur subsonique est toujours conique dans la forme avec une gamme incluse

d’angle ( )de 5-12° ;

- La longueur du diffuseur subsonique ( ) est en général 4-12 diamètres de la gorge.

Pour une pression et température d’entrée , le debit massique à travers la tuyère aux conditions de choc( , est donné par(Nedjar, 2009) :

̇ √ ( ) √ (IV-26)

√

Les relations entre le nombre de mach, la section, et la pression à la sortie de la tuyère primaire sont déduits en utilisant les relations isentropiques comme approximations (Aroua et al. 2017) :

( ) [ ( )] (IV-27)

( ) (IV-28)

(IV-29)

IV.3. DESIGN DE LA MACHINE (Cüneyt, 2015)

Hypothèses :

- (Yunus, 2005)

- Tolérance de convergence fixee à 1%

Les propriétés du fluide seront déterminées par le logiciel REFPROP, version 9.1

1) Définition de paramètres

Les machines frigorifiques à éjecteur ont généralement un coefficient de performance de

35%. Connaissant la puissance frigorifique nécessaire au fonctionnement de la batterie, on peut en première approximation, estimer la puissance thermique de la chaudière par :

(Sumuna, 2019)

(

2) Définition de rendement de la tuyère ( , chambre de mélange ( , diffuser ( ) (Cüneyt et al. ,2015)

3) Calcul de débit de vapeur chaudière ̇

Point 0 :

Point 4 : Point 5 -6-8: Point 9 : Point 7 :

Suivant ( , ̇ ̇ ̇

4) Calcul de la vitesse

Point 1s :

Suivant( (

(

Point 1 :

Suivant( , ( (

5) Calcul de de dans la section 2 pour un mélange optimum

Suivant ( , [ ( ( ) ( – )]

Suivant ( ,( )

(

, avec

[ ( ( ) ( )]

( )

La résolution numérique de ces deux équations sur Excel, donne :

6) Calcul de l’aire optimum

Suivant(

( ) ( (

7) Avec la valeur de on se donne une valeur de

On prend

8) Détermination de l’état 2

2 :

9) Détermination de l’état 3s

3s :

10) Calcul de

Suivant( ,

11) Calcul de

Suivant( , (

(

12) Calcul de ̇

Suivant ( , ̇ ̇ ( ̇ ̇ ̇ ̇ ( ̇

(

13) Vérification de convergence de calcul |( ̇ ̇ |

|( |

Il y a convergence de calcul.

14) Calcul de la puissance frigorifique, , la puissance du condenseur , ainsi que le COP

Suivant ( , ̇ ( (

Suivant ( , ̇ ( ( (

Suivant ( ,

(

Détermination Géométrie éjecteur

Suivant les recommandations d’ASHRAE, nous prenons :

Avec ( ) ( )

Suivant ( , ̇

√ ( ) √ on peut tirer ̇ √

√

√ √ ( )

√

√ √( ( ) )

suivant ( , ( ) d’où √ ( )

√ [( ) ]

Suivant ( ,

( ) [ ( )] √[ ( )]

√[ ( )]

CONCLUSION

La sensation de confort thermique, qui est fonction des paramètres physiologiques (taille, poids, activité de l’homme) et physiques (température, vitesse et humidité de l’air) est obtenue lorsque l’individu ne recourt pas à son système thermorégulateur pour se sentir à l’aise dans le local. C’est l’objectif poursuivi lorsqu’on fait la climatisation.

Ce projet de fin de cycle consistait à étudier et dimensionner une installation de climatisation fonctionnant avec une machine frigorifique à éjecteur (à compression thermique de vapeurs d’eau) pour le premier bâtiment facultaire du campus de Luvaka, un bâtiment déjà construit.

Pour se faire, l’approche estivale a été préconisée. Pour connaitre la charge qui sollicite le bâtiment, un bilan thermique et hydrique a été réalisé dans les conditions intérieures fixées par les normes (ASHVE). Les conditions extérieures de base ont été estimées à partir de celles de Kinshasa. A défaut de disposer de données climatiques du site, nous avons utilisé les données d’un site voisin. Les charges thermiques et hydriques ont été évaluées à et

. Une conception de la CTA a été réalisée dans le respect de renouvellement d’air prévu par les normes. La puissance frigorifique requise pour le fonctionnement de cette CTA est de . Cette donnée a permis le dimensionnement de la machine frigorifique à éjecteur de l’installation qui requiert une puissance thermique de . Outre ces calculs, un circuit aéraulique qui achemine l’air traité de la CTA aux locaux conditionnés a été dimensionné, l’ensemble de pertes des charges a été évalué et un choix des ventilateurs a été effectué.

De nos jours la climatisation est devenue un élément incontournable, gage d’un bien être dans les bâtiments. Elle s’est avérée nécessaire en apportant le confort, l’hygiène et la sante, tous facteurs qui concourent au bien-être de l’homme.

Ce travail nous a permis de nous sensibiliser sur les éventuels problèmes que nous aurons à affronter dans les projets d’ingénierie. Il nous a en outre permis de maitriser certaines notions sur la climatisation qui demeure un domaine passionnant.

Etant borné par le temps et le volume du travail, nous n’avons pas abordé certains aspects de fonctionnement de l’installation, il s’agit notamment de l’aspect régulation du système. Ainsi une étude dans cette optique, contribuerait à l’enrichissement de notre travail. Une autre suggestion que nous pouvons formuler, entre dans le cadre de la réduction de la consommation de l’électricité dans le domaine du froid. Comme il a été mentionné, la machine frigorifique à éjecteur peut utiliser une source d’énergie autre qu’électrique. Par conséquent, une étude visant à concevoir un tel type de chaudière pour le fonctionnement de cette machine frigorifique, peut également enrichir ce travail d’avantages.

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- Bibliographie aux normes APA Consulté à l’adressehttps://www.scribbr.fr/normes- apa/bibliographie-aux-normes-apa/(21/02/2020)

- Institut International de Froid Consulté à l’adresse

http://www.iifiir.org/medias/medias.aspx?instance=EXPLOITATION(21/02/2020)

- Gradient de température , Consulté à

l’adressehttps://vollibre.fandom.com/wiki/Gradient_de_temp%C3%A9rature(21/04/2020

)

- Conditions climatiques de Mbanza-ngungu, Consulté à l’adresse https://www.congo-autrement.com/page/territoire-de-la-rdc/territoire-de-mbanza- ngungu.html

https://planificateur.a- contresens.net/afrique/republique_democratique_du_congo/province_du_kongo_central/ mbanza_ngungu/2312888.html(19/04/2020)

Logiciels

- Refprop, Version 9.1 ;

- Sketch Up 8 Pro ;

- Microsoft Excel 2016 ;

- Ro Vent 10.

ANNEXES

Annexe 1 : Apport thermique et hydrique des occupants en fonction du local, mesurée pour un degré hygrométrique de 50%, pour un homme adulte pesant 65 kg

Annexe 2 :Débit de renouvellement d’air nécessaire dans les locaux climatisés et nombre de personne au m² par type de locaux

Annexe 3 :Propriétés thermo physiques des matériaux de construction

Annexe 4 : Coefficient d’échanges thermiques superficiels [W/m² °C]

Annexe 5 : Coefficient d’absorption « α » pour murs, toits et fenêtres

Annexe 6 : Albédo de différents types de surfaces

Annexe 7 : Catalogue batterie constructeur Daikin

Table 1: Standard Availability Chart

Col l type Chilledwater Evaporator

Coll model SMH SMS 5WH 1 SWH 1 5WL 1 SWS SWM 5WD SEN 1 SEF SER SEJ SEK

Serpentine circuit 112 1 114 1 1/2 1 314 1 1 1-1/2 2 Normal 1 Face Row lnterlaced

8,10,12 10,12

Rows 2 3,4,5,6,8,1o.12 4,5,6 4,6,8 2,3,4,5,6,8,10 6 3,4,6,8 4,8

Connectionlocation Same end except SWS 3,5 row; SWD 6,10 row Same end

Fin height 3'" increment 12" to 54" 12" to 54" 15" to 54"

Finlength 0.10'" increment 12" to 216" 12" to 161"

HI-F . . . . . . . . . . . . .

(up to 216" with manufacturing approval)

Fi n spacing (FPI) 6to 14 6 to 14

Flat . . . . . . . . . . . . .

Fin type E-F . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . .

0.0075 . . . . . . . . . . . . .

0.0095

. . . . . . . . . . . . .

Fins Aluminum

0.006

Copper 0.0075

. . . . . . . . . . . . .

0.0095

0.0201 . . . . . . . . . . . . .

0. 025

0.035 . . .

. . .

. . . . . . .

Tubing Copper

. . . . . . . .

0.049

Tubing diameter

518" 5/8"

Tubing face CIC 1.5 1.5

Headers standard mat ' 2 Copper tubing Copper tubing

Maximum std. 1 p 250 psig 250 psig

operating limits T 3oo•F 3oo•F

• Faatum iJVâilabl9

1.0.020 is a nominaltube tl"'idtrress.

2.Optional header materiels .- e avalable.Cons.ult )'OUI"local Oaikin Sales Resx-eserrtative.

Table 3: Standard Water Coif Circulating (Number of Tubes Fed) for Calculatlng Water Velocity for Types 5W and 5M Coils

Type	Rows	Fin Heighl (lnchea)
Type	Rows	12	15	18	21	24	27	30	33	36	39	42	45	48	51	54
5MS	2	8	10	12	14	16	18	20	22	24	26	28	30	32	34	36
5MH	2	4	5	6	7	8	9	10	11	12	26	14	15	16	17	18
5WH	3, 4, 5, 6, 8, 10,12	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17	18
5WL	3, 4, 5, 6,8, 10,12	6	7	9	10	12	13	15	16	18	19	21	22	24	25	27
5WS	3, 4, 5, 6,8, 10,12	8	10	12	14	16	18	20	22	24	26	28	30	32	34	36
fmM	4, 5, 6, 8, 10, 12	12	15	18	21	24	27	30	33	36	39	42	45	48	51	54
5WD	4, 6, 8,10, 12	16	20	24	28	32	36	40	44	48	52	56	60	64	68	72

Table 4: Coif Sizes Face Area in Square Feet

Fin Finned Length -FL (lnches)

Height 12 15 18 21 24 30 36 42 48 54 60 66 n 78 84 90 96 102 108 114 120 129 135 141

12 1.0 1.25 1.6 1.75 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 9.5 10.0 10.7 112 11.7

15 - 1.56 1.87 2.19 2.50 3.12 3.75 4.87 5.0 5.6 6.2 6.9 7.5 8.1 8.7 9.4 10.0 10.6 11.2 11.9 12.5 13.4 14.0 14.7

18 - - 2.25 2.62 3.0 3.75 4.5 5.25 6.0 6.7 7.5 8.2 9.0 9.7 10.5 112 12.0 12.7 13.5 14.2 15.0 16.1 16.9 17.6

21 - - - 3.06 3.50 4.37 5.25 6.12 7.0 7.9 8.7 9.6 10.5 11.4 12.2 13.1 14.0 14.9 15.7 16.6 17.5 18.8 19.7 20.5

24 - - - - 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0 11.0 12.0 13.0 14.0 15.0 16.0 17.0 18.0 19.0 20.0 21.5 22.5 23.5

27 - - - - - 5.62 6.75 7.87 9.0 10.1 112 12.4 13.5 14.6 15.7 16.9 18.0 19.1 20.2 21.4 22.5 24.1 25.3 26.4

30 - - - - - - 7.50 8.75 10.0 11.2 12.5 13.7 15.0 16.2 17.5 18.7 20.0 21.2 22.5 23.7 25.0 26.8 28.0 29.5

33 - - - - - - 8.25 9.62 11.0 12.4 13.7 15.1 16.5 17.9 19.2 20.6 22.0 23.4 24.7 26.1 27.5 29.6 30.9 32.3

36 - - - - - - 9.0 10.5 12.0 13.5 15.1 16.5 18.0 19.5 21.0 22..5 24.0 25.5 27.0 28.5 30.0 32.2 33.8 35.2

39 - - - - - - - 11.37 13.0 14.6 16.2 17.9 19.5 20.1 22.7 24.4 26.0 26.7 29.2 30.9 32. 5 34.9 36.5 38.2

42 - - - - - - - 12.25 14.0 15.7 17.5 19.2 21.0 22.7 24.5 26.2 28.0 29.7 31.5 33.2 35.0 37.6 39.4 41.0

45 - - - - - - - - 15.0 16.8 18.7 20.6 22.5 24.4 26.2 28.1 30.0 31.9 33.7 35.6 37.5 40.3 42.2 44.1

48 - - - - - - - - 16.0 18.0 20.0 22.0 24.0 26.0 28.0 30.0 32.0 34.0 36.0 38.0 40.0 43.0 45.0 47.0

51 - - - - - - - - 17.0 19.1 21.2 23.3 25.5 27.6 29.7 31.8 34.0 36.1 38.2 40.4 42.5 45.7 47.8 49.9

54 - - - - - - - - - 20.2 22.4 24.8 27.0 29.2 31.4 33.8 36.0 38.2 40.4 42.8 45.0 48.2 50.6 52.8

NOTE: ln addition to the standard finned lenglhs IISted above,any required finned lenglh canbe supplied.

Annexe 8 : Tableaux représentants différents types de pertes de charges

 Tableau 0

 Tableau 1

 Tableau 2

 Tableau 3

 Tableau 4

 Tableau 5

 Tableau 6

 Tableau 7

 Tableau 8

Annexe 9 : Calcul de coefficients de pertes de charges singulières

1. Pour le circuit de distribution

repère Type Qv[m^3/h] d'[mm] Caractéristiques tableau conduit d*[m] correspondant
1	OO sortie ventilateur 17452.41378 370.4 0.4 r/d=1 Tableau 0 0.30
						r/d=0.20 Tableau 1 0.03
2	A	piquage oblique 15 8226.99597 381.425262 0.4 branche				Tableau 2 =0.31 Q2/(Q1+Q2)=0.47138 =0.16
		piquage oblique 15 9225.41781 361.26578 0.4 principal
3	A10 culotte 180 P2 3833.939869 368.236181 0.4 r/d=1.5, β=90° Tableau 3							=0.3 =0.3

4		culotte 180 P1 4113.497985 381.425262 0.4
5 6	A0 culotte 180 P2		4113.497985	381.425262	0.4 r/d=1.5, β=90° Tableau 3			=0.3 =0.3
		culotte 180 P1 4113.497985 381.425262 0.4
7	Ac1	red section 400-315	5391.477941	276.177136	0.315	θ=49°	Tableau 4	0.05
8	A11	coude 90	5391.477941	276.177136	0.315	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
9	J1 piquage 30 branche		1797.159314	252.114078	0.315	Tableau 2 =0.5 Q2/(Q1+Q2)=0.33, =0.23
10		piquage 30 principal	3594.318627	291.116262	0.315
11		coude 60	1797.159314	252.114078	0.315	α=60°, r=315, d=315	Tableau 5	0.16
12		entrée plenum 1797.159314 420.190131 0.45 A0=600x300, Tableau 6 1.1 A0/A1=2.3, θ=10°
13	L1 piquage 30 branche		1797.159314	252.114078	0.315 Q2/(Q1+Q2)=0.5, Tableau 2			=0.27 =0.15
14		piquage 30 principal	1797.159314	252.114078	0.315
15		coude 60	1797.159314	252.114078	0.315	θ=60°	Tableau 5	0.16
16		entrée plenum 1797.159314 420.190131 0.45 A0=600x300, Tableau 6 1.1 A0/A1=2.3, θ=10°

17	N1 coude 90		1797.159314	252.114078	0.315	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
18		entrée plenum 1797.159314 420.190131 0.45 A0=600x300, Tableau 6 1.1 A0/A1=2.3, θ=10°
19	Ac2 reduction section 400- 3833.939869 260.3823 0.315 θ=26.56° Tableau 4 0.05 315
20	A12 coude 90		3833.939869	260.3823	0.315	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
21		reduction section 315- 3833.939869 260.3823 0.315 θ=25.87° Tableau 4 0.05 250
22	J2 piquage 30 branche		958.4849673	260.3823	0.315	Tableau 2 =0.625 Q2/(Q1+Q2)=0.25, =0.27
23		piquage 30 principal	2875.454902	260.3823	0.315	Tableau 2 =0.625 Q2/(Q1+Q2)=0.25, =0.27
24		coude 60	958.4849673	291.116262	0.315	α=60°, r/d=1	Tableau 5	0.16
25		entrée plenum 958.4849673 291.116262 0.315 A0=400x200, Tableau 6 0.012 A0/A1=1.02, θ=10°
26	L2 piquage 30 branche		958.4849673	291.116262	0.315 Q2/(Q1+Q2)=0.33, Tableau 2			=0.5 =0.23
27		piquage 30 principal	1916.969935	260.3823	0.315			=0.5 =0.23
28		coude 60	958.4849673	260.3823	0.315	α=60°, r/d=1	Tableau 5	0.16
29		entrée plenum 958.4849673 291.116262 0.315 A0=400x200, Tableau 7 0.012 A0/A1=1.02, θ=10°
30	N2 piquage 30 branche		958.4849673	291.116262	0.315 Q1/(Q1+Q2)=0.5, Tableau 2			=0.27 =0.15
31		piquage 30 principal	958.4849673	291.116262	0.315			=0.27 =0.15
32		coude 60	958.4849673	291.116262	0.315	α=60°, r/d=1	Tableau 5	0.16
33		entrée plenum 958.4849673 291.116262 0.315 A0=400x200, Tableau 6 0.012 A0/A1=1.02, θ=10°
34	N21 coude 90		958.4849673	291.116262	0.315	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
35		entrée plenum 958.4849673 291.116262 0.315 A0=400x200, Tableau 6 0.012 A0/A1=1.02, θ=10°
36	Ac3 reduction section 400- 4113.497985 269.708389 0.315 θ=26.56° Tableau 4 0.05 315
37	B1 piquage 90 principal		4033.624237	267.077025	0.315	Tableau 2		=0.7 =1
38		piquage 90 branche 79.87374728 53.1503145 0.08 A1/A3>0.8 Q2/(Q1+Q2)=0.0194,						=0.7 =1

39	E1	piquage 30 branche	2016.812119	267.077025	0.315	Q2/(Q1+Q2)=0.5,	Tableau 2	=0.27
40		piquage 30 principal	2016.812119	267.077025	0.315			=0.15
41		coude 60	2016.812119	267.077025	0.315	α=60°, r/d=1	Tableau 5	0.16
42		entrée plenum	2016.812119	422.285855	0.45	A0=600x300,	Tableau 6	1.1
						A0/A1=2.3, θ=10°
43	G1	coude 90	2016.812119	267.077025	0.315	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
44		entrée plenum	2016.812119	422.285855	0.45	A0=600x300,	Tableau 6	1.1
						A0/A1=2.3, θ=10°
45	C1	piquage 90 branche	39.93687364	37.5829478	0.08	Q2/(Q1+Q2)=0.5,	Tableau 2	=0.275
46		piquage 90 principal	39.93687364	37.5829478	0.08	A1/A3>0.8		=1
47		entrée plenum	39.93687364	118.847716	0.15	A0=200x100,	Tableau 6	4
						A0/A1=4, θ=10°
48	D1	coude 90	39.93687364	37.5829478	0.08	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
49		entrée plenum	39.93687364	118.847716	0.15	A0=200x100,	Tableau 6	4
						A0/A1=4, θ=10°
50	Ac4	reduction section 400-	4113.497985	269.708389	0.315	θ=26.56°	Tableau 4	0.05
		315
51	B2	piquage 90 principal	4033.624237	308.393985	0.315		Tableau 2	=0.7
52		piquage 90 branche	79.87374728	53.1503145	0.08	Q2/(Q1+Q2)=0.0194, A1/A3>0.8		=1
53	E2	piquage 30 branche	2016.812119	267.077025	0.315	Q2/(Q1+Q2)=0.5,	Tableau 2
54		piquage 30 principal	2016.812119	267.077025	0.315			=0.27
								=0.15
55		coude 60	2016.812119	267.077025	0.315	α=60°, r/d=1	Tableau 5	0.16
56		entrée plenum	2016.812119	422.285855	0.45	A0=600x300,	Tableau 6	1.1
						A0/A1=2.3, θ=10°
57	G2	coude 90	2016.812119	267.077025	0.315	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
58		entrée plenum	2016.812119	422.285855	0.45	A0=600x300,	Tableau 6	1.1
						A0/A1=2.3, θ=10°

59 C2 piquage 90 branche 39.93687364 37.5829478 0.08 Q2/(Q1+Q2)=0.5, Tableau 2 =0.275

60		piquage 90 principal	39.93687364	37.5829478	0.08	A1/A3>0.8		=1
61		entrée plenum 39.93687364 118.847716 0.15 A0=200x100, Tableau 6 4 A0/A1=4, θ=10°
62	D2 coude 90		39.93687364	37.5829478	0.08	α=90°, r/d=1	Tableau 5	0.2
63		entrée plenum 39.93687364 118.847716 0.15 A0=200x100, Tableau 6 4 A0/A1=4, θ=10°

	repère conduit	type	Qv[m^3/h]	d[mm] *=1000(4Qv/vπ)^0.5**	d*[m]	Caractéristiques		tableau correspondant
1	J2'	sortie plénum	1917.0	276.01328	0.315	A0=800x200,		Tableau 7	0.13
						A0/A1=2, r/D=0.00
2		coude 90	1917.0	276.01328	0.315	α=90°, r/d=1		Tableau 5	0.2
3	H2'	sortie plénum	1917.0	276.01328	0.315	A0=800x200,		Tableau 7	0.13
						A0/A1=2, r/D=0.00
4		coude 30	1917.0	276.01328	0.315	α=30°, r/d=1		Tableau 5	0.1
5		piquage 60 branche	1917.0	276.01328	0.315	Q2/(Q1+Q2)=0.5 A2/A3=1	,	Tableau 8	=0.5 =0.5
6		piquage 60 principal	1917.0	276.01328	0.315
7 G2' coude 90 1917.0 276.01328 0.315 α=90°, r/d=1 Tableau 5 0.2
8	F1'	sortie plénum	1917.0	283.109895	0.315	A0=1000x300,		Tableau 7	0.03
						A0/A1=4, r/D=0.00
9		coude 30	1917.0	283.109895	0.315	α=30°, r/d=1		Tableau 5	0.1
10	F2'	sortie plénum	3833.9	283.109895	0.315	A0=1000x300,		Tableau 7	0.03
						A0/A1=4, r/D=0.00
11		coude 30	3833.9	283.109895	0.315	α=30°, r/d=1		Tableau 5	0.1
12	1	Coude 90	11901,2	410,3259359	0,45	α=90°, r/d=1		Tableau 5	0.2

2. Pour le circuit de reprise

Annexe 10 : Evaluation de pertes de charges par tronçon du circuit

1. Distribution

Repère Type L[m] conduit = . = { [ ]}
1	O	transition plenum conduit	0	0,303	17452,4	38,6	0,4	1049750	0,0143	273,1
2	A	piquage 15 branche	0	0,16	8227,0	18,2	0,4	494848	0,0146	32,0
3	A	piquage 15 principal	0	0,31	9225,4	20,4	0,4	554902	0,0146	78,1
4	A10	culotte 180 P1	0	0,3	5391,5	11,9	0,4	324293	0,0149	25,8
5	A10	culotte 180 P2	0	0,3	3833,9	8,5	0,4	230609	0,0152	13,1
6	A-A10	conduit section cste	2	0	9225,4	20,4	0,4	554902	0,0146	20,2
7	A0	culotte 180 P1	0	0,3	4113,5	9,1	0,4	247424	0,0151	15,0
8		culotte 180 P2	0	0,3	4113,5	9,1	0,4	247424	0,0151	15,0
9	A-A0	conduit section cste	2	0	8227,0	18,2	0,4	494848	0,0146	16,7
10	Ac1	red section 400-315	0	0,05	5391,5	19,2	0,315	411801	0,0154	11,2
11	Ac1-A11	conduit section cste	21	0	5391,5	19,2	0,315	411801	0,0154	231,1
12	A11	coude 90	0	0,2	5391,5	19,2	0,315	411801	0,0154	44,7
13	A11-J1	conduit section cste	2	0	5391,5	19,2	0,315	411801	0,0154	21,8
14	J1	piquage 30 branche	0	0,23	1797,2	6,4	0,315	137267	0,0164	5,7
15		piquage 30 principal	0	0,5	3594,3	12,8	0,315	274534	0,0156	49,7
16		coude 60	0	0,16	1797,2	6,4	0,315	137267	0,0164	4,0
17		entrée plenum	0	1,1	1797,2	3,1	0,45	96087	0,0163	6,6
18	J1-K1	plenum 600x300	0	0	1797,2	3,1	0,45	96087	0,0163	0,0
19	J1-L1	conduit section cste	5	0	3594,3	12,8	0,315	274534	0,0156	24,7
20	L1	piquage 30 branche	0	0,15	1797,2	6,4	0,315	137267	0,0164	3,7

21		piquage 30 principal	0	0,27	1797,2	6,4	0,315	137267	0,0164	6,7
22		coude 60	0	0,16	1797,2	6,4	0,315	137267	0,0164	4,0
23		entrée plenum	0	1,1	1797,2	3,1	0,45	96087	0,0163	6,6
24	L1-M1	plenum 600x300	0	0	1797,2	3,1	0,45	96087	0,0163	0,0
25	L1-N1	conduit section cste	5	0	1797,2	6,4	0,315	137267	0,0164	6,5
26	N1	coude 90	0	0,2	1797,2	6,4	0,315	137267	0,0164	5,0
27	N1	entrée plenum	0	1,1	1797,2	3,1	0,45	96087	0,0163	6,6
28	N1-O1	plenum 600x300	0	0	1797,2	3,1	0,45	96087	0,0163	0,0
29	Ac2	réd section 400-315	0	0,05	3833,9	13,7	0,315	292836	0,0156	5,7
30	Ac2-A12	conduit section cste	21	0	3833,9	13,7	0,315	292836	0,0156	118,5
31	A12-J2	conduit section cste	2	0	3833,9	13,7	0,315	292836	0,0156	11,2
32	A12	coude 90	0	0,2	3833,9	13,7	0,315	292836	0,0156	22,6
33	A12	réd section 315-250	0	0,05	3833,9	13,7	0,315	292836	0,0156	5,7
34	J2	piquage 30 branche	0	0,27	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,9
35		piquage 30 principal	0	0,625	2875,5	10,2	0,315	219627	0,0158	39,8
36		coude 60	0	0,16	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,1
37		entrée plenum	0	0,012	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,1
38	J2-K2	plenum 400x200	0	0	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,0
39	J2-L2	conduit section cste	5	0	2875,5	10,2	0,315	219627	0,0158	16,0
40	L2	piquage 30 branche	0	0,23	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,6
41		piquage 30 principal	0	0,5	1917,0	6,8	0,315	146418	0,0163	14,1
42		coude 60	0	0,16	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,1
43		entrée plenum	0	0,012	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,1
44	L2-M2	plenum 400x200	0	0	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,0
45	L2-N2	conduit section cste	5	0	1917,0	6,8	0,315	146418	0,0163	7,3
46	N2	piquage 30 branche	0	0,15	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,1
47		piquage 30 principal	0	0,27	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,9
48		coude 60	0	0,16	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,1
49		entrée plenum	0	0,012	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,1
50	N2-O2	plenum 400x200	0	0	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,0

51	N2-N21	conduit section cste	5	0	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	2,0
52	N21	coude 90	0	0,2	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	1,4
53	N21	entrée plenum	0	0,012	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,1
54	N21-O22	plenum 400x200	0	0	958,5	3,4	0,315	73209	0,0175	0,0
55	Ac3	réd section 400-315	0	0,05	4113,5	14,7	0,315	314189	0,0155	6,5
56	Ac3-B1	conduit section cste	3	0	4113,5	14,7	0,315	314189	0,0155	16,8
57	B1	piquage 90 principal	0	0,7	4033,6	14,4	0,315	308088	0,0156	87,6
58		piquage 90 branche	0	1	79,9	4,4	0,08	24022	0,0237	11,8
59	B1-E1	conduit section cste	5	0	4033,6	14,4	0,315	308088	0,0156	33,5
60	E1	piquage 30 branche	0	0,15	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	4,7
61		piquage 30 principal	0	0,27	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	8,5
62		coude 60	0	0,16	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	5,0
63		entrée plenum	0	1,1	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	8,3
64	E1-F1	plenum 600x300	0	0	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	0,0
65	E1-G1	conduit section cste	5	0	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	8,1
66	G1	coude 90	0	0,2	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	6,3
67	G1	entrée plenum	0	1,1	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	8,3
68	G1-H1	plenum 600x300	0	0	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	0,0
69	B1-C1	conduit section cste	5	0	79,9	4,4	0,08	24022	0,0237	17,0
70	C1	piquage 90 branche	0	1	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	3,0
71		piquage 90 principal	0	0,275	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	0,8
72		entrée plenum	0	4	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	1,0
73	C1-C1'	plenum 200x100	0	0	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	0,0
74	C1-D1	conduit section cste	4	0	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	3,5
75	D1	coude 90	0	0,2	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	0,6
76		entrée plenum	0	4	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	1,0
77	D1-D1'	plenum 200x100	0	0	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	0,0
78	Ac4	réduction section 400- 315	0	0,05	4113,5	14,7	0,315	314189	0,0155	6,5
79	Ac4-B2	conduit section cste	3	0	4113,5	14,7	0,315	314189	0,0155	16,8

Page XVII sur 111

80	B2	piquage 90 principal	0	0,7	4033,6	14,4	0,315	308088	0,0156	87,6
81	B2	piquage 90 branche	0	1	79,9	4,4	0,08	24022	0,0237	11,8
82	B2-E2	conduit section cste	5	0	4033,6	14,4	0,315	308088	0,0156	33,5
83	E2	piquage 30 branche	0	0,15	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	4,7
84		piquage 30 principal	0	0,27	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	8,5
85		coude 60	0	0,16	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	5,0
86		entrée plenum	0	1,1	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	8,3
87	E2-F2	plenum 600x300	0	0	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	0,0
88	E2-G2	conduit section cste	5	0	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	8,1
89	G2	coude 90	0	0,2	2016,8	7,2	0,315	154044	0,0162	6,3
90		entrée plenum	0	1,1	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	8,3
91	G2-H2	plenum 600x300	0	0	2016,8	3,5	0,45	107831	0,0161	0,0
92	B2-C2	conduit section cste	5	0	79,9	4,4	0,08	24022	0,0237	17,0
93	C2	piquage 90 branche	0	1	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	3,0
94		piquage 90 principal	0	0,275	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	0,8
95		entrée plenum	0	4	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	1,0
96	C2-C2'	plenum 200x100	0	0	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	0,0
97	C2-D2	conduit section cste	4	0	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	3,5
98	D2	coude 90	0	0,2	39,9	2,2	0,08	12011	0,0264	0,6
99	D2	entrée plenum	0	4	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	1,0
100	D2-D2'	plenum 200x100	0	0	39,9	0,6	0,15	6406	0,0290	0,0

2. Reprise

Repère Type L[m] conduit . = = { [ ]}
1	J2'	plénum 800x200	0	0	1917,0	4,24	0,4	115304	0,0161	0,033
2		sortie plénum	0	0,13	1917,0	6,83	0,315	146418	0,0163	3,676
3		coude 90	0	0,2	1917,0	6,83	0,315	146418	0,0163	5,655
4	H2'	plénum 800x200	0	0	1917,0	4,24	0,4	115304	0,0161	0,033
5		sortie plénum	0	0,13	1917,0	6,83	0,315	146418	0,0163	3,676
6		coude 30	0	0,1	1917,0	6,83	0,315	146418	0,0163	2,828
7		piquage 60 branche	0	0,62	1917,0	6,83	0,315	146418	0,0163	17,532
8		piquage 60 principal	0	0,5	1917,0	6,83	0,315	146418	0,0163	14,139
9	G2'''-G2''	conduit section cste	10	0	1917,0	6,83	0,315	146418	0,0163	15,058
10	G2''-G2'	conduit section cste	2	0	3833,9	13,67	0,315	292836	0,0156	11,197
11	G2'	coude 90	0	0,2	3833,9	13,67	0,315	292836	0,0156	22,622
12	G2'-OO	conduit section cste	21	0	3833,9	6,70	0,45	204985	0,0151	19,285
13	F1'	plénum 1000x300	0	0	4033,6	4,55	0,56	173300	0,0149	0,025
14		sortie plénum	0	0,03	4033,6	14,38	0,315	308088	0,0156	3,756
15		coude 90	0	0,1	4033,6	14,38	0,315	308088	0,0156	12,520
16	E1'-00	conduit section cste	8	0	4033,6	14,38	0,315	308088	0,0156	48,714
17	F2'	plénum 1000x300	0	0	4033,6	4,55	0,56	173300	0,0149	0,025
18		sortie plénum	0	0,03	4033,6	14,38	0,315	308088	0,0156	3,756
19		coude 30	0	0,1	4033,6	14,38	0,315	308088	0,0156	12,520
20	E2'-OO	conduit section cste	8	0	4033,6	14,38	0,315	308088	0,0156	48,714
21	OO-1	conduit section cste	3	0	11901,2	20,79	0,45	636309	0,0142	24,804
22	1	coude 90	0	0,2	11901,2	20,79	0,45	636309	0,0142	52,337

Annexe 11: Catalogue bouches soufflage/reprise

Grilles murales

Soufflage grilles simple et double déflection aluminium

Sélection ues

Taille

Données

100

200

[)éb;t (m'/h)

---------------------------------------

300 500 600 800 1000 1200 1500 2000 3000 4000 5000 6000

250 x 100

400 x 100

600 x 300

1000

Le9 nl\leaux de Jlp. Luet L.901'11 dor'w'lés 1)011 des ailettes d'oltœ.

6p :perte de en Pa

Lu=pc:wtéehOrtzcritale en ml avec effet de platcn:t estmée d'un jetd'fitIsotherme et 111e 'liesse terrnklale d'erwk'on D.20nVs.

L... :rt.-eau de ptJssa1œaooue:tlque en ·

Corrections dues à la dêflection

Angle NR

r l

2Q• x 0,94 •3

Temp.

Corrections liées aux températures

·tll"C

+-15-c

•o• x 0,75 •6

ss• x 0,55 •8

x0.92 x 1 x 1,08

Ctnctâtstlques détaîlées.voir fiche technique.

Annexe 12 : Evaluation de pertes de charges dans les bouches

1. de soufflage :

Repère Qv[m^3/h] Choix bouche de Pertes de soufflage charges [Pa]
1	K1	1797.2	UM2VC 600x300	10
2	M1	1797.2	UM2VC 600x300	10
3	O1	1797.2	UM2VC 600x300	10
4	K2	958.5	UM2VC 400x200	15
5	M2	958.5	UM2VC 400x200	15
6	O2	958.5	UM2VC 400x200	15
7	O22	958.5	UM2VC 400x200	15
8	H1	2016.8	UM2VC 600x300	10
9	F1	2016.8	UM2VC 600x300	10
10	C1'	39.9	UM2VC 200x100	5
11	D1'	39.9	UM2VC 200x100	5
12	F2	2016.8	UM2VC 600x300	10
13	H2	2016.8	UM2VC 600x300	10
14	C2'	39.9	UM2VC 200x100	5
15	D2'	39.9	UM2VC 200x100	5

2. de reprise :

Repère conduit Qv[m^3/h] Choix bouche de reprise Pertes de charges [Pa]
1	J2'	1917.0	UM1HC 800x200	14
2	H2'	1917.0	UM1HC 800x200	14
3	F1'	4033.6	UM1HC 1000x300	14
4	F2'	4033.6	UM1HC 1000x300	14

Annexe 13 : Coefficient de pertes de charges singulières dans les diaphragmes intercalés dans le conduit

Annexe 14 : Évaluation pertes de charges batterie (coté air) sur catalogue

Rows

2 3

Rows

4 5 6 8

10 12

.80 2.0 3.0

4 1.5

,--- 1.0 1/. 12 2.0 4.0

.60

.50

'/ 10 "' 1.5 3.0 1---

.80 1/ 08""' .1" . 70 3.0

Max.Face Vel.

/ / ...

Without Water Blowoff '/ 06

.40 .60 ( Does not apply to A)

r--.IL. / /

.80 r-1.0

1..5

2.0 1---

,--- .50 1/ 1.0 2.0

.30

'/ Il/ 1/

.60

.80

1.5

f-:J:6

,--- .40 1/ / /

//V v .50 .60 1.0

V/ / v v

v v 1/

.20 .30 /·vv .40 .50 .60 .80 1.0 1.2

1/. j "40 .50 .80 1.0

.15 AV v v / .30 .60

1---

.20 V/ / / / .40 1--- .80

1/ v

/ 1/ v v

.30

.50

.60

1---

.10

.15 v / .20 .30 .40 .50 .60

/V / v v

.08 / / / ..20 r- .40

Il/ v .15 .30

.10 1/ / / / .20 .40

.06 v v .15 .30 1---

.05

.08 14/ / v v

12 /

/ / /

.10

1---

. 15 .20

1---

.30

.04• .06•r- 10 /

.08 .10 .20 1---

.15

- .05

""' / v . 10 .20

.03

r- UI:I /

.06

.08

.15 1---

,--- .04 / .08 .16

.05 .10

.06

.02 .03

r-D v1

1 1/

1 Il 1/ 1

E .04 .05 .06 .08 .10 .12

Degr-ee

0- SHR of

r-e

1/ 1 1/ 1 1 1

Wetness

C- 1.0 -.98 A

1 1/ 1/ 1 1

1 1 . 98- .92 B

1 1/ 1 1

t-B B- . 92 - .86 c

1 .86 -.80 D

._A A- .80or Less E

200 250 300 350 400 500 600 700 800

Face Velocity,FPM

Page XXII sur 111

Annexe 15 : Évaluation pertes de charges batterie(cote eau) sur catalogue

TlJBE PRESSURE DROPFT. H: O HEAD.ER PRESSURE DROP. FT.H:010

. 2 3 5 1 r SWM { FH - 45 - 54 1 1 1'1

y ,1f "1 r..H = 45 - 54 1 :; 1 '1 IV' 2j' ,i'l

1 5WO FH = 12 - 42 1 i i 0

1 5

'i' "'' 1

'i' :'il

•

1 FH 1 2 - 42 Il .. li 2j> • "'' 1

; (6

1 '1 • 'i'

"''

"1 1

5MS FH= 33 -4_2 1 1 ;!r

1 1p 'i' .fl

1 • 'f' ' i1

= SWS FH= 21 - 30 Il i IV' "''"t'l

FH= 12 - 18

i '1 'f

[io i"

"l'' 1

1 - 4 .. 0 i" ,i> 0 {A-i = 21 - 54 l 1 li 1p 'i' Ir 'f 1

Il 5WL A-l = 12 - t s• 'i li l'l" p :'io J

p p ir' '?' "r' Fr 5........ {F H = 39 - 54 1 'i 0 19 1"1' •o

1 / /] 5WH FH 12 - 36 1 l i 'j l" y · 1

/ vv v /v v v v v v

/ / v / / V / v v v / v v/vv

usEFORTHREE ROWS

(FH12- 36)

1 1vv vv111

VI/1V,

IVvv11v/ 1/1/1/

v v11v1v11

/ / vvvv / vvvv / vAI

/V AVERAGE WATER

TE-MPERATURE

<3;/'2

· //

v / v /

CORRECTION FACTORS

Tube Heade.-

"Y 18

v /V v / v / / v /V

40" F 1.04 LOO

,_.<8'/ J

cn6

/ / v vv/ v / / v / v vvv1vv1 50" F UJO

1_00 21

// / // 1 60" F .96 UJO

v /V v / / / / // / /V v /

lY'

/ v /V // 1/ / lv / v / / /v \':

v v /

v /'V. /'

V\. v v v -x: ')(:::%)v

v v v y v. '/

/ v

v v v:: v 1

v v:: v:: /'

v IY.

"Y 1%% '/

f'\ Â

/' ,/V K lj

"l': v:: /' v v: 0:

0. 'YV. y;

v v v v

/./ / .--1 llr" \ v V X': -_x

v v /

/ / v v ....... v v /

IV:K.

v v / / Y.V\.

,..;: ':/. / // 'Y A %%

0 v / ///

s-. v / / ///

,_.<8' v / v / / /// / %% v

«..x': v v

/ /////// h v

/ / //////h- :;..;;

t2"y / v / v

/ / // ///////- 0

x (j

2<.....X... /V.V / / ////////fi0 v

6 '/ / / /// /////// / / _/

72 96

120144 1 1 1 1 1 1 1 Il 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

56 78910 20 30 40 50

TOTAL GPM PER C<XL

200 :lOO

Page XXIII sur 111

Annexe 16 : choix ventilateur soufflage sur catalogue

Annexe 17 : choix ventilateur reprise sur le logiciel Ro vent 10

Page XXIV sur 111

Annexe 18 :Propriétés thermodynamique de l'air et de l'eau

884

APPENDIX 1

TABLEA-15

Density	Specifie Heat	Thermal Conductivity
p, kg/m3	c J/kg·K	k, W/m·K
2.866	983	0.01171
2.038	966	0.01582
1.582	999	0.01979
1.514	1002	0.02057
1.451	1004	0.02134
1.394	1005	0.02211
1.341	1006	0.02288
1.292	1006	0.02364
1.269	1006	0.02401
1.246	1006	0.02439
1.225	1007	0.02476
1.204	1007	0.02514
1.184	1007	0.02551
1.164	1007	0.02588
1.145	1007	0.02625
1.127	1007	0.02662
1.109	1007	0.02699
1.092	1007	0.02735
1.059	1007	0.02808
1.028	1007	0.02881
0.9994	1008	0.02953
0.9718	1008	0.03024
0.9458	1009	0.03095
0.8977	1011	0.03235
0.8542	1013	0.03374
0.8148	1016	0.03511
0.7788	1019	0.03646
0.7459	1023	0.03779
0.6746	1033	0.04104
0.6158	1044	0.04418
0.5664	1056	0.04721
0.5243	1069	0.05015
0.4880	1081	0.05298
0.4565	1093	0.05572
0.4042	1115	0.06093
0.3627	1135	0.06581
0.3289	1153	0.07037
0.3008	1169	0.07465
0.2772	1184	0.07868
0.1990	1234	0.09599
0.1553	1264	0.11113

Properties of air at 1 atm pressure

Temp.

T, oc

-150

-lOO

-50

-40

-30

-20

-10

Thermal Dynamic Kinematic Prandtl Diffusivity Viscosity Viscosity Number a, m2/s Ji , kg/m·s v, m2/s Pr

4.158 x 10-6 8.636 x w-6 3.013 x w-6 0.7246

8.036 x 10-6 1.189 x w-5 5.837 x w-6 0.7263

1.252 x I0-5 1.474 x I0-5 9.319 x I0-6 0.7440

1.356 x I0-5 1.527 x I0-5 1.008 x w-s 0.7436

1.465 x I0-5 1.579 x w-5 1.087 x w-s 0.7425

1.578 x 10-5 1.630 x I0-5 1.169 x w-s 0.7408

1.696 x I0-5 1.680 x I0-5 1.252 x w-s 0.7387

1.818 x I0-5 1.729 x I0-5 1.338 x w-s 0.7362

1.880 x I0-5 1.754 x I0-5 1.382 x w-s 0.7350

1.944 x I0-5 1.778 x I0-5 1.426 x w-s 0.7336

2.009 x lQ-5 1.802 x lQ-5 1.470 x w-s 0.7323

2.074 x w-5 1.825 x w-5 1.516 x w-s 0.7309

2.141 x 10-5 1.849 x I0-5 1.562 x w-s 0.7296

2.208 x 10-5 1.872 x w-5 1.608 x w-s 0.7282

2.277 x w-5 1.895 x w-5 1.655 x w-s 0.7268

2.346 x w-5 1.918 x w-5 1.702 x w-s 0.7255

2.416 x w-5 1.941 x w-5 1.750 x w-s 0.7241

2.487 x 10-5 1.963 x w-5 1.798 x w-s 0.7228

2.632 x w-5 2.008 x w-5 1.896 x w-s 0.7202

2.780 x 10- 5 2.052 x w-5 1.995 x w-s 0.7177

80 2.931 x 10-

2.096 x w-s 2.097 x w-s 0.7154

lOO

120

140

160

180

200

250

300

350

400

450

500

600

700

800

900

1000

1500

2000

3.086 x 10-5 2.139 x w-5 2.201 x w-s 0.7132

3.243 x w-5 2.181 x w-5 2.306 x w-s 0.7111

3.565 x w-5 2.264 x w-5 2.522 x w-s 0.7073

3.898 x w-5 2.345 x w-5 2.745 x w-s 0.7041

4.241 x 10-5 2.420 x w-5 2.975 x w-s 0.7014

4.593 x w-5 2.504 x w-5 3.212 x w-s 0.6992

4.954 x lQ-5 2.577 x I0-5 3.455 x w-s 0.6974

5.890 x lQ-5 2.760 x lQ-5 4.091 x w-s 0.6946

6.871 x I0-5 2.934 x w-s 4.765 x w-s 0.6935

7.892 x lQ-5 3.101 x lQ-5 5.475 x w-s 0.6937

8.951 x 10-5 3.261 x w-5 6.219 x w-s 0.6948

1.004 x 10-4 3.415 x I0-5 6.997 x w-s 0.6965 l.117 x l0-4 3.563 x I0-5 7.806 x w-s 0.6986

1.352 x w-4 3.846 x I0-5 9.515 x w-s 0.7037

1.598 x w-4 4.111 x w-5 1.133 x w-4 0.7092

1.855 x 10-4 4.362 x I0-5 1.326 x w-4 0.7149

2.122 x w-4 4.600 x I0-5 1.529 x w-4 0.7206

2.398 x w-4 4.826 x w-5 1.741 x w-4 0.7260

3.908 x 10- 4 5.817 x w-5 2.922 x w-4 0.7478

5.664 x 10-4 6.630 x w-5 4.270 x w-4 0.7539

Note: For ideal gases, the properties Cp. k. Ji, and Pr are independent of pressure.The properties p, v, and a at a pressure P (in atm) other than 1atm are determined by multiplying the vaul es of p at the given temperature by P and by dividing v and a by P.

Source: Data generated from the EES software developed by S.A.Klein and F. L. Alvarado.Originalsources:Keenan,Chao,Keyes,Gas Tables, Wiley, 1984; and ThermophysicalProperties of Matter. Vol. 3: ThermalConductivity, Y. S.Touloukian, P.E.Liley,S. C.Saxena,Vol. 11: Viscosity, Y. S.Touloukian,S. C. Saxena,and P. Hestermans,IFI/Pienun, NY,1970, ISBN 0-306067020-8.

878

APPENDIX 1

TABLE A-9

Pro erties of saturated water

Volume

Enthalpy Thermal Prandtl Expansion

Saturation Density of Conductivity Dynamic Viscosity Number Coefficient

Temp. Pressure p, kglm3 Vaporization ce, J/f<t." k, W/m·K p., kg/m·s Pr {3, 1/K

T, oç Py1,kPa Liquid Vapor h,,,kJ/kg Liquid Vapor Liquid Vapor Liquid Vapor Liquid Vapor Liquid

0.01 0.6113 999.8 0.0048 2501 4217 1854 0.561 0.0171 1.792 x 10-3 0.922 x 10-5 13.5 1.00 -0.068 x 10-3

5 0.872J 999.9 0.0068 2490 4205 J857 0.57J O.OJ73 1.5J9 x JQ-3 0.934 x JQ-5 Jl.2 1.00 O.OJ5 x JQ-3

10 1.2276 999.7 0.0094 2478 4194 1862 0.580 O.OJ76 1.307 x 10-3 0.946 x 10-5 9.45 1.00 0.733 x 10-3

J5 1.705J 999.J O.OJ28 2466 4J85 J863 0.589 O.OJ79 1.138 x 10-3 0.959 x J0-5 8.09 1.00 O.J38 x J0-3

20 2.339 998.0 O.OJ73 2454 4J82 1867 0.598 0.0182 1.002 x 10-• 0.973 x JO-• 7.0J 1.00 O.J95 x JQ-3

25 3.J69 997.0 0.023J 2442 4J80 1870 0.607 O.OJ86 0.89J x 10-3 0.987 x 10-5 6.J4 1.00 0.247 x 10-3

30 4.246 996.0 0.0304 243J 4178 1875 0.615 0.0189 0.798 x 10-3 1.001 x 10-5 5.42 1.00 0.294 x 10-3

35 5.628 994.0 0.0397 24J9 4178 J880 0.623 0.0192 0.720 x 10-3 1.016 x 10-• 4.83 1.00 0.337 x 10-3

40 7.384 992.J 0.05J2 2407 4J79 J885 0.63J 0.0196 0.653 x 10-3 1.03J x 10-5 4.32 1.00 0.377 x 10-3

45 9.593 990.J 0.0655 2395 4J80 J892 0.637 0.0200 0.596 x 10-3 1.046 x 10-5 3.9J 1.00 0.4J5 x 10-3

50 J2.35 988.1 0.083J 2383 4J8J J900 0.644 0.0204 0.547 x 10-3 1.062 x Jo-• 3.55 1.00 0.45J x 10-3

55 J5.76 985.2 0.1045 237J 4J83 J908 0.649 0.0208 0.504 x 10-3 1.077 x 10-5 3.25 1.00 0.484 x 10-3

60 J9.94 983.3 O.J304 2359 4J85 J9J6 0.654 0.02J2 0.467 x 10-3 1.093 x 10-5 2.99 1.00 0.5J7 x 10-3

65 25.03 980.4 0.1614 2346 4187 J926 0.659 0.02J6 0.433 x 10-3 1.1JO x 10-5 2.75 1.00 0.548 x 10-3

70 3J.J9 977.5 O.J983 2334 4190 J936 0.663 0.022J 0.404 x 10-3 1.126 x JO-• 2.55 1.00 0.578 x 10-3

75 38.58 974.7 0.2421 2321 4J93 J948 0.667 0.0225 0.378 x 10-3 1.142 x 10-5 2.38 1.00 0.607 x 10-3

80 47.39 971.8 0.2935 2309 4J97 J962 0.670 0.0230 0.355 x 10-3 1.159 x 10-5 2.22 1.00 0.653 x 10-3

85 57.83 968.1 0.3536 2296 420J J977 0.673 0.0235 0.333 x 10-3 1.176 x JO-• 2.08 1.00 0.670 x J0-3

90 70.14 965.3 0.4235 2283 4206 1993 0.675 0.0240 0.3J5 x J0-3 1.193 x J0-5 1.96 1.00 0.702 x J0-3

95 84.55 961.5 0.5045 2270 42J2 2010 0.677 0.0246 0.297 x J0-3 1.2JO x J0-5 1.85 1.00 0.7J6 x J0-3

100 101.33 957.9 0.5978 2257 4217 2029 0.679 0.0251 0.282 x 10-3 1.227 x 10-• 1.75 1.00 0.750 x 10-3

110 143.27 950.6 0.8263 2230 4229 207J 0.682 0.0262 0.255 x 10-3 1.261 x 10-5 1.58 1.00 0.798 x J0-3

J20 198.53 943.4 1.121 2203 4244 2120 0.683 0.0275 0.232 x 10-3 1.296 x J0-5 1.44 1.00 0.858 x J0-3

130 270.1 934.6 1.496 2174 4263 2177 0.684 0.0288 0.2J3 x 10-3 1.330 x 10-• 1.33 1.01 0.913 x 10-3

J40 361.3 921.7 1.965 2J45 4286 2244 0.683 0.0301 0.197 x 10-3 1.365 x 10-5 1.24 1.02 0.970 x 10-3

150 475.8 916.6 2.546 2114 43JJ 2314 0.682 0.03J6 O.J83 x 10_, 1.399 x 10-5 J.J6 1.02 1.025 x 10-3

J60 6J7.8 907.4 3.256 2083 4340 2420 0.680 0.033J O.J70 x J0-3 1.434 x J0-5 J.09 1.05 1.145 x J0-3

J70 791.7 897.7 4.J19 2050 4370 2490 0.677 0.0347 0.160 x 10-3 1.468 x 10-• 1.03 1.05 1.178 x 10-3

J80 1,002.1 887.3 5.J53 20J5 44JO 2590 0.673 0.0364 O.J50 x J0-3 1.502 x 10-5 0.983 1.07 1.2JO x 10-3

190 1,254.4 876.4 6.388 J979 4460 27JO 0.669 0.0382 O.J42 x J0-3 1.537 x 10-5 0.947 1.09 1.280 x J0-3

200 1,553.8 864.3 7.852 1941 4500 2840 0.663 0.0401 0.134 x J0-3 1.57J x 10-• 0.910 1.1J 1.350 x J0-3

220 2,3J8 840.3 Jl.60 1859 46JO 3110 0.650 0.0442 O.J22 x 10-3 1.64J x 10-5 0.865 1.15 1.520 x 10-3

240 3,344 8J3.7 J6.73 J767 4760 3520 0.632 0.0487 O.JJI x 10-3 1.7J2 x J0-5 0.836 1.24 1.720 x J0-3

260 4,688 783.7 23.69 J663 4970 4070 0.609 0.0540 0.102 x JO-• 1.788 x JO-• 0.832 1.35 2.000 x J0-3

280 6,412 750.8 33.15 1544 5280 4835 0.58J 0.0605 0.094 x J0-3 1.870 x J0-5 0.854 1.49 2.380 x 10-3

300 8,58J 7J3.8 46.J5 J405 5750 5980 0.548 0.0695 0.086 x J0-3 1.965 x J0-5 0.902 1.69 2.950 x 10-3

320 11,274 667.J 64.57 J239 6540 7900 0.509 0.0836 0.078 x 10-3 2.084 x 10-5 1.00 1.97

340 J4,586 6J0.5 92.62 J028 8240 11,870 0.469 O.JJO 0.070 x 10-3 2.255 x 10-5 J.23 2.43

360 J8,65J	528.3 J44.0	720	J4,690	25,800	0.427	O.J78 0.060 x 10-3	2.57J x 10-5 2.06	3.73
374.J4 22,090	3J7.0 3J7.0	0				0.043 x J0-3	4.3J3 x J0-5

Note 1: Kinematic viscosity v and thermaldiffusivity a can be calculated from their definitions, v= !J}p and a = k/pcp = v/Pr.The temperatures o.o1•c, 1oo•c, and 374.14•c are the triple-, boliing-,and critical-point temperatures of water,respectively.The properties listed above (except the vapor density) can be used at any pressure with negligible error except at temperatures near the critical-point value.

Note 2: The unit k.J/kg.OÇ for specifie heat is equivalent to kJ/kg·K,and the unit W/m.•c for thermal conductivity is equivalent to W/mK

Source: Viscosity and thermal conductivity data are from J. V. Sengers and J. T. R.Watson,Journal of Physica/ and Chemica/ Reference Data 15 (1986), pp.1291-1322. Other data are obtained from various sources or calculated.

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