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N° d’ordre 2012 ENTP 008 Année 2012
Thèse
INTEGRATION DES MATERIAUX A
CHANGEMENT DE PHASE COMME
SYSTEME DE REGULATION DYNAMIQUE
EN RENOVATION THERMIQUE
Présentée devant
L’Ecole Nationale des Travaux Publics de l’Etat
pour obtenir
le grade de docteur
Ecole doctorale : Mécanique, Energétique, Génie civil et Acoustique
(MEGA)
Spécialité : Génie Civil
Laboratoire d’accueil : Laboratoire des Sciences de l’Habitat, Départe-
ment Génie civil et Bâtiment, ENTPE, Université de Lyon
Par Julien Borderon
(Ingénieur des Travaux Publics de l’Etat)
Soutenue le 31/10/2012 devant la Commission d’examen
Jury
CABEZA Luisa F. Professeur Examinateur
CANTIN Richard Docteur Ingénieur Co-directeur de thèse
INARD Christian Professeur Examinateur
FRAISSE Gilles Professeur Rapporteur
QUENARD Daniel Docteur Ingénieur Examinateur
VIRGONE Joseph Professeur Directeur de thèse
ZALEWSKI Laurent Professeur Rapporteur
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 2
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 3
« La science cherche le mouvement perpétuel.
Elle l’a trouvé : c’est elle-même. »
Victor HUGO
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 5
Résumé
Mots clés : Energétique – Bâtiment – Matériaux à Changements de Phase – Ventila-
tion – Confort d’été – Convection forcée – Stockage de la chaleur – Si-
mulation thermique dynamique – Rénovation thermique – Rafraîchisse-
ment passif.
Dans le contexte actuel de l’amélioration thermique des bâtiments, la re-
cherche de nouvelles solutions à intégrer au processus de rénovations est
une étape essentielle pour la réalisation d’économies d’énergie dans
l’existant. Dans une optique de maintien ou d’apport du confort d’été
après une rénovation, les Matériaux à Changement de Phase (MCP) peu-
vent être utilisés pour apporter une inertie suffisante afin d’utiliser la
fraicheur nocturne aux heures les plus chaudes de la journée. L’utilisation
proposée des MCP passe par la constitution d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation du bâtiment. Ainsi les échanges ther-
miques entre des plaques de MCP et l’air de ventilation ont lieu par con-
vection forcée pour assurer des échanges plus importants que par convec-
tion naturelle. Le stockage se fait par chaleur latente avec des
températures de fusion/solidification du MCP adaptées.
Les objectifs du système d’échangeur air/MCP sont de doter le
bâtiment d’une capacité passive de régulation de la température sans
alourdir sa structure, d’améliorer le confort thermique d’été avec une
stratégie de ventilation couplée au système et enfin d’éviter le recours à
la climatisation active.
La démarche au cours de la thèse est d’évaluer les potentiels et
caractéristiques de climats Français pour y associer des systèmes
d’échangeurs air/MCP bien dimensionnés. Un prototype avec un composé
ternaire de paraffines microencapsulées est pré-dimensionné avec un mo-
dèle simplifié avant d’être instrumenté en température, en flux et en v i-
tesse d’air au laboratoire. Un banc de test spécialement conçu dans le
cadre de ce travail permet de lancer des expérimentations sous différents
scénarios d’utilisation.
Ces données expérimentales sont confrontées à un modèle 2D
Matlab du dispositif basé sur une modélisation aux différences finies im-
plicites et une capacité thermique équivalente pour le MCP. Elles sont
analysées dans l’optique de mieux déterminer les coefficients d’échanges
convectifs et les phénomènes d’hystérésis dans le prototype pour alimen-
ter le modèle numérique. Ce modèle, validé, est couplé à un modèle glo-
bal de bâtiment sous TRNSYS pour simuler et évaluer le fonctionnement
de plusieurs configurations d’échangeur air/MCP sous les différents cl i-
mats étudiés : Nice, Lyon, Trappes et Carpentras.
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 6
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 7
Abstract
Integration of Phase Change Materials (PCM) as dy-
namic regulation system in thermal retrofitting
Keywords: Energy – Building – Phase Change Materials – Ventilation – Summer
Comfort – Forced convection – Heat Storage – Dynamic Thermal Simula-
tion – Thermal retrofitting – Passive cooling.
In the current context of thermal improvement in the building sector, re-
search of new solutions to integrate to the retrofitting process is an essen-
tial step in the way of saving energy in the field. With the purpose of
maintaining or improving the summer comfort after a retrofitting in a res-
idential building, Phase change Materials (PCM) could be used to bring
enough inertia to use the freshness of night cool during the warmest hour
in the day. Using PCM in the way proposed in this thesis goes through
the design of a PCM/air heat exchanger able to store latent heat. This unit
is coupled to the ventilation system to ensure that the heat transfers be-
tween the ventilation air and the PCM stock are forced convection and
then higher than the ones with natural convection. The fusion and solidi-
fication temperature for the PCM needs to be carefully chosen to allow
the latent heat storage.
The objectives of the air/PCM heat exchanger are to add to the
building a passive capacity to regulate his internal temperature without
loading the structure, to improve the summer comfort in cutting the tem-
perature peak with a ventilation strategy coupled to the system and lastly
to avoid active cooling system.
The process through the thesis is to evaluate the potentials and
characteristics of some French climates to work on well-adapted PCM
systems. A real scale prototype with a micro-encapsulated paraffin mix-
ture is designed with a simple model and assembled in the lab to be in-
strumented in temperatures, heat flux and air velocity. An experimental
set up has been specially designed to test the prototype with different
scenarios of services.
The experimental data are compared to a bidimensional Matlab
model based on the finite difference method and the equivalent heat ca-
pacity for the PCM. They are analyzed in order to have a better behavior
for the model concerning the convective coefficients and the hysteresis
phenomenon. The validated model is coupled to a global TRNSYS model
of a house to simulate and evaluate the behavior of the PCM/air system in
different configurations for the studied climates: Nice, Lyon, Trappes and
Carpentras.
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 9
Remerciements
Je tiens à remercier mes directeurs de thèse Joseph Virgone et Richard
Cantin pour leur disponibilité, leur patience et pour l’encadrement de
qualité qu’ils m’ont proposé tout au long de ce travail de thèse.
Je remercie également les membres du jury pour l’intérêt porté à mon
travail et pour me faire bénéficier de votre expertise.
Aujourd’hui je pense aux scientifiques de tous bords rencontrés aux grés
des stages, des colloques et des conférences et qui m’ont donnés goûts à
la recherche ! L’équipe du DTU à Copenhague pour ma première expé-
rience dans un laboratoire, Professeur Cabeza et Albert Castell à Lleida
pour m’avoir accueilli et tous les autres à Pamporovo ou ailleurs !
Merci à toute la joyeuse équipée du laboratoire B2 de TPE et aux col-
lègues du CETHIL, mention spéciale à Riccardo et Andrea pour les
belles années que j’ai passé à vos cotés !
Je voudrais aussi remercier Julien Burgholzer, au laboratoire de Stras-
bourg pour avoir été compréhensif et m’avoir laissé du temps pour ter-
miner d’écrire ce manuscrit.
Et enfin big up à tous les amis, à la famille qui ont été et sont toujours
présents à mes côtés dans les bons moments comme dans les plus diffi-
ciles ! Mes parents, Marion, Benoit, Grand-père, Grand-mère qui j’en
suis sûr suivra ma soutenance de là-haut. Je suis fier de pouvoir écrire
ces remerciements après vous avoir fait attendre ces derniers mois ! Je
pense aux amis de toujours, Julien, Amandine, Clément, Thomas, Denis,
Flo, Nath, Aurélie, Julie,… ; aux potes de promo ; aux éternels colloc’
Hugo et Nico ; aux anciens 7MN, Jex, Tim et aux Lyonnais et joueurs de
Magic, Thomas, Rémi, Fred, Nico, Vincent et Mathieu.
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 11
Table des Matières
NOMENCLATURE 13
INTRODUCTION GENERALE 15
CHAPITRE 1 CONTEXTE, INTRODUCTION SUR LES MATERIAUX A CHANGEMENT DE PHASE ET PROBLEMATIQUE 19
1 Contexte, enjeux et objectifs 21 1.1 Le contexte énergétique du secteur du bâtiment 21 1.2 Problématique 27 1.3 Climats Français et utilisation de MCP 28 1.4 Repères historiques pour l’utilisation de la chaleur latente 32 1.5 Conclusion 34
2 Etat de l’art sur les matériaux à changement de phase et les systèmes associés 36
2.1 Introduction 36 2.2 Eléments sur les MCP en général 36 2.3 Les systèmes intégrant des MCP dans la littérature scientifique 49 2.4 Etat de l’art sur la modélisation et l’expérimentation de MCP dans le bâtiment 52 2.5 Conclusion 57
CHAPITRE 2 MONTAGE EXPERIMENTAL POUR UN PROTOTYPE D’ECHANGEUR AIR/MCP 59
1 Prototype d’échangeur testé 62 1.1 Introduction 62 1.2 Le composé Energain® comme MCP 62 1.3 L’échangeur réalisé au laboratoire 70 1.4 L’instrumentation 80 1.5 Conclusion 88
2 Montage d’un banc de test 90 2.1 Introduction 90 2.2 Dimensionnement du dispositif 90 2.3 Chaine de régulation 96 2.4 Protocole opératoire et tests réalisés 97 2.5 Conclusion 102
CHAPITRE 3 COMPORTEMENT EXPERIMENTAL DES ECHANGEURS AIR/MCP ET VALIDATION D’UN MODELE NUMERIQUE 103
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 12
1 Construction du modèle numérique 106 1.1 Introduction 106 1.2 Description et traitement du problème 107 1.3 Algorithme et sortie du modèle 113 1.4 Tests de sensibilité 116 1.5 Conclusion 128
2 Validation du modèle par les résultats expérimentaux, effet de l’hystérésis 130 2.1 Introduction 130 2.2 Coefficients d’échanges convectifs théoriques et expérimentaux 130 2.3 Confrontation entre simulations et résultats issus du banc instrumenté 135 2.4 Analyse du comportement en hystérésis du MCP 145 2.5 Conclusion 152
CHAPITRE 4 MODELISATION ET SIMULATION D’UN BATIMENT EQUIPE D’UN SYSTEME D’ECHANGEUR AIR/MCP COUPLE A LA VENTILATION 153
1 Dimensionnement et performance du dispositif seul 155 1.1 Introduction 155 1.2 Performance de l’échangeur testé expérimentalement aux scénarios 2 c, d, e 155 1.3 Dimensionnement d’une unité de MCP par la simulation 158 1.4 Conclusion 166
2 Simulation d’une maison équipée du système de stockage à MCP 168 2.1 Introduction 168 2.2 Modèle global de simulation de bâtiment incluant le système d’échangeur à MCP 169 2.3 Analyse et résultats sur les configurations étudiées 176 2.4 Conclusion 185
CONCLUSION GENERALE 187
BIBLIOGRAPHIE 191
INDEX DES FIGURES 199
INDEX DES TABLEAUX 203
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 13
Nomenclature
Acronymes :
MCP Matériau à Changement de Phase
TRNSYS Transient System Simulation Tool
Symboles :
b épaisseur de lame d’air m
c capacité thermique massique de l’air J.kg-1
.K-1
cp capacité thermique massique du MCP J.kg-1
.K-1
dh diamètre hydraulique m
dt pas de temps s
Δp perte de charge Pa
Δx longueur du petit échangeur m
D débit entre 2 plaques de MCP m3.h
-1
Dt débit d’air total m3.h
-1
E épaisseur des plaques de MCP m
EJ énergie disponible J
f facteur de friction -
g accélération de la pesanteur m.s-2
h coefficient de convection W.m2.K
-1
hl enthalpie massique de la phase liquide J.kg-1
hs enthalpie massique de la phase solide J.kg-1
H enthalpie J
I matrice identité
l largeur de l’échangeur m
L longueur de l’échangeur m
Lf chaleur latente de fusion J
m masse kg
N nombre d’unité -
Q, P puissance de l’échangeur thermique W
t temps s
tp temps de pénétration pour le transfert de
chaleur par conduction dans le MCP
s
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 14
T température °C, K
u vitesse de l’air m.s-1
Vol volume m3
Symboles grecs :
ε coefficient de rugosité m-1
λ conductivité thermique du MCP W.m-1
.K-1
ρ masse volumique de l’air kg.m-3
ρMCP masse volumique du MCP kg.m-3
θ fraction volumique fondue -
ξ petite variation de temps s
Nombres adimensionnels :
Nu Nombre de Nusselt
Pr Nombre de Prandtl
Re Nombre de Reynolds
Indices :
e à l’entrée de l’échangeur
f fusion
i indice de discrétisation spatiale
j, k indice de discrétisation temporelle
tc thermocouple
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 15
Introduction générale
Introduction Générale
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 16
La raréfaction des ressources énergétiques non-renouvelables, la nécessi-
té d’un meilleur partage à l’échelle mondiale et l’augmentation des rejets
de dioxyde de carbone dans l’atmosphère avec comme conséquence un
réchauffement climatique sont autant de raisons de travailler à une mei l-
leure gestion de l’énergie et au développement de systèmes innovants.
Cette nécessité d’économiser l’énergie et de maitriser les rejets de gaz à
effet de serre poussent les acteurs de la construction et du bâtiment, sec-
teur le plus consommateur d’énergie en France, à intervenir sur le parc
existant. Cela se traduit en partie par le besoin d’isoler thermiquement
des bâtiments. Le plus souvent cette isolation se fait par l’intérieur, ré-
duisant ainsi l’impact de l’inertie thermique.
Dans un contexte de réchauffement climatique nous sommes in-
vités plus encore à nous saisir de la question du confort d’été dans nos
bâtiments. Le GIEC, groupement international d’experts sur l’évolution
du climat prévoit dans ses scénarii, une augmentation de la température
moyenne en France comprise entre 2°C et 5°C à l’horizon 2100. La ré-
duction du potentiel inertiel peut conduire à sa dégradation. L’installation
de systèmes actifs de climatisation amène une surconsommation
d’énergie que l’on va chercher à éviter ou à réduire au minimum. Dans
certaines zones du sud de la France, la consommation d’énergie pour la
climatisation est plus importante que celle pour le chauffage. Dans le
cadre des travaux de la présente thèse, la conservation du confort d’été
dans les bâtiments isolés par l’intérieur en rénovation thermique est la
cible privilégiée.
L’idée générale développée est d’apporter un potentiel inertiel au
bâtiment pour lui permettre d’utiliser la fraicheur nocturne de façon à ré-
duire et à lisser sa température intérieure. De la masse thermique est né-
cessaire à la constitution du stock. Pour réduire le volume de l’unité de
stockage, celle-ci est constituée de matériaux à changement de phase.
Ainsi au stockage par chaleur sensible s’ajoute le stockage par chaleur la-
tente. Pour charger et décharger les matériaux, l’air de ventilation est ut i-
lisé et le système obtenu échange en convection forcée pour intensifier
les transferts de chaleur. Le coût des dépenses énergétiques de
l’installation est donc limité à la mise en mouvement de l’air de ventila-
tion.
Le potentiel des matériaux à changement de phase dans le bâti-
ment sous diverses formes est un sujet traité dans la littérature scienti-
fique depuis une trentaine d’année. Leur utilisation en conjonction avec
la ventilation du bâtiment en situation de régulation dynamique de la
température d’air dans le cadre de climats estivaux Français types est
proposée et analysée. Dans ce but, une modélisation numérique du com-
portement thermique des matériaux à changement de phase permettra de
perfectionner un échangeur stockeur. Un banc expérimental conçu spécia-
Introduction Générale
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 17
lement accueille un prototype d’échangeur à plaques de matériaux à
changement de phase instrumenté pour obtenir les résultats nécessaires à
la validation du modèle, pour préciser les échanges convectifs aux inter-
faces entre l’air et le matériau et pour mieux comprendre certains phéno-
mènes comme l’hystérésis. L’objectif du système d’échangeur air / Maté-
riaux à Changement de Phase (MCP) est de garantir une température de
ventilation fraiche durant les heures chaudes de la journée grâce à la
réaction endothermique induite par la fusion des MCP. La nuit, la tempé-
rature extérieure plus fraiche doit pouvoir garantir la solidification, réac-
tion exothermique, pour que le système soit réutilisable la journée sui-
vante.
Le modèle numérique de l’échangeur stockeur « à changement de
phase » est couplé avec un modèle thermique multizone de bâtiment pour
simuler un fonctionnement de l’installation sous différentes conditions
climatiques et avec différents scénarii d’utilisation. Le comportement
thermique du dispositif est analysé à travers les simulations à l’échelle du
bâtiment. La capacité de régénération nocturne de la masse de matériaux
à changement de phase pour les différents climats est analysée. Cela
permettra de jauger du potentiel de ce type d’innovation pour ces applica-
tions, de ses limites et des améliorations à apporter.
Ainsi la thèse se décompose en quatre chapitres. Le premier
donne plus en détails le contexte du domaine d’étude et les objectifs de la
thèse. Avec une synthèse de l’état de l’art sur les matériaux à changement
de phase, leur utilisation dans les bâtiments et sur les travaux publiés
avec des modèles de MCP pour la simulation.
Le second chapitre présente le MCP étudié au laboratoire, com-
ment est ce qu’il a été mis en œuvre dans un prototype d’échangeur pour
le système envisagé. Le banc d’essai et les expérimentations réalisées
sont développés ici avec l’instrumentation utilisée et le protocole opéra-
toire.
Au troisième chapitre, nous passons sur le volet numérique avec
la présentation du modèle de l’échangeur avec le MCP. Celle-ci est ac-
compagnée d’une étude de l’influence des différents paramètres d’entrée.
Les données expérimentales du chapitre 2 sont confrontées aux résultats
de simulation pour valider le modèle.
Lors du quatrième chapitre, l’insertion du modèle d’échangeur
du chapitre 3 dans une modélisation complète de bâtiment fait l’objet
d’un développement. Suivi par des éléments de dimensionnement du dis-
positif à MCP par rapport aux contraintes climatiques et aux besoins. En-
fin le comportement thermique d’un bâtiment rénové en isolation et équi-
pé du système de ventilation couplé à l’échangeur air / MCP est analysé à
travers les résultats de simulations pour différentes configurations et di f-
férents climats.
Introduction Générale
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 18
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 19
Chapitre 1
Contexte, introduction sur les Maté-
riaux à Changement de Phase et
problématique
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 20
1
Contexte, enjeux et objectifs
1.1 Le contexte énergétique du secteur du bâtiment
1.1.1 Contexte énergétique et développement durable
1.1.1.1 Une prise de conscience collective
1.1.1.2 Textes fondamentaux sur l’énergie et le développement
durable
1.1.2 Enjeux au niveau mondial et européen
1.1.2.1 Le protocole de Kyoto
1.1.2.2 Objectif global au niveau européen
1.1.3 A l’échelle de la France, le Grenelle de l’environnement
1.1.4 Secteur du bâtiment et parc de bâtiment existant
1.1.4.1 Le secteur du bâtiment : un gros consommateur
d’énergie
1.1.4.2 Etat des lieux du parc existant
1.2 Problématique
1.3 Climats Français et utilisation de MCP
1.3.1 Période estivale
1.3.2 Période hivernale
1.4 Repères historiques pour l’utilisation de la chaleur latente
1.5 Conclusion
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 21
1 Contexte, enjeux et objectifs
1.1 Le contexte énergétique du secteur du
bâtiment
1.1.1 Contexte énergétique et développement durable
1.1.1.1 Une prise de conscience collective
Les chocs pétroliers de 1973 et 1979 ont initié les premières réflexions
nationales sur les économies d’énergie. Celles-ci ont eu exclusivement
des raisons économiques dans un premier temps. Avec la prise de cons-
cience des risques liés aux changements climatiques d’origine humaine,
le GIEC (Groupe Intergouvernemental d’expert pour l’Etude du Climat)
est créé en 1988. Leur dernier rapport a confirmé une augmentation de la
température moyenne de l’atmosphère terrestre de 1,5 à 6 °C d’ici à la fin
du siècle. La valeur réelle sera fonction du succès et des ambitions des
actions menées pour réduire fortement les émissions de gaz à effet de
serre (ADEME, 2008).
Aujourd’hui les raisons économiques sont toujours présentes
pour l’économie d’énergie tandis que les raisons environnementales sont
de plus en plus considérées comme primordiales.
Cela se traduit par l’entrée en vigueur de nombreux textes visant
à une politique nationale, mais également à une coopération internatio-
nale pour la réduction des émissions de gaz à effet de serre et les con-
sommations énergétiques.
1.1.1.2 Textes fondamentaux sur l’énergie et le
développement durable
Sur le plan international :
La convention cadre des Nations Unies sur les changements
climatiques de 1992 (Nations-Unies, 1992)
Le protocole de Kyoto entré en vigueur le 16 février 2005.
La déclaration commune des Académies des sciences pour le
Sommet du G8 de juillet 2005 sur la réponse globale au chan-
gement climatique. (Académie des sciences, 2005)
Sur le plan Européen :
La directive 2002/91/CE du 16 décembre 2002 sur les perfor-
mances énergétiques des bâtiments. (Parlement Européen,
2002)
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 22
La directive 2003/87/CE du 13 octobre 2003 établissant un sys-
tème d’échange de quotas d’émission de gaz à effet de serre.
(Parlement Européen, 2003)
Sur le plan National :
Le plan climat 2004-2012.
La Charte de l’environnement du conseil constitutionnel
Les différentes lois Grenelle et réglementations thermiques
1.1.2 Enjeux au niveau mondial et européen
1.1.2.1 Le protocole de Kyoto
Le protocole de Kyoto est un programme international de réduction des
émissions de gaz à effet de serre. Les pays industrialisés qui ont ratifié ce
traité se sont engagés à réduire leurs émissions selon des objectifs chi f-
frés. Ainsi, les pays signataires se sont engagés à diminuer leurs émis-
sions d’au moins 5% sur la période 2008-2012 par rapport à leur niveau
de 1990, année de référence. Le traité est entré en vigueur en Février
2005. L’Europe s’est engagée de son côté à aller au-delà, en se fixant
pour objectif une réduction de 8%.
Aujourd’hui, en 2012, la suite à donner au protocole de Kyoto
n’est pas encore défini au niveau mondial et un nouveau traité contrai-
gnant en terme de rejet de CO2 n’est pas à l’ordre du jour suite au refus
des Etats-Unis, de la Chine et au retrait du Canada.
1.1.2.2 Objectif global au niveau européen
L’objectif global au niveau européen est de continuer à respecter le pro-
tocole de Kyoto et de freiner le changement climatique ainsi que son coût
et ses effets néfastes pour la santé et l’environnement. A l’issue du proto-
cole de Kyoto, l’Union Européenne s’est engagée à une réduction de 8%
de ses émissions à l’horizon 2012. Mais au sein de la communauté, les s i-
tuations nationales ne sont pas les mêmes. Ainsi, la France, en raison
principalement de sa proportion de nucléaire dans sa production
d’énergie, doit pour sa part stabiliser ses émissions sur la période 2008 -
2012 au même niveau que ses émissions de 1990.
La directive 2002/91/CE, appelée directive sur la performance
énergétique des bâtiments, s’inscrit dans le cadre du protocole de Kyoto
appliqué au sein de l’U.E. Une réduction de la consommation de
l’énergie grâce à l’amélioration de l’efficacité énergétique dans le bât i-
ment constitue une solution à appliquer et à développer dès à présent.
Cette directive est entrée en vigueur en France le 1er
Juillet 2006.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 23
1.1.3 A l’échelle de la France, le Grenelle de
l’environnement
Le Grenelle de l’environnement (Ministère de l'écologie, du
développement durable, des transports et du logement, 2007) s’est tenu à
Paris à l’automne 2007. Le groupe de travail numéro un : Lutter contre
les changements climatiques et maitriser l’énergie s’est fixé comme ob-
jectif premier « de permettre aux générations futures de disposer des res-
sources dont elles auront besoin pour leur développement ». Le premier
élément pour atteindre cet objectif en France est de se placer le plus tôt
possible sur une trajectoire de division par 4 des émissions de gaz à effets
de serre d’ici 2050. Le groupe rappelle l’étape des « 3x20 »fixé par le
conseil européen pour l’horizon 2020 : réduction de 20% des émissions
de gaz à effets de serre ou 30% en cas d’engagements d’autres pays in-
dustrialisés, baisse de 20% de la consommation d’énergie, et proportion
de 20% des énergies renouvelables dans la consommation d’énergie. La
force du Grenelle de l’environnement réside en la mobilisation de tous
les acteurs autour de ces objectifs et autour d’actions volontaristes sup-
plémentaires.
Une des thématiques phares des travaux du groupe s’intitule
« Vers une société sobre en énergie et en ressources ». Les réflexions et
les actions sur le bâtiment s’inscrivent dans cette thématique, à la fois sur
le bâti neuf, pour « lancer un programme de rupture technologique » et
sur le bâti existant pour « engager dès maintenant un chantier très ambi-
tieux de rénovation énergétique des bâtiments existants ». Une ambition
affichée lors du Grenelle est de réduire de 12% d’ici 2012 la consomma-
tion énergétique du secteur du bâtiment existant et d’aller jusqu’à 38% de
réduction en 2020.
1.1.4 Secteur du bâtiment et parc de bâtiment existant
1.1.4.1 Le secteur du bâtiment : un gros
consommateur d’énergie
Le secteur du bâtiment représente aujourd’hui un peu plus de 43% de la
consommation d’énergie nationale, ce qui en fait le premier consomma-
teur d’énergie, loin devant le transport et l’industrie (respectivement 32
et 23% de la consommation d’énergie nationale) (ADEME, 2008). De
plus, 23% des émissions de gaz à effets de serre sont imputables au sec-
teur du bâtiment d’après le Grenelle de l’environnement. La Figure 1 pré-
sente quelques chiffres clés.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 24
Figure 1: Répartition des consommations énergétiques finales françaises par
secteur en 2005
L’évolution du parc immobilier Français est relativement lente.
Le flux annuel de construction s’élève à 300 000 logements alors que la
France compte 30 millions de logements (Ministère de l'écologie du
développement durable des transport et du logement, 2007). Cela repré-
sente un renouvellement de 1% par an. En France 2/3 de l’énergie totale
consommée par le secteur du bâtiment l’est pour le logement. Dans ce
contexte, il est évident que la réhabilitation de ces bâtiments constitue un
enjeu majeur pour atteindre les objectifs de diminution des consomma-
tions énergétiques et de réduction des émissions de gaz à effet de serre.
1.1.4.2 Etat des lieux du parc existant
Le parc de logements et des bâtiments tertiaires représente environ 3,5
milliards de mètres carrés chauffés se répartissant de la façon suivante :
les ¾ de cette surface sont affectés aux logements, le quart restant au bâ-
timent tertiaire. L’énergie est consommée pour les 2/3 dans les logements
et pour 1/3 dans les bâtiments tertiaires. La part des émissions de CO2
suit une répartition identique. Le Tableau 1 synthétise les données chif-
frées sur le parc de logement existant pour la décomposition par usage et
les consommations énergétiques finales.
On compte en France d’après les comptes du logement de 2007
(Ministère de l'écologie du développement durable des transport et du
logement, 2007) 31,6 millions de logements dont 17,9 millions de loge-
ments individuels et 13,7 millions de logements collectifs. Il y a 26,51
millions de résidences principales, 3,11 millions de résidences secon-
daires et 1,94 million de logements vacants.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 25
Tableau 1: Décomposition par usage et consommations énergétiques finales
(CEREN – rapport ministériel 2008)
Nombre
(millions de lo-
gements)
Surface
(millions de
m²)
Total Consomma-
tions
(TWH)
Maisons Indivi-
duelles (MI) 17,3 1782 285,7
Immeubles Collec-
tifs (IC) 13,4 884 152,1
Total - Résidences 30,7 2666 437,8
Bat. Tertiaire 850 221,2
Total 3516 659
Les dépenses engagées pour l’amélioration et l’entretien des lo-
gements en France s’élèvent à plus de 58,6 milliards d’€ TTC en 2006
(+4,2% en moyenne annuelle depuis 1996) pour près de 16 millions
d’opérations. Cette évolution concerne davantage le parc concerné par les
gros travaux liés à des interventions plus complexes comme les copro-
priétés dégradées, les sorties d’insalubrité ou encore les travaux spéc i-
fiques au développement durable (adaptation du logement au vieillisse-
ment, économies d’énergie, etc.)… le plus facile ayant été fait.
(L’observatoire de l’habitat existant – Anah/FFB -2008).
Malgré l’importance des économies déjà réalisées notamment
sous l’effet des politiques d’énergie impulsées par les pouvoirs publics et
des travaux de maîtrise de l’énergie réalisés par les ménages, il faut noter
que le chauffage représente encore aujourd'hui plus des 2/3 (Tableau 1 et
Tableau 2) de la consommation d'énergie et la majeure partie des émis-
sions de CO2 en raison du contenu élevé en carbone des combustibles
fossiles et de l'électricité utilisée lors des périodes très froides.
Tableau 2: Répartition des résidences principales par usage (MI : maisons in-
dividuelles, IC : immeubles collectifs)
Chauffage ECS Cuisson Electricité
spécifique
MI 200,3 28,4 19,1 37,3
IC 117 18,8 10,1 21,1
Total 317,3 47,3 29,2 58,3
% 70.2 10.5 6.5 12.8
L’action essentielle liée à la réduction des consommations éner-
gétiques du parc existant doit être accompagnée d’une prise en considéra-
tion de différentes exigences :
a. les exigences de confort d’été : la réhabilitation doit se
faire selon une approche globale du bâtiment, intégrant no-
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matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 26
tamment son comportement d’hiver et son comportement
d’été ;
b. les exigences économiques liées à des réhabilitations qui
pourraient être lourdes, peu rentables voire inadaptées au
bâti ancien ;
c. les exigences du développement durable directement asso-
ciées à la pérennité du patrimoine bâti : des réaménage-
ments brutaux ou inadaptés peuvent entrainer une perte de
qualités intrinsèques, voire des pathologies ou une réduc-
tion de la durée de vie de ces constructions.
Ainsi, des caractéristiques constructives sont spécifiques au bâti ancien :
d. organisation intérieure des pièces selon leur destination et
leur orientation avec des espaces tampons selon les types
d’activités, des ouvertures dimensionnées selon les besoins
spécifiques en matière de renouvellement d’air et de venti-
lation hygiénique du logement;
e. des plans de logements généralement traversants ;
f. des hauteurs sous-plafond relativement importantes ;
g. des structures lourdes avec une forte inertie thermique ;
h. parois hétérogènes avec des matériaux sensibles à
l’humidité ;
Si les façades des bâtiments anciens ne peuvent pas être isolées
aussi facilement que les façades des bâtiments récents, il apparaît que les
spécificités des structures et des volumes intérieurs des bâtiments anciens
offrent des opportunités en matière de rénovation thermique.
Les différents travaux déjà réalisés par le DGCB ces dernières
années avec l’Agence Internationale de l’Energie pour la rénovation
énergétique des bâtiments d’Etats dans le cadre de l’annexe 46 (Cantin &
Guarracino, 2006) ont montré qu’il est primordial de trouver des solu-
tions innovantes adaptées au bâtiment ancien et qui ne consistent pas à
simplement isoler. Les Etats doivent faire preuve aujourd’hui
d’exemplarité avec des projets de rénovation énergétique ambitieux pour
faire évoluer les pratiques applicables dans leurs pays.
La recherche de nouvelles solutions à intégrer au processus de
rénovation énergétique étant une étape essentielle à l’atteinte des objec-
tifs nationaux et internationaux, une rupture technologique pour le bât i-
ment comme les matériaux à changement de phase pourraient contribuer
à des réhabilitations très performantes qui diminueront la facture énergé-
tique tout en garantissant le confort de l’usager aussi bien en hiver (ou du
moins en mi-saison par la valorisation des périodes favorables à la récu-
pération d’énergie gratuite) qu’en été. De plus, l’emploi de telles tech-
niques innovantes permettra une revalorisation du bâti existant.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 27
1.2 Problématique
Toutes les possibilités disponibles dans l'environnement local du bâti-
ment doivent être exploitées pour réduire le recours à des énergies fos-
siles. Mais dans tous les cas les aspects ventilation et de confort d'été res-
tent des exigences essentielles.
Il est en effet possible d’améliorer la performance énergétique
des bâtiments en jouant sur les variations temporelles des énergies gra-
tuites et le stockage de ces énergies dans un dispositif adapté et bien géré.
Cela revient à une amélioration de la régulation thermique du bâtiment,
celui-ci ayant souffert au fil des années des pratiques architecturales pri-
vilégiant les parois légères et trop isolantes : ces pratiques conduisent à
des amplitudes de températures incompatibles avec le confort des usagers
et nécessitent la mise en fonctionnement intempestif à la fois du chauf-
fage et de la climatisation. L’idée centrale est donc de doter le bâtiment
existant d’une meilleure capacité d’autorégulation thermique sans pour
autant alourdir sa structure ou nuire à la surface utilisable du bâtiment.
Le renforcement de l’isolation peut conduire à des surchauffes
des locaux dès que l’on a des charges internes (cas des bâtiments ter-
tiaires par exemple).Une solution, déjà envisagée au niveau des parois de
bâtiments de faible inertie, consiste à implanter des MCP (Matériaux à
Changement de Phase) que l’on peut qualifier de « thermiquement actifs
». Les résultats prometteurs sont issus du projet : PREBAT 2005
« IMCPBAT » (Virgone, et al., 2010). Les économies d’énergie poten-
tielles démontrées peuvent atteindre 10% sur le chauffage et 30% sur la
climatisation.
Ces résultats, obtenus avec des matériaux placés derrière le pa-
rement intérieur, sans aucune activation particulière, incitent à continuer
sur la voie de l’intégration, en tirant parti des enseignements qui en ont
découlé : agir sur le choix et la nature des MCP à mettre en œuvre, aug-
menter leur efficacité à l’aide d’une ventilation forcée qui améliore la ré-
génération et réduit les problèmes d’hystérésis.
Cela a conduit à imaginer une configuration consistant à faire
passer l’air de ventilation par un stock de matériaux à changement de
phase placés dans un sous-plafond et qui sera régénéré pendant la nuit.
La problématique va consister à analyser les performances de
l’intégration de MCP comme solution pour les bâtiments à réhabiliter.
Peut-on les utiliser pour les intégrer dans les bâtiments existants ayant
une grande hauteur sous plafond? Quel potentiel ont les MCP pour ré-
pondre aux besoins en rafraichissement de différents climats estivaux
Français en plus de mieux appréhender les transferts thermiques entre
fluide circulant et MCP ?
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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1.3 Climats Français et utilisation de MCP
Les fichiers météo Meteonorm de 4 villes Françaises, Trappes, Nice,
Lyon et Carpentras sont analysés pour examiner dans quelles conditions
les matériaux à changement de phase seront sollicités. Les variables étu-
diées sont l’amplitude quotidienne de variation de la température de l’air
et la température moyenne quotidienne de l’air. Celles-ci sont impor-
tantes pour pouvoir cibler les températures de fusion compatibles pour les
MCP ainsi que pour évaluer les différences de températures entre les
jours et les nuits. Cette amplitude de variation de température quoti-
dienne doit être la plus importante possible pour permettre les cycles de
liquéfaction / solidification du MCP.
L’hiver et l’été sont observés à la lumière de ces variables. La
Figure 2 et la Figure 3 rendent compte des statistiques sur la période Juin,
Juillet, Aout, Septembre. La Figure 4 et la Figure 5 donnent ces statis-
tiques sur la période Décembre, Janvier, Février, Mars.
1.3.1 Période estivale
Figure 2: Statistiques sur l'amplitude des variations de température quoti-
dienne sur 4 mois d'été (122 jours) de Juin à Septembre inclus
Sur la période estivale, Carpentras est le climat le plus chaud,
suivi de près par Nice avec des moyennes quotidiennes de température
d’air comprises entre 15°C et 26°C. Pour Nice il y a 56 jours avec une
2 4 6 8 10 12 14 16 180
20
40
60
80
100
120
140
Amplitude quotidienne de la température deltaT(°C)
No
mb
re d
e jo
ur
où
de
lta
T >
=
Lyon
Nice
Trappes
Carpentras
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 29
température moyenne supérieure ou égale à 22°C et pour Carpentras 62
jours, ce qui correspond respectivement à 46% et 51% des jours de la pé-
riode. A Carpentras, il y a 16 jours avec une température moyenne supé-
rieure ou égale à 25°C soit 13% de la période. Pour Nice c’est 5 jours soit
4% de la période. Le climat de Lyon comprend des températures
moyennes quotidiennes comprises entre 11°C et 26°C avec 27 jours où
cette moyenne est supérieure ou égale à 22°C (22% des jours). Enfin le
climat de Trappes est le plus frais avec des moyennes quotidiennes com-
prises entre 11°C et 25°C mais seulement 8 jours où cette moyenne est
supérieure ou égale à 22°C (6,6% des jours).
Ces informations permettent de cibler des températures de fusion
comprises entre 21°C et 25°C, dans le haut de la fourchette pour Carpen-
tras et dans le bas pour Trappes. Avec le climat de Nice, la régénération
du MCP ne sera pas acquise puisque la température d’air la nuit est moins
fraiche que pour un climat plus continental.
Figure 3: Statistiques sur les températures moyennes quotidiennes sur 4 mois
d'été (122 jours) de Juin à Septembre inclus
Concernant les amplitudes des variations quotidiennes de tempé-
ratures, Carpentras est le climat où elles sont les plus marquées, suivi par
Lyon. 70 jours sur 122, cette amplitude est supérieure ou égale à 10°C à
Carpentras. Pour Lyon c’est 60 jours sur 122. 108 jours sur 122, elle est
supérieure ou égale à 8°C à Carpentras et c’est 95 jours sur 122 pour
10 15 20 25 300
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
Température moyenne quotidienne (°C)
No
mb
re d
e jo
urs
(su
r 1
22
)
Lyon
Nice
Trappes
Carpentras
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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Lyon. A Trappes, ces amplitudes peuvent être plus importantes pour cer-
tains jours, jusqu’à 13°C 20 jours sur l’été mais aussi plus faibles sur
d’autres jours : 22 jours où l’amplitude est inférieure ou égale à 6°C.
Pour le climat de Nice, l’influence de la mer sans doute, fait que les va-
riations quotidiennes de températures sont plus faibles. Les amplitudes de
ces variations sont supérieures ou égale à 8°C seulement 41 jours sur 122
et comme à Trappes, sont inférieures ou égales à 6°C 20 jours.
1.3.2 Période hivernale
Figure 4: Statistiques sur l'amplitude des variations de température quoti-
dienne sur 4 mois d'hiver (122 jours) de Décembre à Mars inclus
Sur la période hivernale, Nice est clairement un climat plus clé-
ment en termes de moyennes de température quotidienne. Elles vont de
3°C à 13°C avec 46% des jours où cette moyenne est supérieure ou égale
à 10°C. Vient ensuite Carpentras avec des moyennes quotidiennes de
température comprises entre –2°C et 14°C avec une médiane à 6°C. Lyon
et Trappes sont quasiment au même niveau. Les moyennes vont de –7°C
à 13°C pour Lyon et de –5°C à 11°C pour Trappes. Les médianes sont
respectivement à 2,5°C et 4,5°C.
Au sujet des variations de températures jours / nuits, globalement
celle-ci sont plus faibles qu’en été. C’est toujours Carpentras qui donne
2 4 6 8 10 12 14 160
20
40
60
80
100
120
140
Amplitude quotidienne de la température deltaT(°C)
No
mb
re d
e jo
ur
où
de
lta
T >
=
Lyon
Nice
Trappes
Carpentras
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 31
les plus fortes amplitudes avec plus de 10°C 50% des jours de la période.
Pour les autres, les valeurs sont moins grandes, avec des amplitudes su-
périeures ou égales à 8°C 50% des jours pour Nice, supérieures ou égales
à 7°C 50% du temps pour Lyon et supérieures ou égales à 6,5°C 50% du
temps pour Trappes. A Carpentras, les amplitudes sont inférieures ou
égales à 7°C 24% des jours. A Nice, elles sont inférieures ou égales à
6°C 25% des jours. A Lyon, elles sont inférieures ou égales à 5°C 27%
des jours. Et à Trappes, elles sont inférieures ou égales à 5°C 33% des
jours.
Figure 5: Statistiques sur les températures moyennes quotidiennes sur 4 mois
d'hiver (122 jours) de Décembre à Mars inclus
Pour traiter l’hiver, les plages de température de fusion pour les
MCP à considérer sont donc bien différentes de celles qui concernent
l’été. Les faibles amplitudes des variations journalières de températures
ne sont pas favorables à l’usage de matériaux à changement de phase
couplés à l’air extérieur sur des cycles quotidiens.
-10 -5 0 5 10 150
5
10
15
20
25
Température moyenne quotidienne (°C)
No
mb
re d
e jo
urs
(su
r 1
22
)
Lyon
Nice
Trappes
Carpentras
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Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 32
1.4 Repères historiques pour l’utilisation de la
chaleur latente
L’histoire des MCP est assez ancienne, puisqu’il apparaît que la glace
était déjà utilisée au Moyen Âge, aux alentours des années 1200, comme
stockage d’énergie thermique en Iran pour refroidir les aliments. La glace
était prélevée des lacs ou rivières gelées en hiver, et la fonte était limitée
par des dispositifs d’isolation à base de sciures de bois et/ou de paille. De
nos jours, l’utilisation de la glace pour refroidir les bâtiments est la seule
application véritablement diffusée du stockage d’énergie thermique par
chaleur latente.
Le développement des MCP est quant à lui plus récent puisqu’il
a fallu attendre l’année 1949 pour que Maria Telkes, ingénieur hongroise,
ne conçoive une maison solaire à Boston, aux Etats Unis, dans laquelle
un système de chauffage utilisant les MCP soit intégré. Parmi les pre-
mières installations réalisées à base de MCP, 3 containers en acier de 21
tonnes (au total) de sulfate de sodium décahydraté (ou sel de Glauber) ont
été utilisés pour chauffer une zone de 135 m2 de plancher. Le système tel
qu’il était conçu, permettait de stocker l’équivalent de 12 jours de chau f-
fage et a relativement bien fonctionné durant 2 saisons de chauffage. En-
suite, le fonctionnement a été altéré à cause de la ségrégation et de la
déshydratation du sel. A la suite de ces constats, Maria Telkes ainsi que
nombreux chercheurs ont orienté leurs recherches sur l’encapsulation et
la stabilisation des MCP.
En parallèle, à partir du milieu des années 1940, les industries
alimentaires ont commencé à comprendre l’intérêt des MCP pour la con-
servation de la nourriture pendant le transport et le stockage. Pour cette
application des MCP ont été encapsulés dans du métal. Les héritiers di-
rects de cette technologie sont les accumulateurs de froid que chacun a
déjà placé dans sa glacière comme ceux présentés sur la Figure 6. Ces ac-
cumulateurs sont composés d’un gel eutectique, c'est-à-dire un mélange
de 2 corps purs capables de changer d’état, protégé par une enveloppe r i-
gide en polyéthylène.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 33
Figure 6: Accumulateurs de froid à base de gel eutectique
Des blocs de chaleur à usage thérapeutique ont été également
commercialisés à la même période, et des produits similaires sont tou-
jours utilisés actuellement pour conserver la chaleur des pizzas pendant
la livraison par exemple.
Au milieu des années 1950, les MCP ont été utilisés avec succès
pour stocker l’électricité aux heures de pointe, comme par exemple par
Philadelphia Electric Company. Aussi des accumulateurs de froids cons-
titués de sels à basse température de fusion (sulfates de magnésium, de
sodium, de potassium, et/ ou chlorures de sodium, d’ammonium, de ca l-
cium et de magnésium) ont servi à stocker les produits pharmaceutiques
et les denrées médicales périssables telles que le sang par exemple. Des
dérivés de ces produits sont toujours en cours d’utilisation.
Au cours des années 1960, ce sont les applications pour réchauffer et re-
froidir le corps humain qui ont vu le jour comme une combinaison de
plongée chauffante. Cette application est également toujours utilisée avec
notamment des gammes de vêtements, dont les fibres conçues par la so-
ciété américaine Outlast Technologies, initialement pour protéger les as-
tronautes de la NASA des variations extrêmes de températures de
l’espace, sont constituées de microbilles encapsulées à l’intérieur des-
quelles se trouve un MCP comme indiqué sur la Figure 7.
Lors de la mission d’Apollo 15 en 1971, la NASA a déjà utilisé
les MCP pour refroidir les équipements électriques de la navette.
A fur et à mesure que les préoccupations envers
l’approvisionnement en énergie grandissaient, les programmes de re-
cherche s’orientaient, d’une manière générale, vers le développement du-
rable et dans une moindre mesure vers les MCP. Aussi les crises énergé-
tiques des années 70 ont eu pour effet de recentrer les domaines de
recherche sur le stockage d’énergie thermique.
Depuis, différents programmes de recherche ont été menés dans
différents pays, que ce soit de la part de laboratoires privés ou universi-
taires, et une base de données importante sur les MCP a été constituée.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 34
Figure 7: Schéma de fonctionnement des thermocules PCM OUTLAST®
1.5 Conclusion
La recherche de solutions innovantes pour la rénovation thermique de bâ-
timent existant est un enjeu fort en cette période de prise de conscience
de la nécessité d’économiser l’énergie et de limiter au maximum les re-
jets de gaz à effet de serre dans l’atmosphère. L’introduction de MCP
dans le bâtiment comme organe de stockage thermique pour bénéficier
d’un grand potentiel inertiel est une piste à fort potentiel lorsque les con-
ditions climatiques, les besoins et les caractéristiques du matériau sont en
adéquation. Des climats tels ceux de Carpentras où Lyon pour la période
estivale où il y a un besoin en rafraichissement peuvent être intéressants
pour cette méthode.
L’idée d’utiliser les MCP dans le bâtiment n’est pas neuve et la
partie suivante dresse un bilan de l’état de l’art dans ce doma ine.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 35
2
Etat de l’art sur les matériaux à
changement de phase et les sys-tèmes associés
2.1 Introduction
2.2 Eléments sur les MCP en général
2.2.1 Le stockage d’énergie thermique
2.2.1.1 Le changement de phase d’un point de vue énergétique
2.2.1.1.1 Changement de phase d’un corps pur idéal
2.2.1.1.2 Changement de phase d’un corps pur réel
2.2.1.2 Potentiel de stockage par chaleur latente et sensible
2.2.2 Matériaux utilisables pour le stockage d’énergie par chaleur
latente
2.2.2.1 Les paraffines comme MCP
2.2.2.2 Les non-paraffines comme MCP
2.2.2.2.1 Les Acides gras
2.2.2.2.2 Les sels hydratés
2.2.2.2.3 Les eutectiques
2.2.3 Le conditionnement des MCP
2.2.4 Conclusion sur les MCP utilisables dans le bâtiment
2.3 Les systèmes intégrant des MCP dans la littérature
scientifique
2.3.1 Les MCP en situation passive en paroi
2.3.2 Les MCP en combinaison avec un système énergétique, solaire ou
autre
2.3.3 Rafraichissement d’air à l’aide de MCP
2.4 Etat de l’art sur la modélisation et l’expérimentation de
MCP dans le bâtiment
2.5 Conclusion
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
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2 Etat de l’art sur les matériaux à changement de phase et les systèmes associés
2.1 Introduction
Le stockage d’énergie thermique par chaleur latente intéresse la commu-
nauté scientifique depuis plusieurs décennies. Les utilisations et les déve-
loppements sont multiples et dans plusieurs domaines. Les matériaux à
changement de phase (MCP) sont un vecteur prometteur pour le stockage
de chaleur dans les matériaux puisqu’ils permettent le stockage par cha-
leur sensible et par chaleur latente. Un livre sur le sujet a été écrit par
Mehling et Cabeza (Mehling & Cabeza, 2008). Il permet de bien cerner
cette technologie.
L’état de l’art sur les matériaux à changement de phase et leurs
utilisations en bâtiments est décliné en trois parties. Premièrement, une
présentation des matériaux qui composent le groupe dit de MCP ainsi que
ceux qui retiennent l’attention pour le domaine du bâtiment. Ensuite des
applications directes ou en système utilisant les MCP pour le bâtiment
sont présentées. Puis une revue de travaux scientifiques publiés sur
l’intégration de matériaux à changement de phase dans le bâtiment en
termes de modélisation et d’expérimentation est réalisée.
2.2 Eléments sur les MCP en général
2.2.1 Le stockage d’énergie thermique
Stocker l’énergie thermique présente de nombreux avantages. Notamment
de pouvoir palier à l’inadéquation entre la disponibilité de l’énergie e t la
demande. Tout matériau stocke de l’énergie thermique via l’augmentation
de la température environnante. Ce stockage peut être de nature sensible
ou de nature latente. Dans le bâtiment, le stockage d’énergie dans des
MCP permet de mettre à profit le comportement énergétique des maté-
riaux lors du changement d’état solide à liquide et inversement de liquide
à solide. Les autres changements d’état présentent d’autres intérêts moins
compatibles avec le cadre de l’habitat et du bâtiment. La revue bibliogra-
phique de Felix Regin propose plus d’informations sur les différents
changements de phase solide, liquide, gaz (Felix Regin, Solanki, & Saini,
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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Heat transfer characteristics of thermal energy storage system using PCM
capsules: a review, 2008).
La chaleur latente représente la grande quantité de chaleur déga-
gée lors de la solidification d’un matériau et à l’inverse la même quantité
d’énergie absorbée lors de la fusion du matériau.
2.2.1.1 Le changement de phase d’un point de vue
énergétique
2.2.1.1.1 Changement de phase d’un corps pur idéal
Une phase d’un corps pur est définie comme : « une zone dans l’espace
des paramètres thermodynamiques (T, P, V) d’un système composé uni-
quement d’un corps pur, dans lequel l’énergie libre est une fonction ana-
lytique ». Pour un volume V d’un corps pur, le diagramme des phases re-
présente l’espace occupé par chacune des phases dans le plan d’abscisse
la température et d’ordonnée la Pression. Les trois états les plus répandus
pour la matière sont solide, liquide et gazeux. Ces états sont directement
associés aux phases du diagramme des phases. Les frontières entre les
différentes phases représentent les changements d’état, solidification
pour le passage de l’état liquide à l’état solide, fusion pour le passage de
l’état solide à l’état liquide, voir la Figure 8 pour tous les changements
d’états.
Figure 8: Nomenclature des changements d’état
La pression peut être considérée comme constante durant le pro-
cessus de transformation pour les mises en œuvre de matériaux qui nous
intéressent. Il s’agit soit de la pression atmosphérique soit de la pression
dans le système pour les cas d’intégration de MCP dans des systèmes ac-
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tifs. La Figure 9 représente un changement d’état à une pression donnée
pour un passage de l’état solide à l’état liquide repéré sur le diagramme
des phases. L’évolution de la température du système se traduit par un
déplacement sur la ligne bleue horizontale. Cette ligne coupe la frontière
liquide / solide donc lorsque la température du système atteint ce point
sur la frontière, il y a changement de phase et la température est appelée
température de fusion.
Figure 9: Transformation représentée dans le diagramme des phases
D’un point du vue dynamique, le passage d’un équilibre thermo-
dynamique à un autre, pour une perturbation à l’instant t va s’achever à
t+∆t. Soit un échelon de température ∆T imposé à un corps pur idéal de
masse m. Cet échelon permet la solidification du matériau. Le passage de
l’état thermodynamique initial stable à l’état thermodynamique final
stable se fait en trois étapes comme décrites sur la Figure 10. Première-
ment, il y a le refroidissement du liquide où le corps pur libère de la cha-
leur sensible pour abaisser sa température de manière à revenir à
l’équilibre. Cette étape s’achève lorsque la température de fusion est at-
teinte. Ensuite, c’est le changement de phase à température constante
égale à la température de fusion. La chaleur latente est dégagée. Cette
étape s’achève quand tout le corps pur est en phase solide. Troisième
étape, le corps pur à l’état solide se refroidit en libérant de la chaleur sen-
sible pour atteindre la température finale d’équilibre T2.
L’énergie totale libérée pendant cette transformation avec le pas-
sage de T1 à T2 vaut :
1ère
étape :
(1)
2ème
étape :
(2)
3ème
étape :
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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(3)
Avec cpl la capacité calorifique massique du liquide, cps la capa-
cité calorifique massique du solide et Lf la chaleur latente de fusion.
L’aire sous la courbe de flux représente cette énergie échangée.
Figure 10: Réponse en température et en flux d’un corps pur idéal lors d’une
solidification (source : (David, 2010))
2.2.1.1.2 Changement de phase d’un corps pur réel
Figure 11:Solidification d'un corps réel (source: (David, 2010))
Dans le cas précédent d’un corps pur idéal le changement de phase a lieu
à température constante. Dans le cas d’un corps pur réel et encore plus
pour des mélanges, le changement de phase a lieu sur une plage de tem-
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matique
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pérature plus ou moins étroite suivant les cas. La Figure 11 montre cette
plage de température dans la deuxième étape.
Un autre phénomène peut également apparaitre lors de change-
ment de phase de corps réels, il s’agit du phénomène de surfusion. La so-
lidification d’un matériau est amorcée par la formation de petits cristaux,
les nucléis qui s’étendent pour former la phase solide. Le taux de nucléa-
tion d’un matériau est sa capacité à former des nucléis lorsque sa tempé-
rature descend sous sa température de fusion. Si ce taux de nucléation est
trop bas, alors la température du matériau peut descendre sous la tempé-
rature de fusion sans que la phase liquide devienne solide. Alors la solid i-
fication s’amorce un peu plus tard dès que le nombre de nucléis formé est
suffisant et subitement la température interne du matériau remonte à la
température de fusion.
2.2.1.2 Potentiel de stockage par chaleur latente et
sensible
Le principal intérêt de la chaleur latente par rapport à la chaleur sensible
est la plus grande quantité d’énergie stockable dans le même volume de
matière. Pour la même variation de température englobant la plage de fu-
sion / solidification du MCP, la chaleur latente permet de stocker jusqu’à
15 fois plus d’énergie que la chaleur sensible qu’un matériau type ma-
çonnerie avec un MCP pur performant.
Tableau 3: Quelques matériaux pour le stockage par chaleur sensible
Matière Gamme de tem-
pérature (°C)
Densité (kg/m3) Capacité ther-
mique massique
(J/(kg.K))
Pierres communes 20 2560 879
Briques 20 1600 840
Béton 20 1900-2300 880
Eau 0-100 1000 4190
Caloriea HT 43 12-260 867 2200
Huile de moteur Jusqu’à 160 888 1880
Ethanol Jusqu’à 78 790 2400
La quantité d’énergie stockée par chaleur sensible dépend de la
masse de matériau, de sa capacité thermique massique et du différentiel
de température. Le Tableau 3 donne des valeurs pour la capacité de stoc-
kage par chaleur sensible pour quelques matériaux sélectionnés. Les va-
leurs sont issues de la revue de Sharma sur le stockage d’énergie ther-
mique (Sharma, Tyagi, Chen, & Buddhi, 2009). L’eau apparait comme le
meilleur medium liquide pour le stockage par chaleur sensible vu sa
haute capacité thermique massique et sa disponibilité. Pour des applica-
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 41
tions nécessitant un medium solide, la roche propose un couple Densité
Capacité thermique massique le plus intéressant. Si l’on considère un dif-
férentiel de 30°C, 1 m3 d’eau peut stocker 125700 kJ et 1 m
3 de roche
peut stocker 67507 kJ. Par comparaison, le MCP Energain® constitué
d’un mélange de paraffines micro-encapsulées avec un polymère et étudié
plus en détail dans le chapitre 2 permet de stocker sur ce différentiel de
30 C si celui-ci intègre la plage de fusion :
En chaleur sensible avec une densité de 900 kg/m3 et une capacité
thermique massique de 2430 J/(Kg.K) : 65610 kJ.
En chaleur latente (71 J/g) : 63900 kJ.
Soit un total de 129510 kJ pour ce différentiel de 30°C avec fusion
de la paraffine.
Sur ce différentiel de température de 30°C, le MCP permet de
stocker 2 fois plus de chaleur que la roche et autant de chaleur que l’eau
tout en s’affranchissant de la nature liquide du medium. Sur des différen-
tiels de température plus resserrés autour du pic de température de fusion,
le MCP se démarquera d’autant plus. Avec le MCP type utilisé au cha-
pitre 4, avec sa chaleur latente de fusion de 170 J/g, sa masse volumique
de 1000 kg/m3 et sa plage de fusion comprise entre 19°C et 24°C la com-
paraison avec l’eau et la roche donne les résultats suivants pour le diffé-
rentiel de 5°C entre 19°C et 24°C :
Energie emmagasinée par 1 m3 de roche : 11251 kJ.
Energie emmagasinée par 1 m3 d’eau : 20950 kJ.
Energie emmagasinée par 1 m3 de MCP : 15850 kJ en sensible,
170000 kJ en latent et 185850 kJ au total.
Soit 16 fois plus que la roche et 9 fois plus que l’eau liquide.
2.2.2 Matériaux utilisables pour le stockage d’énergie par
chaleur latente
Dès 1983, Abhat a établi une classification des substances utilisables
pour le stockage par chaleur latente (Abhat, 1983). Cabeza a publié une
revue spécialement sur les matériaux à changement de phase utilisés dans
le bâtiment (Cabeza, Castell, Barreneche, De Gracia, & Fernandez,
2011). La Figure 12 est une classification des substances utilisées pour le
stockage d’énergie. Dans le cadre du stockage par chaleur latente pour un
système associé au bâtiment, sont retenus :
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 42
Les matériaux organiques, notamment paraffines (CnH2n+2) et
Acides gras (CH3(CH2)2nCOOH).
Les matériaux inorganiques : notamment sels hydratés (MnH2O).
Les mélanges eutectiques de corps organiques et/ou inorganiques.
Figure 12: Classification des substances pour le stockage d’énergie (traduit de
(Cabeza, Castell, Barreneche, De Gracia, & Fernandez, 2011))
Sharma précise les différentes propriétés que devraient avoir les
MCP utilisés dans les systèmes de stockage d’énergie (Sharma, Tyagi,
Chen, & Buddhi, 2009). Il s’agit de propriétés thermophysiques, ciné-
tiques et chimiques.
Les propriétés thermiques recherchées couvrent :
Une plage ou une température de changement de phase
adaptée.
La chaleur latente volumique doit être la plus grande pos-
sible.
La conductivité thermique doit être suffisante pour assurer
les transferts de chaleur dans le matériau.
Les propriétés physiques recherchées sont :
Une grande densité.
Une dilatation volumique raisonnable pour limiter les pro-
blèmes de conditionnement.
Les propriétés cinétiques recherchées sont :
Pas d’effet de surfusion.
Un taux de cristallisation suffisant.
Les propriétés chimiques recherchées regroupent :
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
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Une stabilité chimique à long terme
Pas de toxicité.
Une résistance au feu suffisante pour les normes en vigueur
dans la construction.
Les prix pratiqués pour les MCP disponibles sur le marché va-
rient de 0,5 à 10 € le kg (Cabeza, Castell, Barreneche, De Gracia, &
Fernandez, 2011).
2.2.2.1 Les paraffines comme MCP
Les paraffines sont une famille d’hydrocarbonés saturés. Au-delà de
C15H32 elles sont solides sous formes de cires. Globalement, plus la
chaîne carbonée est longue plus la température de fusion est élevée et
plus la chaleur latente est grande (Hiran, Suwondo, & Mansoori, 1994).
La plupart des paraffines commerciales sont obtenues par distillation à
base de pétrole et ne sont pas pures mais des mélanges de plusieurs hy-
drocarbures. Le Tableau 4 indique les propriétés de paraffines pures
usuelles.
Tableau 4: Points de fusion et chaleur latente pour quelques paraffines pures,
solides sous forme de cires ((Abhat, 1983)et (Younsi, 2008))
Nom Point de fusion
(°C) Densité (kg/m
3)
Chaleur latente
(J/g)
C16H34 18,2 774 238
C17H34 22 778 215
C18H34 28,2 814S-775
L 245
C19H34 31,9 912S-769
L 222
C20H34 37 n.a. 247
C21H34 41 n.a. 215
C22H34 44 n.a. 249 L : Liquide ; S : Solide ; n.a. : pas de donnée
Sharma synthétise les avantages et inconvénients des paraffines
pour leur usage comme MCP (Sharma & Sagara, 2005).
Les avantages sont la grande stabilité chimique des paraffines ;
elles n’ont pas tendance à la ségrégation des phases donc permettent de
grands nombres de cycles fusion/solidification consécutifs. La chaleur la-
tente de fusion / solidification est grande. Il n’y a quasiment pas de sur-
fusion avec les paraffines et les agents de nucléation ne sont pas néces-
saires. De plus les paraffines ne sont pas toxiques et 100% recyclables.
Les inconvénients sont l’origine pétrolière des paraffines com-
merciales ; ainsi que le fait que la conductivité thermique à l’état solide
soit assez faible. Le volume occupé par la paraffine peut varier significa-
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 44
tivement avec le changement d’état. Contrairement aux sels hydratés la
zone de température de changement de phase est assez étalée sur plu-
sieurs degrés, le pic est plus large et moins élevé. Enfin les paraffines
sont inflammables donc elles doivent être conditionnées en conséquence
pour l’usage en bâtiment.
2.2.2.2 Les non-paraffines comme MCP
Des esters, acides gras ; alcools et glycols peuvent être utilisés comme
medium organiques de stockage thermique par chaleur latente. Ces maté-
riaux doivent être conditionnés car ils sont inflammables et ne doivent
pas être exposés à des agents oxydants. Leurs caractéristiques sont assez
différentes d’une substance à l’autre contrairement aux paraffines. Le
Tableau 5 répertorie quelques unes de ces substances organiques utili-
sables comme MCP. Feldman a publié des travaux sur les MCP obtenus
avec l’estérification d’acide stéarique et palmitique pour des points de fu-
sion entre 17°C et 34°C et des chaleurs latentes entre 140 et 190 J/g
(Feldman, Banu, & Hawes, 1995).
Tableau 5: Chaleur latente et température de fusion de quelques substances or-
ganiques non-paraffines (traduit de (Sharma & Sagara, 2005))
Nom Point de fusion
(°C) Densité (kg/m
3)
Chaleur latente
(J/g)
Acide formique 7,8 1226,715C
247
Acide Acétique 16,7 105020C
187
Glycérine 17,9 126020C
198,7
Ethanolate de
chloride lithium 21 n.a. 188
Polyéthylène gly-
col 600 20-25 1100
20C 146
Acide D-Lactique 26 124920C
184
1-3 Methyl pen-
tacosane 29 n.a. 197
Camphenilone 39 n.a. 205
2.2.2.2.1 Les Acides gras
Les acides gras forment un ensemble avec des propriétés
proches. Ils ressemblent aux paraffines avec des variances dans les avan-
tages / inconvénients. Les voici :
Les avantages sont un pic de fusion souvent étroit et bien dé-
marqué sur une plage de température réduite et une stabilité dans les
cycles fusion / solidification (Sharma, Sharma, & Buddhi, 2002). La cha-
leur latente est assez grande sur les acides gras. Le Tableau 6 indique
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 45
quelques valeurs de points de fusion et de chaleurs latentes pour une sé-
lection d’acide gras.
Les inconvénients sont les mêmes que pour les paraffines avec
en plus une légère corrosivité et un coût deux à trois fois supérieur.
Tableau 6: Chaleur latente et température de fusion pour quelques acides gras
(traduit et extrait de (Sharma & Sagara, 2005))
Nom Point de fusion
(°C) Densité (kg/m
3)
Chaleur latente
(J/g)
Acide Oléique 13,5-16,3 86360C
n.a.
Isopropyle stéa-
rate 14-19 n.a. 140-142
Butyle stéarate 19 n.a. 140
Diméthyle saba-
cate 21 n.a. 120-135
Vinyle stéarate 27-29 n.a. 122
Méthyle palmi-
tate 29 n.a. 205
Acide Caprique 32 87845C
152,7
2.2.2.2.2 Les sels hydratés
La famille des sels hydratés constitue un réservoir à MCP avec les avan-
tages les plus nombreux mais aussi de gros inconvénients. Ces substances
sont constituées d’un sel et d’eau qui forment une matrice cristalline lors
de la solidification. Lors de la liquéfaction certains sels hydratés forment
un ensemble congruent mais pas tous, c’est un point délicat pour l’usage
de ces matériaux. Le Tableau 7 répertorie quelques uns des sels hydratés
indiqués dans la littérature.
Tableau 7: Points de fusion et chaleur latente d’une sélection de sels hydratés
(traduit et extrait de (Sharma & Sagara, 2005))
Nom Point de fusion
(°C) Densité (kg/m
3)
Chaleur latente
(J/g)
LiClO3.3H2O 8 n.a 253
NH4Cl.Na2SO4.10H2O 11 n.a 163
K2HO4.6H2O 14 n.a 108
NaCl.Na2SO4.10H2O 18 n.a 286
KF.4H2O 18 n.a 330
K2HO4.4H2O 18,5 144720C
231
Mn(NO3)2.6H2O 25 173820C
148
LiBO2.8H2O 25,7 n.a 289
FeBr3.6H2O 27 n.a 105
CaCl2.6H2O 29-30 180224C
170-192
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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Les avantages des sels hydratés sont un bilan d’énergie grise in-
téressant (De Gracia, et al., 2010) et des prix d’achat très bas par rapport
aux autres MCP. La plage de température correspondant au pic de fusion
est étroite et la chaleur latente volumique est très intéressante, plus éle-
vée que pour les MCP organiques. La conductivité thermique est aussi
plus grande que pour les autres MCP.
Les inconvénients sont une tendance à la surfusion, d’où la né-
cessité d’ajouter des agents de nucléation au produit et les problèmes de
corrosion notamment avec les métaux. Surtout la ségrégation des phases
liquide et solide après un certain nombre de cycles, dès les premiers pour
certains sels hydratés empêche le bon fonctionnement des cycles fusion /
solidification. Abhat a identifié une baisse de 73% de la chaleur latente
pour la fusion du Na2SO4.10H2O après 1000 cycles (Abhat, 1983). Le
problème peut être partiellement résolu avec l’ajout d’additif aux mé-
langes mais le résultat n’est pas entièrement satisfaisant (Lane, 1983).
2.2.2.2.3 Les eutectiques
Un eutectique est un mélange d’au minimum deux composants qui se so-
lidifient et se liquéfient de façon congruente. Ils forment un cristal mixte
des composants en version solide. Les composants restent mixés aussi
bien pendant la fusion que pendant la solidification et il n’y a pas de sé-
grégation des phases en général. Certains eutectiques peuvent faire of-
fices de MCP. Le Tableau 8 en répertorie une sélection dans la gamme de
température 4-30°C.
Tableau 8: Sélection d’eutectiques organiques et inorganiques (extrait et tra-
duit de (Sharma & Sagara, 2005))
Nom Composition (en
% respectifs)
Point de
fusion
(°C)
Chaleur
latente
(J/g) Na2SO4+NaCl+KCl+H2O 31+13+16+40 4 234
C5H5C6H5+(C6H5)2O 26,5+73,5 12 97,9
C14H28O2+C10H20O2 34+66 24 147,7
Ca(NO)3.4H2O+Mg(NO)3.6H2O 47+53 30 136
2.2.3 Le conditionnement des MCP
Les substances utilisées comme MCP doivent être conditionnées pour
être intégrées au bâtiment soit directement soit dans un système actif ou
passif. Il y a deux grandes façons de traiter cela : la macro-encapsulation
et la micro-encapsulation. Le MCP à l’état solide doit impérativement
rester en place. Souvent au moins un additif se trouve intégré au MCP
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 47
dans l’encapsulation pour améliorer une de ses caractéristiques ou palier
un défaut majeur, par exemple l’ajout de graphite permet d’augmenter la
conductivité thermique du medium.
La macroencapsulation est l’inclusion du MCP dans une « enve-
loppe » solide rigide ou non. Les flux thermiques transiteront à travers
cette enveloppe donc celle-ci ne doit pas présenter de forte résistance
thermique. En cas de MCP qui présente un changement de volume occupé
lors du processus de changement d’état, l’espace libre correspondant doit
être prévu dans l’enveloppe. La Figure 13 présente des exemples de ma-
cro-encapsulation.
Figure 13: Illustration de MCP macroencapsulés avec de l’aluminium, des cap-
sules rigides, des poches souples en polymère ou des sphères plastiques
(source : IEA ECES Annex 17 : Advanced Thermal Energy Storage Techniques)
La microencapsulation consiste à enfermer des particules sphé-
riques ou allongées de MCP dans un film polymérique moléculaire. Ces
particules peuvent ensuite être insérées dans une matrice compatible avec
le film pour former un composé homogène à l’échelle macro. La Figure
14 présente des illustrations de MCP microencapsulés. Sur la Figure 15,
le MCP est intégré à une matrice de polyéthylène à haute densité.
L’ensemble a l’avantage de contenir plus de 80% de Paraffines et d’avoir
une forme stable dans l’espace tant que la température de fusion du po-
lyéthylène n’est pas atteinte.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 48
Figure 14: Illustration de MCP micro-encapsulés (sources : en haut Rubi-
therm™, en bas Climator®)
Figure 15: MCP micro-encapsulé à forme stabilisé utilisé par Zhou (Zhou,
Yang, Wang, & Zhou, 2009) et (Zhou, Zhang, Wang, Lin, & Xiao, 2007)
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2.2.4 Conclusion sur les MCP utilisables dans le bâtiment
Les grandes familles de substances pouvant être exploitées dans le stoc-
kage d’énergie par chaleur latente ont été présentées avec leurs particula-
rités. Pour des informations plus détaillées sur le sujet, la littérature
scientifique comprend des références de travaux plus approfondis ou plus
exhaustifs. Notamment les revues bibliographiques de Cabeza (Cabeza,
Castell, Barreneche, De Gracia, & Fernandez, 2011), Sharma (Sharma &
Sagara, 2005) et Kuznik (Kuznik, David, Johannes, & Roux, 2011)
L’inflammabilité de certaines des substances, notamment orga-
niques doit faire l’objet d’attention particulière dans le conditionnement,
tout comme la corrosivité des sels hydratés.
Les chaleurs latentes volumiques importantes des meilleurs me-
diums utilisés comme MCP représentent un potentiel important pour le
stockage d’énergie dans le bâtiment et un moyen de les mettre en œuvre
est l’objet de ce travail de thèse.
2.3 Les systèmes intégrant des MCP dans la
littérature scientifique
2.3.1 Les MCP en situation passive en paroi
Les MCP dans le bâtiment peuvent être intégrés comme composant passif
dans les parois. Mathieu-Potevin a recherché la position optimale de la
couche de MCP dans une paroi multi-couche (Mathieu-Potvin &
Gosselin, 2009). Dès 1996, Hamdam a travaillé sur la modélisation du
stockage thermique par chaleur latente dans une plaque de MCP verticale
contre une paroi avec le calcul de l’interface liquide/solide dans le
matériau (Hamdam & Elwerr, 1996). Cette stratégie a fait l’objet de
nombreuses publications, celles-ci sont répertoriées par Kuznik (Kuznik,
David, Johannes, & Roux, 2011). Les conclusions de nombreuses études
sur ce procédé indiquent que l’activation des échanges thermiques entre
l’air et le MCP par convection forcée améliorerait les performances de
stockage/déstockage.
2.3.2 Les MCP en combinaison avec un système
énergétique, solaire ou autre
Pour un système de chauffage à l’énergie solaire, l’association à une ca-
pacité de stockage présente des avantages, notamment une utilisation
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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hors période d’ensoleillement. Un stockage à base de MCP pour son bon
ratio volume / énergie stockée a été étudié à plusieurs reprises par des
équipes de recherches. Pour plus de détails sur ces travaux, Tyagi a pu-
blié une revue bibliographique (Tyagi & Buddhi, 2007).
Le cas d’une utilisation solaire passive des MCP a été également
étudié à travers les murs trombes par exemple. Sur ce sujet, Younsi a
écrit une thèse de doctorat (Younsi, 2008).
L’utilisation de capsules en polymère contenant des MCP a fait
l’objet d’une revue bibliographique publiée par Felix Regin (Felix Regin,
Solanki, & Saini, Latent heat thermal energy storage using cylindrical
capsule: Numerical and experimental investigations, 2006). Des travaux
relatent l’utilisation de ces capsules dans des ballons d’eau chaude pour
en augmenter l’inertie thermique, dans des systèmes de plancher stockeur
à circulation de fluide, dans des systèmes d’échangeur à air tel que celui
utilisé par Arkar pour le rafraichissement d’une maison individuelle
(Arkar & Medved, Free cooling of a building using PCM heat storage
integrated into the ventilation system, 2007).ou bien dans des systèmes
de conservation de produits pharmaceutiques ou de nourritures.
2.3.3 Rafraichissement d’air à l’aide de MCP
Le rafraichissement d’air à l’aide de MCP est le domaine d’utilisation de
ces produits qui intéresse particulièrement ce travail de thèse. Quelques
équipes de recherche ont déjà travaillé sur le sujet. Au paragraphe précé-
dent, Arkar est cité. Il a utilisé des cylindres contenant des sphères plas-
tiques pleines de paraffines et l’air de ventilation était rafraichi en traver-
sant ces cylindres. La Figure 16 montre le dispositif.
Figure 16: Sphères contenants du MCP pour le rafraichissement d’air (Arkar,
Vidrih, & Medved, Efficiency of free cooling using latent heat storage
integrated into the ventilation system of a low energy building, 2007)
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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Une autre voie explorée est celle des échangeurs air/MCP sous
forme de plaque. Zalba a expérimenté des caissons contenant des plaques
de MCP et dans lesquelles l’air de ventilation est forcé pour être rafraichi
au contact des plaques. Le schéma du dispositif est montré Figure 17.
Figure 17: Echangeurs de Zalba (Zalba B. , Marin, Cabeza, & Mehling, 2004)
Un bâtiment de bureau des services du Grand Lyon a été cons-
truit en 2005 avec un système original de ventilation double flux et de
traitement d’air où l’air soufflé passe par le vide sanitaire du bâtiment.
Ce vide sanitaire procure une masse thermique importante à cause du sol .
En plus des râteliers contenants des plaques de MCP Energain® de la so-
ciété Dupont de Nemours sont placés dans l’axe de la prise d’air pour ob-
tenir de l’air à souffler toujours à température de confort, qui correspond
à la température de fusion du MCP, environ 21°C. Ce travail avec ce bâ-
timent a été publié (Borderon J. , Virgone, Cantin, & Kuznik, Full-scale
study of a building equipped with a multi-layer rack latent heat thermal
energy storage system, 2010) et (Borderon J. , Virgone, Cantin, &
Kuznik, 2011)
Koshentz propose un système de plafond élaboré, constitué d’un
composite MCP microencapsulé sur une matrice rigide de gypse pour
former des plaques. Ce volume est percé de tubes pour faire circuler un
fluide dans la masse du composé. Egalement des inserts en aluminium
sont intégrés pour intensifier les échanges conductifs à travers les pan-
neaux. La circulation de fluide « froid » doit permettre de solidifier le
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
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MCP. Avec ce panneau épais de 5 cm, Koshentz a mesuré un stockage de
290 Wh/m² après une charge de 8 à 40 W/m² (Koshentz & Lehmann,
2004).
Un prototype expérimental comportant des plaques de MCP ma-
cro-encapsulé de type sels hydratés et paraffines a été soumis à divers
échelons et rampes de température par Lazaro et son équipe (Lazaro,
Dolado, Marin, & Zalba, PCM-air heaet exchangers for free-cooling
applications in buildings: Experimental results of two real-scale
prototypes, 2009). Ces prototypes avaient auparavant été dimensionnés et
mis au point via une modélisation (Lazaro, Dolado, Marin, & Zalba,
PCM-air heat exchangers for free-cooling application in buildings:
Empirical model and application to design, 2009). Les conclusions de
cette étude sont :
Le sel hydraté a permis de stocker 30% d’énergie en plus que la
paraffine dans les mêmes conditions.
Après plusieurs essais, les performances du sel hydraté sont moins
bonnes et l’enveloppe commence à fuir et à être corrodée.
La faible conductivité thermique du MCP se révèle être une limite
pour des montées en puissance rapides.
Le débit d’air entre les plaques de MCP est le paramètre le plus
influent sur la puissance thermique absorbée ou libérée.
D’autres applications de système utilisant les MCP peuvent être
trouvées dans la revue bibliographique de Zalba sur le sujet (Zalba B. ,
Marin, Cabeza, & Mehling, 2003). Moreno a également mené des inves-
tigations par un modèle unidimensionnel sur deux types d’échangeurs
air/MCP, l’un comprenant le MCP en vrac et traversé par des tuyaux cy-
lindriques dans lesquels l’air circule et l’autre sous forme de plaques de
MCP macro-encapsulé avec des lames d’air de part et d’autre. A dimen-
sion équivalente, les performances dans deux configurations ont été jugés
très similaires (Moreno, Solé, Castell, & Cabeza, 2012).
2.4 Etat de l’art sur la modélisation et
l’expérimentation de MCP dans le bâtiment
Le tableau suivant répertorie des publications où des matériaux à Chan-
gement de phase sont traités soit numériquement soit expérimentalement
dans le cadre de leur intégration au bâtiment. Pour chaque article, le ou
les points d’intérêts majeurs sont indiqués.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 53
Tableau 9: Sélection de publications sur la modélisation et l’expérimentation
avec des systèmes à base de MCP pour le bâtiment
Références
biblio
Titre de
l’article
Modélisa-
tion numé-
rique
Expérimen-
tation
Système
avec MCP
Points
d’intérêts
pour notre
étude
(Banaszek, Domanski,
Rebow, & El-Sagier,
Numerical analysis of the
paraffin wax-air spiral
thermal energy storage
unit, 2000)
Oui, modèle
de conduc-
tion aux vo-
lumes finis
-
Echangeur
Air/MCP en
forme de
spirale
Calcul des
coefficients
de convec-
tion à
l’interface
air/MCP
(Banaszek, Domanski,
Rebow, & El-Sagier,
Experimental study of
solid-liquid phase change
in a spiral thermal energy
storage unit, 1999)
-
Oui, proto-
type échelle
1 avec banc
de test
Idem précé-
dent
Banc de test
avec régula-
tion d’air
instrumenté.
(Felix Regin, Solanki, &
Saini, Latent heat thermal
energy storage using
cylindrical capsule:
Numerical and
experimental
investigations, 2006)
Oui, mé-
thode en-
thalpique
pour le mo-
dèle de
changement
de phase
Oui, pour
validation
du modèle
Oui, cou-
plage MCP
en cap-
sule/chauffe
eau solaire
Calcul de la
proportion
li-
quide/solide
dans le
MCP à
chaque ité-
ration
(Gong & Mujumdar, 1996)
Enhancement of energy
charge-discharge rates in
composite slabs of differ-
ent PCM
Modèle de
transfert
thermique
par conduc-
tion aux dif-
férences fi-
nies 1D.
- -
Association
de 3 MCP
de tempéra-
tures de fu-
sion diffé-
rentes en
série.
(Groulx & Lacroix, 2007)
Study of the effect of con-
vection on close contact
melting of high Prandtl
number substances
Modèle de
conduction
unidimen-
sionnel avec
convection
dans la
phase li-
quide du
MCP
Montage
expérimen-
tal pour va-
lider le mo-
dèle. Cube
de MCP
chauffé sur
1 face par
une plaque
chaude
-
Mise en
évidence du
rôle de la
convection
au sein de la
phase li-
quide du
MCP par
rapport à un
modèle pu-
rement con-
ductif.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 54
Références
biblio
Titre de
l’article
Modélisa-
tion numé-
rique
Expérimen-
tation
Système
avec MCP
Points
d’intérêts
pour notre
étude
(Kuznik, Virgone, & Roux,
Energetic efficiency of
room wall containing PCM
wallboard: A full-scale
experimental investigation,
2008)
Modèle de
conduction
1D aux dif-
férences fi-
nies et par
capacité
thermique
massique
équivalente
Validation
du modèle
en chambre
d’essai ins-
trumentée
MCP en pa-
roi, « pas-
sif »
Détails du
calcul
d’erreur dû
à la mé-
thode de
modélisa-
tion et li-
mites de
celle-ci
(Kuznik, Virgone, & Noel,
2008) Optimization of a
phase change material
wallboard for building use
Logiciel
Codymur,
Transferts
thermiques
1D dans les
parois
-
MCP en pa-
roi, « pas-
sif »
Prise en
compte du
MCP par un
code de cal-
cul ther-
mique de
bâtiment.
Modèle de
la capacité
thermique
équivalente
pour le
MCP
(Halford & Boehm, 2007)
Modeling of peak load
shifting
Modèle
conductif
aux diffé-
rences fi-
nies 1D
avec diffé-
rentiation
des phases
solides et
liquides
-
MCP en pa-
roi « pas-
sif »
Hypothèse
de tempéra-
ture cons-
tante sur la
frontière li-
quide-solide
égale à la
température
de fusion
(Pasupathy & Velraj, 2008)
Effect of double layer
PCM in building roof for
year round thermal man-
agement
Modèle 1D,
méthode des
volumes fi-
nis impli-
cites
Oui, maison
test instru-
mentée en
climat In-
dien
Association
en série de
2 MCP de
tempéra-
tures de fu-
sion diffé-
rente en
plafond
Optimisa-
tion des
tempéra-
tures de fu-
sion des 2
MCP pour
une bonne
complémen-
tarité
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 55
Références
biblio
Titre de
l’article
Modélisa-
tion numé-
rique
Expérimen-
tation
Système
avec MCP
Points
d’intérêts
pour notre
étude
(Guiavarch, et al., 2008)
Intégration d’un modèle
simplifié de MCP dans une
plate forme d’aide à la
conception énergétique de
bâtiments
Modèle
simplifié de
MCP par
sources /
puits ther-
miques dans
une maille
de paroi
-
MCP en pa-
roi « pas-
sif »
Nœud de
MCP consi-
dérer
comme ma-
tériau clas-
sique avec
un
puit/source
thermique
en sus
(Castell, et al., 2008) Natu-
ral convection heat transfer
coefficients in PCM mod-
ules with external fins
-
Echange par
convection
naturelle
entre un
MCP et un
fluide (eau)
-
Etude de
l’impact de
l’ajout
d’ailettes
sur les
échanges
convectifs
MCP/fluide
(Kuznik & Virgone,
Evaluation of a multi-layer
rack latent heat thermal
energy storage system
coupled with a building
ventilation system, 2008)
Sous
TRNSYS
avec un
type “MCP”
spéciale-
ment déve-
loppé
-
Oui, bâti-
ment réel
avec rack de
MCP dans
le vide-
sanitaire et
ventilation
couplée
Couplage
stock de
MCP / ven-
tilation
double flux.
(Egolf & Manz, 1994)
Analysis of multidimen-
sional conduction phase
change via the enthalpy
model
Modèle ma-
thématique
multidimen-
sionnel de
conduction.
Théorie,
mise en
équation
- -
Mise en
équation du
changement
de phase par
modèle en-
thalpique
(Joulin, et al., 2011) Ex-
perimental and numerical
investigation of a phase
change material:
Thermal-energy storage
and release
Modèle
Fluent 2D et
modèle 1D
enthalpique
avec des
MCP consi-
dérés purs
Dispositif
de mesure
de flux et de
température
sur un bloc
de MCP
chauffé ou
refroidi de
part et
d’autre
-
Les modèles
numériques
ne corres-
pondent pas
aux résul-
tats expéri-
mentaux à
cause de la
surfusion
observée
pour la so-
lidification.
Pour la fu-
sion, cela
correspond
bien.
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 56
La plupart des modèles établis dans la littérature sont unidimen-
sionnels avec des transferts thermiques par conduction dans le sens prin-
cipal de propagation. Dans les travaux présentés dans ce Tableau 9, les
mesures expérimentales permettent de valider cette hypothèse dans le cas
de MCP disposé en paroi, murs ou plafond en mode dit passif avec des
sollicitations lentes en convection naturelle. Egalement, dans tous les
modèles présentés, la convection dans la phase liquide n’est pas prise en
compte. Groulx présente les limites de cette hypothèse sur de l’eau
(Groulx & Lacroix, 2007). Pour les MCP micro-encapsulés, la phase li-
quide étant « prisonnière » d’un réseau matriciel, le phénomène de con-
vection de phase liquide est plus complexe à appréhender et les conclu-
sions de Groulx ne s’appliquent pas. On peut légitimement penser que
dans ce cas les phénomènes de convection internes sont moindres.
Certains travaux font état de l’utilisation de plusieurs couches de
MCP de température de fusion différente assemblées en série. Les résul-
tats montrent que la première couche est la plus sollicitée et qu’avec la
conductivité thermique limitée de celle-ci, la seconde couche n’est pas
sollicitée à hauteur de son potentiel maximal de stockage.
Enfin du point de vue de la modélisation du changement de
phase, 2 méthodes sont utilisées. Il s’agit de la méthode dite de la capac i-
té thermique massique équivalente et de la méthode enthalpique. La pre-
mière consiste à modéliser la chaleur latente absorbée ou dégagée par le
changement de phase par une augmentation apparente de la capacité calo-
rifique massique du MCP. Le modèle intègre alors en entrée une courbe
de capacité thermique massique équivalente en fonction de la température
pour le MCP qui présente un maximum à la température de fusion. La
méthode enthalpique consiste à considérer comme variable du système
son enthalpie. La Figure 18 illustre la relation Enthalpie-Température
pour un MCP classique. L’enthalpie du MCP présente un saut lors du
changement de phase correspondant à la chaleur latente.
Figure 18: Courbe enthalpie/température d'un MCP classique
(source:(Koshentz & Lehmann, 2004))
Chapitre 1: Contexte, introduction sur les matériaux à changement de phase et problé-
matique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 57
2.5 Conclusion
Les Matériaux à Changement de Phase ont été un sujet d’étude depuis au
moins trois décennies et la littérature sur le sujet est riche. L’intérêt de
ces matériaux et du stockage par chaleur latente ne fait plus de doute
pour le secteur du bâtiment et le grand nombre de publications récentes
sur le sujet va dans ce sens. Les différentes substances faisant office de
MCP avec leurs caractéristiques et les moyens de les mettre en œuvre ont
été présentés dans cette section ainsi que les systèmes innovants analysés
dans la bibliographie. Dans le cadre de ces travaux, le rafraichissement
de l’air à l’aide d’un échangeur-stockeur à base de MCP retient toute
notre attention.
Les travaux publiés montrent que la modélisation du comporte-
ment thermique d’un tel système peut être réalisée avec une méthode dite
de capacité thermique équivalente pour le MCP, celle-ci étant bien adap-
tée au profil d’un matériau réel avec une plage de température de fusion
plutôt qu’un pic bien défini.
Enfin, la complexité des phénomènes de transfert thermique dans
les MCP et les nombreuses sources d’erreurs de leur modélisation inc i-
tent à travailler sur une expérimentation à l’échelle 1 sur un banc de test
au laboratoire en complément et en validation de la modélisation numé-
rique. Dans le prochain chapitre, un prototype d’échangeur air/MCP à
base de plaques de composé paraffine micro-encapsulé sera développé,
instrumenté et testé sur un banc d’étude dimensionné et réalisé spéciale-
ment dans cet objectif.
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 59
Chapitre 2
Montage expérimental pour un pro-
totype d’échangeur air/MCP
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 60
1
Prototype d’échangeur testé
1.1 Introduction
1.2 Le composé Energain® comme MCP
1.2.1 Présentation
1.2.2 Mesure de la masse volumique
1.2.3 Conductivité thermique
1.2.4 Capacité thermique massique équivalente
1.3 L’échangeur réalisé au laboratoire
1.3.1 Premiers choix sur la géométrie
1.3.2 Etude de la puissance échangée par ce type d’échangeur avec un
modèle simple
1.3.2.1 Modélisation
1.3.2.1.1 Echangeur modélisé comme un débit de fluide
dans un tuyau
1.3.2.1.2 Modélisation numérique du MCP
1.3.2.1.3 Coefficients de convection
1.3.2.2 Résultats
1.3.2.2.1 Impact de l’épaisseur des plaques de MCP
1.3.2.2.2 Impact de l’épaisseur des lames d’air entre
deux plaques de MCP
1.3.2.2.3 Impact du débit d’air sur la puissance de cl i-
matisation de l’échangeur
1.3.2.3 Conclusion
1.3.3 Prototype monté au laboratoire
1.4 L’instrumentation
1.4.1 Dispositif de mesure
1.4.2 Acquisition et traitement des données
1.4.3 Métrologie et étalonnage des sondes
1.4.3.1 Mesures de températures
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 61
1.4.3.1.1 Mesures par Thermocouples
1.4.3.1.2 Etalonnage des thermocouples
1.4.3.2 Mesures de flux thermiques
1.4.3.2.1 Caractéristiques des fluxmètres utilisés
1.4.3.2.2 Etalonnage des fluxmètres
1.5 Conclusion
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 62
1 Prototype d’échangeur testé
1.1 Introduction
Un prototype d’échangeur air/MCP a été réalisé au laboratoire avec plu-
sieurs plaques de matériaux Energain® que la société Dupont de Ne-
mours a fournies. Le choix de ce matériau a été principalement guidé par
la température de fusion qui est bien adaptée à la problématique conduite
au cours de la thèse. Cet échangeur devra pouvoir être instrumenté pour
que le profil de l’air dans l’échangeur soit connu et qu’une investigation
sur le comportement du MCP soit possible. Le prototype sera placé dans
une veine d’air pour les phases de test en fonctionnement. Plusieurs
équipes de recherche ont déjà travaillé sur des prototypes d’échangeur à
base de MCP dans des conditions de géométries, de famille de MCP ou
de fluide porteurs variables comme présenté à la section 2.3 du chapitre I.
L’échangeur réalisé a été prédimensionné à l’aide d’un premier
modèle simple sur Matlab pour obtenir une idée des performances de
stockage / déstockage du MCP dans plusieurs configurations.
1.2 Le composé Energain® comme MCP
1.2.1 Présentation
Le composé Energain® est un mélange ternaire de paraffines à 60% mi-
cro-encapsulées dans un polymère à base d’éthylène. Le mélange de pa-
raffines permet d’obtenir un changement de phase autour de 21°C.
Comme le matériau n’est pas pur, ce changement de phase s’étale sur une
plage de température et il n’est plus possible de parler d’une température
de fusion. Le produit se présente comme des plaques de 1,20 m par 1,20
m avec une épaisseur de 5 mm. Chaque face est recouverte d’une feuille
d’aluminium pour des raisons de tenue au feu dans le cadre de la régle-
mentation pour une utilisation en bâtiment et dans une moindre mesure
pour limiter toute fuite de paraffine liquide. La Figure 19 est une photo-
graphie d’une plaque d’Energain vue sur la tranche.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 63
Figure 19: Photographie d'une plaque de MCP Energain (source : société Du-
Pont de Nemours)
L’avantage de ce type de matériau est que le polymère garantit
une forme pérenne des plaques et quasiment aucune fuite de paraffine l i-
quide. Une étude du vieillissement de ce MCP a été réalisée par le CSTB
(Virgone, et al., 2010) et les principaux résultats sont les suivants :
Les températures de changement d’état ne subissent pas
d’altération après 800 cycles.
La chaleur latente a diminué de 2% après 800 cycles.
La conductivité thermique est stable à 5% près après 1000 cycles.
La perte de masse observée sur des échantillons après 1000 cycles
est inférieure à 0,5%.
Les propriétés thermiques du matériau sont donc globalement pérennes
sur au moins 1000 cycles d’après cette étude.
Globalement, on pouvait retenir, d’après cette étude, les données
suivantes pour le matériau :
Masse volumique : 908 kg/m3 à 23°C.
Conductivité thermique : 0,2 W/(m.K) à 10°C et 0,18 W/(m.K) à
30°C.
Pics de changement de phase : en fusion 22,3°C, en solidification
17,9°C.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 64
Chaleur latente : 72 J/g entre 5°C et 30°C.
Les données thermophysiques qui avaient été mesurées au CSTB
l’ont été avec une première génération du produit. Afin de connaitre pré-
cisément les données relatives aux plaques de la seconde génération
(même si dans la composition elle est similaire à la première) qui avaient
été fournies par l’industriel, il a été nécessaire de procéder à une nouvelle
détermination dans la mesure des moyens à disposition.
1.2.2 Mesure de la masse volumique
La masse volumique du composé Energain® a été mesurée pour 2 tempé-
ratures données, à 50°C et à 6°C. Ces deux températures ont été choisies
pour avoir une mesure avec le MCP en phase solide et une mesure avec le
MCP en phase liquide. Une balance 0 - 800 g avec une précision à 0,1
gramme a été utilisée. Et un montage avec de l’eau, en 4 temps, a permis
d’obtenir la masse volumique de l’échantillon. La Figure 20 présente le
protocole suivi.
Figure 20: Mesure de la masse volumique d'un échantillon d’Energain
Une éprouvette vide est placé sur la balance et la tare est réali-
sée. Ensuite une certaine quantité d’eau est introduite dans l’éprouvette.
Balance de précision ± 0,1 g
Tare R2 R3 R4
Eau
MCP
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 65
La masse de ce volume d’eau est relevée, il s’agit de la mesure R2.
L’échantillon de MCP est introduit dans l’eau jusqu’à ce qu’il soit inté-
gralement immergé. La masse de l’ensemble est relevé, il s’agit de la me-
sure R3. Enfin, l’échantillon est retiré de l’éprouvette et de l’eau est ajou-
té pour atteindre le même niveau sur l’éprouvette que l’ensemble
précédent eau plus échantillon. Cette mesure est la R4. Cette mesure R4
vérifie la relation suivante :
(4)
Il est possible de remonter à la masse volumique de l’échantillon
par la relation :
(5)
Tableau 10: Résultats des mesures de masse volumique pour l'échantillon
d'Energain
Température 50°C Température 6°C
ρeau 988,04 kg/m3 ρeau 999,88 kg/m
3
R2 149,3 g R2 198,7 g
R3 312,6 g R3 357,9 g
R4 331,8 g R4 371,9 g
ρMCP 884,09 kg/m3 ρMCP 919,06 kg/m
3
Tableau 11: Erreurs et précision des valeurs obtenues pour la masse volumique
des échantillons
Erreurs (50°C) Erreurs (6°C)
Δ(R3-R2) 1,41 g Δ(R3-R2) 1,41 g
Δ(R4-R2) 1,41 g Δ(R4-R2) 1,41 g
(R3-R2)/(R4-
R2)
1,30 % (R3-R2)/(R4-
R2)
1,31 %
ΔρMCP 12,8 kg/m3 ΔρMCP 13,1 kg/m
3
Le Tableau 10 donne les résultats des mesures pour les 2 états du
MCP. La précision sur la valeur obtenue pour la masse volumique de
l’eau dans la littérature en fonction de la température de l’eau peut êt re
considérée à 0,5 kg/m3 près en tenant compte de la précision sur la valeur
de la température. Les erreurs relatives sur ces mesures de masses volu-
miques du MCP sont calculées à partir des équations de propagations
d’erreur de l’ASHRAE (ASHRAE, 2005). Le Tableau 11 présente les
précisions sur les mesures effectuées et le calcul de propagation des er-
reurs donne un résultat de 884 ±13 kg/m3 pour l’Energain liquide et un
résultat de 919 ±13 kg/m3 pour le MCP solide. La différence entre ces va-
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 66
leurs, de l’ordre de 4% semble correspondre à la dilatation prévue par le
fabricant. 2 autres séries de mesures dans les mêmes conditions avec
d’autres échantillons ont confirmé ces résultats.
1.2.3 Conductivité thermique
La conductivité thermique du matériau n’a pas été remesurée au labora-
toire. Les valeurs utilisées sont celles issues des travaux du CSTB
(Virgone, et al., 2010).
« La conductivité thermique a été mesurée à l’aide d’une mé-
thode fluxmétrique. Le dispositif est basé sur la norme NF EN
12667 « Performance thermique des matériaux et produits pour
le bâtiment – Détermination de la résistance thermique par la
méthode de la plaque chaude gardée et la méthode fluxmétrique
– Produits de haute et moyenne résistance thermique » Il est
constitué de deux plaques à circulation de fluide, alimentées par
deux bains thermostatés. Chacune d’elle est équipée d’un cap-
teur de flux. »
Les résultats sont une conductivité thermique mesurée de 0,2
W/(m.K) pour le matériau maintenu dans une ambiance à 10°C et de 0,18
W/(m.K) pour une température de 30°C. Dans ce même rapport, une mé-
thode de détermination de la conductivité thermique est avancée par EDF
à partir d’autres mesures. Il s’agit de considérer que lorsque le MCP est
complètement solide, sa conductivité est égale à 0,23 W/(m.K) et que
lorsqu’il est complètement liquide, sa conductivité est égale à 0,17
W/(m.K). Entre les deux elle est fonction du titrage solide/liquide.
1.2.4 Capacité thermique massique équivalente
Une tentative de mesure de la capacité thermique massique équivalente
par calorimétrie différentielle à compensation de puissance (DSC) a été
entreprise à une vitesse de 0,5°C/min. Dans le principe de fonctionne-
ment de la DSC à compensation de puissance, le matériau à caractériser
(l’échantillon) et le matériau de référence sont chauffés (et refroidis) par
deux sources (et puits) de chaleur individuelles. Deux systèmes vont
permettre de réaliser la consigne en température. Le premier système
contrôle la température moyenne entre l'échantillon et le matériau de ré-
férence, Téch-réf. Le second contrôle la puissance des deux échangeurs
de telle manière à ce que l'écart de température entre l'échantillon et le
matériau de référence soit nulle (Téch-Tréf=0), même en présence de
changement de phase. La courbe calorimétrique obtenue est donnée sur la
forme de la différence de chaleur ΔQ = Qéch-Qréf en fonction du temps
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 67
ou de la température Téch-réf où Qéch et Qréf représentent la quantité
d'énergie transmise à l'échantillon et au matériau de référence, respect i-
vement. La Figure 21 présente simplement le calorimètre différentiel uti-
lisé (PerkinElmer, 2003).
Figure 21: Schéma de présentation d'une DSC à compensation de puissance
(source : société PerkinElmer)
Les résultats n’ont pas été concluants, le modèle de calorimètre
utilisé est prévu pour des vitesses de fonctionnement plus importantes et
les échantillons de 9 mg sélectionnés n’étaient pas assez représentatifs du
matériau. Le CSTB prône une analyse par DSC sur ce matériau avec un
autre appareil permettant d’utiliser des échantillons plus gros et des v i-
tesses plus réduites (Virgone, et al., 2010). Une vitesse de chauffe et de
refroidissement de 0,05°C/min, plus représentative d’une utilisation en
bâtiment serait préférable. Cette analyse a été faite par Kuznik(Kuznik &
Virgone, Experimental assessment of a phase change material for wall
building use, 2009) sur la gamme de température [-20°C, 35°C]. Les 2
courbes présentées sur la Figure 22 sont la courbe de solidification de
35°C à -20°C et la courbe de fusion de -20°C à 35°C. Les chaleurs la-
tentes de fusion et de solidification obtenues sont respectivement 107,5
J/g et 104,5 J/g. Sur la gamme de température [5°C, 30°C] elles sont res-
pectivement 72,4 J/g et 71 J/g.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 68
Figure 22: Résultats de la DSC pour le composé Energain (Kuznik & Virgone,
Experimental assessment of a phase change material for wall building use,
2009)
Les deux courbes ne se superposent pas, les deux pics ne se si-
tuent pas aux mêmes températures. Un effet d’hystérésis est observé. La
solidification complète du MCP a lieu pour des températures négatives,
un peu après -10°C. Dans le cas de la fusion, le pic a lieu à 22,2°C et le
changement de phase se termine à 30°C. Pour la solidification, le pic a
lieu à 17,8°C et le changement de phase démarre à 23,5°C. Les capacités
thermiques massiques équivalentes obtenues à l’aide de cette analyse sont
2,5 J/(g.K) pour les 2 courbes dans les zones stabilisées, c’est à dire avant
-10°C et après 30°C. Le pic à 17,8°C pour la courbe de solidification cor-
respond à 12,6 J/(g.K) tandis que le pic à 22,2°C pour la courbe de fusion
correspond à 14 J/(g.K).
Les travaux de l’agence internationale de l’énergie (Hauer, et al.,
2005) montrent pour un MCP donné, comme indiqué sur la Figure 23 que
les mesures par calorimétrie différentielle peuvent être dépendantes de la
vitesse de chauffe et de refroidissement du scan et de la masse de
l’échantillon. Ainsi plus la vitesse est rapide, plus la courbe de capacité
thermique massique obtenue est écrasée et déplacée vers les hautes tem-
pératures dans le cas du chauffage.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 69
Figure 23: Dépendance à la masse de l'échantillon et à la vitesse des mesures
par DSC (source : IEA Annex 17)
Pour vérifier cet état de fait sur le matériau Energain®, il est
possible de comparer les résultats présentés précédemment avec ceux ob-
tenue par le GREA (Groupe de recherche à l’université de Lleida en Es-
pagne) sur leurs analyses DSC de ce matériau (Karathia, Martorell, &
Cabeza, 2010). La méthode adoptée dans cette analyse est de faire faire 3
cycles à un échantillon de 15,09 mg entre 5°C et 50°C à une vitesse de
balayage de 0,5 °C/min. Les résultats sur les 3 cycles sont assez stables.
Le pic de fusion a lieu à 25°C pour une chaleur latente de fusion de 116
J/g. Le pic de solidification a lieu à 20,45°C pour une chaleur latente de
solidification de 106 J/g. La Figure 24 présente les capacités thermiques
massiques équivalentes obtenues. La comparaison avec les résultats obte-
nus avec la DSC à vitesse de balayage 0,05°C/min donne les observations
suivantes :
Les chaleurs latentes obtenues entre 5°C et 30°C sont environ 35%
plus importantes dans les résultats du GREA.
Dans les deux études, un phénomène d’hystérésis de même impor-
tance est observé entre la fusion et la solidification.
Les pics de changement de phase sont décalés de 2,8°C vers les
hautes températures dans l’étude du GREA par rapport à l’étude
du CSTB. Ceci va dans le sens des observations concernant les vi-
tesses de balayage.
L’allure des courbes est sensiblement identique.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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Figure 24: Capacité thermique massique équivalente d'un échantillon d'Ener-
gain pour 3 cycles obtenue par DSC (source GREA)
Cette étude comparative montre que les données concernant le
profil de capacité thermique massique des MCP ne sont pas faciles à ob-
tenir et qu’il faut manipuler avec précautions les informations issues
d’expérimentation par DSC. La précision des valeurs utilisées pour carac-
tériser le MCP peuvent être remise en cause par les conditions
d’expérimentation.
1.3 L’échangeur réalisé au laboratoire
1.3.1 Premiers choix sur la géométrie
L’échangeur est composé de plaques de MCP horizontales contenues
dans un coffre pour former une géométrie comme indiqué sur la Figure
25. Un ventilateur force l’air à travers l’échangeur pour que le MCP
puisse absorber la chaleur. La tuyauterie permet à l’air intérieur de passer
par l’échangeur pour être rafraichi, ainsi que l’air extérieur pour déchar-
ger le MCP en ventilation nocturne. De plus un diffuseur est utilisé pour
distribuer l’air entre les plaques.
Les différentes configurations de l’échangeur thermique simulées
sont listées dans le Tableau 12. Les dimensions spatiales du système doi-
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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vent être limitées pour conserver un ensemble qui peut être inséré dans
un comble, un faux plafond ou tout autre emplacement adéquat.
Figure 25: forme de l'échangeur air/MCP étudié
Tableau 12: Caractéristiques de l'échangeur pour la pré-étude
Caractéristiques Valeurs
Longueur 3 m
Largeur 0,90 m
Nombre de plaques de MCP 8
Hauteur De 0,24 à 0,90 m
Epaisseur des lames d’air (b) De 0,015 à 0,06 m
Epaisseur des couches de MCP (E) De 0,005 à 0,02 m
Débit d’air (Dt) De 200 à 900 m3/h
Sur la Figure 26, une habitation est schématisée avec
l’emplacement du système imaginé en plénum dans la zone hachurée.
Notre premier modèle d’échangeur air / MCP est dimensionné pour avoir
un encombrement comparable et compatible avec une emprise comme
celle de cette Figure 26 tout en exploitant l’espace disponible. Ainsi une
longueur de 3 m et une largeur de 0,90 m sont retenues, pour corres-
pondre à la zone de couloir choisie. La masse de composé comportant le
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MCP embarqué va de 97 kg à 389 kg suivant l’épaisseur des plaques. En
considérant une chaleur latente de 70 J/g entre 5°C et 30°C cela conduit à
un potentiel de stockage entre 6804 kJ et 27216 kJ. C'est-à-dire qu’en
première approximation avec l’hypothèse que deux tiers de cette chaleur
latente est exploitable sur un créneau de température type 15-25°C, la
température de respectivement 373 et 1490 m3 d’air peut être abaissée de
10°C suivant l’équation ci-dessous. Soit avec un débit de 435 m3/h (utili-
sé pour un module d’échangeur dans le chapitre 4), une baisse de la tem-
pérature d’air ventilé de 10°C pendant 3h26min avec les 389 kg de MCP.
(6)
Figure 26: Schéma du possible emplacement du système
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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1.3.2 Etude de la puissance échangée par ce type
d’échangeur avec un modèle simple
1.3.2.1 Modélisation
1.3.2.1.1 Echangeur modélisé comme un débit de fluide dans
un tuyau
Chaque lame d’air entre deux plaques de MCP est modélisée comme un
tuyau avec un débit de fluide où le MCP a une température constante
(Hed & Bellander, 2006). L’échangeur de chaleur de trois mètres de long
est considéré comme une somme de 30 petits échangeurs en série pour
obtenir une meilleure précision. Les petits échangeurs thermiques sont
programmés comme si chacun contenait un nœud d’air et un nœud au
centre de la couche de MCP. La température dans le nœud de MCP pour
chaque pas de temps i est calculée avec l’expression de l’équation sui-
vante (Borderon, Virgone, & Cantin, 2010):
(7)
Dans l’équation précédente U représente le coefficient de trans-
fert thermique entre le nœud au milieu du MCP et le nœud d’air.
L’équation suivante donne l’expression de U.
(8)
L’équation suivante donne l’expression de la température de l’air
à la sortie pour chaque pas de temps.
(9)
Chaque échangeur de longueur Δx a comme température d’entrée
d’air, la température de sortie de l’échangeur précédent. Le premier a en
entrée une fonction créneau périodique, de période 8h et dont les valeurs
extrêmes sont 19 et 27 °C. La puissance d’un échangeur de longueur Δx
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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est donnée par l’équation suivante, à multiplier par le nombre de plaques
de MCP du système.
(10)
Comme la température dans le MCP est considérée constante
dans l’épaisseur de la plaque, les configurations simulées doivent avoir
des plaques de MCP suffisamment fines. Kuznik et al. (Kuznik, Virgone,
& Noel, 2008) ont montré avec des simulations que pour le MCP étudié
ici, avec une épaisseur supérieure à 10 mm, les transferts de chaleur par
conduction dans le matériau commencent à être significatifs dans le cal-
cul de l’énergie stockée. Avec la relation suivante, le temps de pénétra-
tion pour les transferts par conduction en régime variable peut être éva-
lué. Avec cp=12 000 J.kg-1
.K-1
, λ=0,2 W.m-1
.K-1
et E=0,015 m, tp=50
min. Il s’agit du cas le plus défavorable. Pour étudier cet échangeur avec
des plaques de MCP plus épaisses un autre modèle avec plus de nœuds
est nécessaire (c’est ce qui est fait par la suite, notammen t au chapitre 3)
(11)
1.3.2.1.2 Modélisation numérique du MCP
Figure 27: Discrétisation de la capacité thermique massique du MCP en fonc-
tion de la température
0 5 10 15 20 25 30 352
4
6
8
10
12
14
Température (°C))
Cp (
kJ/(
kg.K
))
Cp fusion
Cp solidification
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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La capacité thermique massique et la conductivité thermique sont
interpolées linéairement en fonction de la température par rapport aux va-
leurs des deux courbes de la Figure 27 (Borderon, Virgone, & Cantin,
2009). La première courbe correspond à une augmentation de la tempéra-
ture du MCP, la seconde correspond à un refroidissement. Il y a un phé-
nomène d’hystérésis. Si la dérivée dTp/dt est positive ou nulle, les va-
leurs de la capacité calorifique et de la conduction sont prises sur la
première courbe. Sinon elles sont prises sur la seconde courbe.
Cependant, cette méthode peut conduire les fonctions à être dis-
continues. Suivant le signe de la dérivée, le programme peut sauter d’une
valeur à une autre pour la même température. Dans les simulations me-
nées ici, cela ne pose pas de problème puisque la température d’entrée est
une fonction créneau qui ne conduit pas à cette configuration. La tempé-
rature initiale du MCP est prise à 19°C.
1.3.2.1.3 Coefficients de convection
Le coefficient de convection est calculé pour des écoulements laminaires
et turbulents. La transition entre ces deux types d’écoulement est située à
la valeur 2500 pour le nombre de Reynold. Le nombre de Nusselt est uti-
lisé pour le calcul du coefficient de convection avec l’équation suivante :
(12)
Pour un écoulement laminaire, le nombre de Nusselt est calculé
avec la relation de Graetz-Nusselt formulé par Shah et London adaptée à
la géométrie (Shah & London, 1978).
(13)
Pour les écoulements turbulents, le nombre de Nusselt est estimé avec la
corrélation de Colburn en première approximation :
(14)
1.3.2.2 Résultats
Les différentes simulations ont été réalisées avec le même pas de temps
de 1 s et la durée totale était de 72 000 pas de temps, soit 20 heures.
L’environnement Matlab a été utilisé.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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1.3.2.2.1 Impact de l’épaisseur des plaques de MCP
Figure 28: Puissance de climatisation pour différentes épaisseurs de MCP
La Figure 28 présente la puissance de climatisation obtenue avec
un échangeur constitué de 8 plaques de MCP espacées de 3 cm avec un
débit d’air total de 400 m3/h. L’épaisseur des plaques de MCP ne change
pas la hauteur du pic de puissance au passage de température d’entrée
d’air de 19 à 27 °C mais a un impact évident sur cette même puissance
les heures suivantes. A noter que dans ces conditions et pour le cas de
plaques de MCP de 2 cm d’épaisseur, tout le MCP n’est pas fondu au
bout de 8h.
1.3.2.2.2 Impact de l’épaisseur des lames d’air entre deux
plaques de MCP
Toujours pour un cas d’échangeur constitué de 8 plaques de MCP, cette
fois-ci d’épaisseur fixe : 15 mm et d’un débit d’air total de 400 m3/h, le
paramètre « épaisseur des lames d’air » entre 2 plaques de MCP est ob-
servé. La Figure 29 présente 4 courbes de puissance de climatisation de
l’échangeur pour 4 valeurs de cette épaisseur de lame d’air, de 15 mm à
60 mm. Plus l’écart entre 2 plaques de MCP est important, plus le MCP
se charge lentement. Les courbes des valeurs 45 mm et plus sont assez
proches.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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Figure 29: Puissance de climatisation pour différents écarts entre 2 plaques de
MCP
1.3.2.2.3 Impact du débit d’air sur la puissance de climatisation
de l’échangeur
La Figure 30 et la Figure 31 présentent les puissances de climatisation
obtenues pour un échangeur de 8 plaques de MCP de 15 mm séparées par
des lames d’air de 15 mm pour différents débits de ventilation. Le para-
mètre qui change entre chaque courbe est donc la vélocité de l’air dans
l’échangeur. Pour un débit de ventilation de 200 m3/h on observe une
puissance de climatisation de plus de 500 W pendant 2h et de plus de 300
W pendant 6h tandis que pour un débit de ventilation de plus de 800 m3/h
on observe une puissance de climatisation de plus de 1350 W pendant 1h
et de plus de 300 W pendant 3h15min.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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Figure 30: Puissance de climatisation pour différents débits de ventilation (1/2)
Figure 31: Puissance de climatisation pour différents débits de ventilation (2/2)
1.3.2.3 Conclusion
Des simulations simplifiées sur différentes configurations pour un échan-
geur air / MCP ont été réalisées. La puissance de rafraichissement et le
temps de fusion du MCP dépendent de différents paramètres. La disposi-
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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tion du MCP dans l’échangeur est prédominante pour déterminer la puis-
sance de climatisation et différents débits d’air mènent à différents modes
de fonctionnement. Un fort débit permet une plus grande puissance mais
sur un temps plus court tandis qu’un faible débit permet une puissance
plus modérée mais sur plusieurs heures. Ce résultat sera utile pour opt i-
miser les paramètres suivant l’application recherchée.
1.3.3 Prototype monté au laboratoire
Un échangeur a été monté au CETHIL. En profitant des symétries du sys-
tème, seules 2 lames d’air sont physiquement représentées. La Figure 32
est le schéma de cet échangeur air/MCP. Sur la figure, la composition du
montage est de haut en bas :
Une couche d’isolant (styrodur)
Une combinaison de plusieurs plaques d’Energain les une sur les
autres
Une lame d’air avec les entretoises de maintien
Une autre combinaison de deux fois plus de plaques de MCP que
la première
La seconde lame d’air
La dernière combinaison de plaques de MCP, identique à la pre-
mière
Une couche d’isolant.
Figure 32: Echangeur réalisé
Les flèches indiquent le sens de circulation de l’air. La largeur
du montage est la même que la longueur, c’est à dire 1m20. L’axe en
pointillé sur le schéma représente le plan de symétrie. Ainsi un système
lame d’air délimité par 1 demi plaque de MCP de chaque coté peut être
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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isolé et utilisé comme unité à reproduire autant de fois que nécessaire sur
la hauteur de l’échangeur. Dans le montage, la plaque de MCP centrale
est composée de 6 épaisseurs d’Energain donc 30 mm. Les lames d’air
font 18 mm de haut. La masse de MCP embarqué dans cet échangeur est
de 78 kg. La Figure 33 est une photographie de l’échangeur. Les deux
couches d’isolant thermique sont bien visibles ainsi que les trois plaques
de MCP liées par du scotch alu. Les entretoises de maintien sont réalisées
avec de fines baguettes de bois.
Figure 33: Photographie de l’échangeur réalisé
Le prototype a été instrumenté pour suivre le comportement du
MCP et déterminer les performances d’échange avec l’air.
1.4 L’instrumentation
La chaîne d’acquisition des données expérimentales comprend une série
de sondes de mesures de températures de surface, de température d’air,
de flux thermique, d’humidité relative et de vitesse d’air, une centrale
d’acquisition National Instrument et un ordinateur équipé de Labview.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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1.4.1 Dispositif de mesure
Les deux lames d’air sont instrumentées. La face supérieure de la lame
d’air inférieure et la face inférieure de la lame d’air supérieure ont été
équipées avec des thermocouples et des fluxmètres. Un anémomètre est
placé dans chaque veine d’air, près de la sortie. Il s’agit d’anémomètre à
fil chaud (TSI™) omnidirectionnel, sortie 0-10 V. Deux capteurs
d’humidité relative sont placés de part et d’autres du prototype, ce sont
des capteurs 4-20 mA associés à des résistances de 500 Ohm pour se ra-
mener à un signal de sortie 0-10 V. Pour mesurer les flux thermiques de
l’air vers le MCP ou du MCP vers l’air, 4 fluxmètres à gradients tangen-
tiels ont été installés, 2 sur chaque faces instrumentées. Ces capteurs de
faible épaisseur (inférieure à 1 mm) envoie un signal électrique propor-
tionnel aux flux thermiques qui les traversent. Ils sont étalonnés pour dé-
terminer la sensibilité de chacun, de l’ordre de la centaine de µV/(W.m²).
La Figure 34 présente un fluxmètre 15cm par 15 cm fixé sur la plaque de
MCP et accompagné par deux thermocouples pour mesurer la tempéra-
ture de surface et la température de l’air au voisinage du fluxmètre. La
Figure 35 présente les thermocouples pour ces deux mesures.
Les thermocouples utilisés sont de type K (couple chromel-
alumel). Pour chaque fluxmètre, une mesure de la température d’air et
une mesure de la température de surface sont prises . D’autres thermo-
couples d’air et de surfaces sont répartis sur les plaques. La Figure 36
montre la plaque inférieure de la veine d’air supérieure instrumentée et
prête à être installée. La température de l’air est mesurée à l’entrée et à la
sortie de l’échangeur et un thermocouple différentiel mesure directement
la différence de température entrée/sortie.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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Figure 34: Fluxmètre fixé sur une plaque de MCP
Figure 35: Thermocouples de mesure de température d'air et de surface
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Figure 36: Plaque de MCP instrumentée avec 2 fluxmètres et des thermo-
couples
1.4.2 Acquisition et traitement des données
La centrale d’acquisition est composée de 3 cartes National Instruments,
inséré dans un Compact Daq relié à l’ordinateur via USB. Les 26 thermo-
couples et les 4 fluxmètres occupent les 2 premières cartes (NI 9213) de
sensibilité 38 µV sur une plage [-80 mV, +80 mV], et à jonction froide
pour les thermocouples. La 3ème
carte est une 0-10 V standard (NI 9205).
L’échantillonnage des signaux se fait sur 24 bits.
Un programme Labview™ fait l’acquisition des données toutes
les 5 secondes et les enregistrent avec un pas de temps d’une minute.
Chaque acquisition est une moyenne de 25 signaux pris à une fréquence
de 10 Hz. La Figure 37 présente l’interface du programme avec la lecture
en temps réel des mesures des différents capteurs.
Pour chaque trio fluxmètre / thermocouple surface / thermo-
couple air, un coefficient de convection correspondant est calculé suivant
l’équation :
(15)
En régime permanent, lorsque ΔT tend vers 0 et le flux tend vers
0, la forme est indéterminée et cette formule ne peut plus être appliquée.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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L’énergie stockée dans le MCP est calculée par rapport à une ré-
férence prise à un instant choisi, de préférence lorsque le MCP est entiè-
rement fondu ou entièrement solide. Pour ce faire le flux moyen calculé à
partir des 4 fluxmètres est utilisé et multiplié par la surface d’échange to-
tale.
Figure 37: Interface du programme Labview™ d’acquisition des données
1.4.3 Métrologie et étalonnage des sondes
Le Tableau 13 récapitule l’ensemble des sondes utilisées et leurs connec-
tions sur les cartes d’acquisition.
Tableau 13: Récapitulatif des sondes instrumentant les prototypes d'échangeurs
air/MCP
Carte Voie Application Commentaires 1 TC 0 Différence T air en-
trée/sortie Type K différentiel
1 TC 1 T entrée d’air Type K 1 TC 2 T sortie d’air Type K
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1 TC 3 T air 1 échangeur Type K 1 TC 4 T air 2 échangeur Type K 1 TC 5 Tair 3 échangeur Type K 1 TC 6 T limite sup Type K 1 TC 7 T limite inf Type K 1 TC8 T air 4 Type K face fluxmètre1 1 TC9 T air 5 Type K face fluxmètre 2 1 TC10 Tair 6 Type K face fluxmètre 3 1 TC11 T air 7 Type K face fluxmètre 4 1 TC12 T MCP Type K 2 TC 0 T surf fluxmètre 1 Type K 2 TC 1 T surf fluxmètre 3 Type K 2 TC 2 T surf inf 3 Type K 2 TC 3 T surf inf 4 Type K 2 TC 4 T surf inf 5 Type K 2 TC 5 T surf inf 6 Type K 2 TC 6 T surf fluxmètre 2 Type K 2 TC 7 T surf fluxmètre 4 Type K 2 TC 8 T surf sup 3 Type K 2 TC 9 T surf sup 4 Type K 2 TC 10 T surf sup 5 Type K 2 TC 11 T surf sup 6 Type K 2 TC12 Fluxmètre 1 100*100 mm 65,4
µV/(W/m²) 2 TC13 Fluxmètre 2 150*150 mm 109
µV/(W/m²) 2 TC14 Fluxmètre 3 200*200 mm 151
µV/(W/m²) 2 TC15 Fluxmètre 4 200*200 mm 157
µV/(W/m²) 3 A0 anémomètre 0-10 V 3 A1 anémomètre 2 0-10 V 3 A2 HR 1 0-10 V 3 A3 HR 2 0-10 V
1.4.3.1 Mesures de températures
1.4.3.1.1 Mesures par Thermocouples
Les thermocouples sont fabriqués à partir de bobines de câble fournies
par la société TC™. Le diamètre conducteur de chacun est de 0,2 mm.
L’ordre de grandeur de la sensibilité des thermocouples est de 40 µV/°C.
Pour la soudure froide du thermocouple, le mode correction de soudure
froide des cartes d’acquisition a été utilisé. Ceci permet de s’affranchir
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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d’une source froide externe. L’utilisation d’un montage différentiel pour
la voie TC 0 sur la carte 1 afin d’obtenir la différence de température
entre l’entrée et la sortie de l’échangeur permet de ne pas cumuler les er-
reurs de mesures de deux thermocouples différents placés à l’entrée et à
la sortie de l’échangeur.
Dans sa thèse Damien David (David, 2010) a calculé que pour
l’usage expérimental de thermocouple et de carte d’acquisition similaire,
l’erreur à 95% sur les mesures de température dans son montage expér i-
mental vaut 0,064°C et que l’intervalle de confiance à 95% sur les me-
sures de température dans son montage a une amplitude de 0,127°C.
1.4.3.1.2 Etalonnage des thermocouples
Le dispositif d’étalonnage des thermocouples est constitué d’un four Iso-
tech Jupiter 650 B ISO 9001 Termibel™ pour contrôler la température
dans une enceinte. Une sonde platine PhP 601 certifié ±0,02°C permet de
mesurer précisément une température de référence pour l’enceinte confi-
née dans le four. L’ensemble des soudures chaudes des thermocouples est
placé dans l’enceinte, suffisamment proche de la sonde platine pour con-
sidérer que la température est la même. Les autres extrémités des câbles
sont connectées sur les cartes d’acquisition aux emplacements prévus
pour que l’ensemble de la chaine d’acquisition soit étalonné.
Les acquisitions de données ont été faites en une fois par le logi-
ciel Labview™ pour la totalité des thermocouples. La gamme de tempé-
rature de référence couverte se situe entre 25 et 45°C. C’est
l’inconvénient de l’utilisation d’un four, il n’est pas possible de des-
cendre sous la température d’ambiance du laboratoire (23°C au moment
de l’étalonnage). 5 mesures ont été effectuées sur cette plage et pour cha-
cune des mesures, la température mesurée par la sonde platine de réfé-
rence est enregistrée ainsi qu’une moyenne sur 25 mesures à une fré-
quence de 10 Hz pour chacune des voies. Les 5 couples de valeurs
[température de référence (Tref), température du thermocouple (Ttc)] sont
utilisés dans une méthode des moindres carrés pour avoir les courbes
d’étalonnage ΔT(Ttc) sous la forme :
(16)
1.4.3.2 Mesures de flux thermiques
1.4.3.2.1 Caractéristiques des fluxmètres utilisés
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 87
Le flux thermique à la surface des plaques de MCP est mesuré avec des
fluxmètres à gradient tangentiel. Le fonctionnement de ces fluxmètres en
détail peut être trouvé dans le rapport technique des Techniques de
l’ingénieur (Thureau, 1996) ainsi que dans la littérature scientifique
comme dans l’article de Cherif et al., superficial heat transfer by forced
convection and radiation in horizontal channel (Cherif, Joulin, Zalewski,
& Lassue, 2009). La société Captec™ a fabriqué ces capteurs. L’avantage
de ces produits est qu’ils vont être peu intrusifs dans le montage expéri-
mental puisqu’ils ont une épaisseur de 0,5 mm. Ils sont fixés contre les
plaques de MCP avec du scotch aluminium très fin.
Ces fluxmètres sont fabriqués comme des circuits imprimés et le
principe de fonctionnement est le suivant, une bande de constantan est
déposée sur un support en kapton et de petits éléments de cuivre sont en
relief sur le constantan. Des lignes conductrices de courant traversent le
capteur dans son épaisseur. Comme représenté sur la Figure 38 une diffé-
rence de température tangentielle se mesure entre les extrémités des élé-
ments de cuivre et celle-ci se traduit par une force électromotrice de See-
beck dépendant du flux traversant le capteur. Le montage série des
thermocouples ainsi constitués permet d’obtenir un signal d’autant plus
grand que le fluxmètre a une taille importante. Les dimensions des flux-
mètres utilisés sont comprises entre 0,10 par 0,10 m et 0,20 par 0,20 m.
Figure 38: Principe de fonctionnement d'un fluxmètre
Il a été considéré qu’il n’y a pas d’échange radiatif entre les
plaques de MCP puisqu’il y a symétrie dans le plan des plaques et que
l’ensemble des surfaces est recouverte d’une feuille d’aluminium, que ce
soit le matériau Energain™ ou le scotch aluminium utilisé pour fixer les
capteurs.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 88
1.4.3.2.2 Etalonnage des fluxmètres
L’étalonnage des fluxmètres a été réalisé par Captec™ à la livraison, les
valeurs sont indiquées dans le Tableau 13. La plus faible de ces valeurs
est 65,4 µV/(W/m²). Les cartes d’acquisition ont une sensibilité de 3 ,8
µV. La plage de Voltage des cartes va permettre des mesures jusqu’à 509
W/m² en théorie avec les plus grands Fluxmètres, ce qui est suffisant.
Le zéro des fluxmètres a été vérifié en les plaçant entre deux
couches d’isolant styrodur de 10 cm dans une pièce à température cons-
tante. Bilgen a affiché dans ces travaux une incertitude de mesure de ±1
W/m² pour des fluxmètres du même type placés dans des conditions simi-
laires, c'est-à-dire à une interface paroi/air sans rayonnement courte lon-
gueur d’onde (Bilgen, 2009).
1.5 Conclusion
Un prototype d’échangeur air/MCP a été monté à base de MCP Ener-
gain®. Ce MCP a des propriétés thermiques qui ont été mesurées au labo-
ratoire ou récupérées dans la bibliographie et croisées avec plusieurs
sources. Le changement de phase s’effectue sur une large plage de tempé-
rature autour de 21°C. Cette température de fusion est bien adaptée au
fonctionnement dans le bâtiment à priori. Ceci sera vérifié dans les cha-
pitres suivants. Les prototypes ont été instrumentés pour suivre le com-
portement du MCP et les échanges avec l’air. Un banc expérimental est
conçu pour faire subir à ce prototype une batterie de tests en situation
réelle. Les simulations sur le modèle simplifié en 1D mettent en évidence
des possibilités de puissance échangée entre l’air et le MCP intéressantes
à l’échelle du bâtiment avec une géométrie d’échangeur tel que celui réa-
lisé.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 89
2
Montage d’un banc de test
2.1 Introduction
2.2 Dimensionnement du dispositif
2.2.1 Le banc expérimental
2.2.2 Dimensionnement de la centrale de traitement d’air
2.2.2.1 Pertes de charge maximum
2.2.2.2 Puissance de chauffage et de climatisation
2.3 Chaine de régulation
2.4 Protocole opératoire et tests réalisés
2.4.1 Scénario 1 : créneaux réguliers
2.4.2 Scénario 2 : sinusoïdes
2.4.2.1 Sinusoïde de grande amplitude
2.4.2.2 Sinusoïde d’amplitude type climat estival moyen
2.4.3 Scénario 3 : Créneaux ascendants
2.5 Conclusion
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 90
2 Montage d’un banc de test
2.1 Introduction
Dans le but de tester les prototypes d’échangeur air/MCP mis au point
dans la partie précédente, un banc de test a été monté au laboratoire. Cet
équipement devra pouvoir permettre d’injecter de l’air à un débit contrô-
lé, à une température contrôlée et à une humidité relative contrôlée dans
le prototype d’échangeur avec un profil relativement identique sur
l’ensemble de la section de l’échangeur. Le prototype devra être contenu
dans une chambre isolée pour ne pas subir de perturbations venant de
l’ambiance extérieure. Pour réaliser les expérimentations, un système de
programmation du profil d’entrée de l’air est prévu afin de tester des pro-
fils en température de type sinusoïdaux, créneaux ou rampes.
Au niveau de la conception et pour des raisons d’intégration au
laboratoire, un système de traitement de l’air en boucle fermée a été rete-
nu. De ce fait une régulation sur la température et l’humidité relative de
l’air est nécessaire. Les batteries chaudes et froides sont dimensionnées
pour pouvoir obtenir un profil d’air dans la gamme usuelle du bâtiment
2.2 Dimensionnement du dispositif
2.2.1 Le banc expérimental
Le banc expérimental est représenté sur la Figure 39. Il est constitué d’un
caisson de 3m de long par 1m20 par 1m20 destiné à recevoir le prototype
d’échangeur ainsi que de la chaine de traitement de l’air entre la reprise
au bout du caisson et l’entrée à l’autre extrémité. Le circuit d’air est donc
en boucle fermée et est régulé en débit, en température et en humidité re-
lative. Un schéma du contenu du banc expérimental est présenté sur la
Figure 40. Le caisson est isolé sur chacune de ses parois par des pan-
neaux isolants en styrodur de 10 cm d’épaisseur. Le ventilateur et la
chaîne de régulation sont placés sous le compartiment principal.
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Figure 39: Banc d'essai vu de l'extérieur
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Figure 40: Représentation schématique du contenu du banc expérimental
a: Isolant styrodur épaisseur 10 cm.
b: Matériaux à changement de phase en plaques.
c: Grille pour aider à répartir le flux d’air.
d: Ventilateur centrifuge
e: Humidificateur par injection de vapeur d’eau
f: Batterie de chauffe électrique
g: Groupe froid à compresseur au R404A
Des simulations CFD sous le logiciel Starccm + ont montré que
les grilles « c » sur la Figure 40 étaient nécessaires pour répartir le flux
d’air dans le caisson. La Figure 41 montre les vitesses de l’air dans un
plan dans le caisson sans aucun dispositif de diffusion. Le constat est fait
que la vitesse de l’air est inférieure en périphérie.
Pour des débits limités à moins de 200 m3/h, un système de dif-
fusion par film micro-percé fonctionne bien mais ne peut être utilisé pour
des débits supérieurs. La réalisation d’un diffuseur pleinement efficace
pour toute la plage de débit afin d’uniformiser les vitesses d’air dans
l’échangeur n’a pas été possible avec les moyens disponibles et dans
l’espace contraint du banc expérimental, c’est un point à améliorer pour
d’autres expérimentation du même type.
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Figure 41: vue en coupe, champs des vitesses d’air dans le caisson sans dispo-
sitif de diffusion de l’air
2.2.2 Dimensionnement de la centrale de traitement d’air
Les caractéristiques quantitatives de l’installation sont les suivantes:
Débit d’air: 150 à 2000 m3/h réglable avec une précision à 10 m
3/h
Pression disponible: 150 Pa
Plage de régulation de température: 0+ à 40°C, réglable au degré
près
Puissance frigorifique: 3,5 kW
Puissance calorifique: 3 kW
Hygrométrie réglable de 30 à 70%, réglable à 5% prés
Isolation du caisson: Mousse styrodur 10 cm, λ = 0,04 W/(m.K).
2.2.2.1 Pertes de charge maximum
La démarche de calcul pour estimer les pertes de charge dû aux échan-
geurs présentés dans la partie précédente est détaillée ci-dessous.
Le nombre de Reynolds est calculé avec comme distance caracté-
ristique 2 fois l’épaisseur de la lame d’air. Parce que les dimen-
sions des plaques planes sont 50 à 100 fois plus grandes dans la
longueur ou la largeur que l’épaisseur de la lame d’air.
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Si le régime est turbulent (i.e. Re > 2500) avec Re < 105 et si la
surface du MCP est considérée comme lisse alors la formule de
Blasius est appliquée pour obtenir le facteur de friction.
(17)
Pour les cas de régime turbulent avec Re ≥ 105 et de surface non
lisse, la résolution numérique de la formule de Colebrook White
permet le calcul du facteur de friction avec ε, le coefficient de ru-
gosité et dh le diamètre hydraulique donné par l’équation 18.
(18)
(19)
Pour un régime laminaire (i.e. Re < 2500), le facteur de friction
peut être obtenu par la formule simplifiée :
(20)
Les pertes de charge totales (ΔP) sont la somme des pertes de
charge singulières et des pertes de charge linéaire (ou fluides).
Elles s’expriment en Pascal avec ρ la masse volumique du fluide,
g l’accélération de la pesanteur, hf1 les pertes de charge singu-
lières et hf2 les pertes de charge fluides.
(21)
Les pertes de charge fluide sont estimées avec la formule de Darcy
Weisbach. u est la vitesse du fluide.
(22)
Les pertes de charges singulières dépendent de la diminution de la
section de passage de l’air à l’entrée et à la sortie de l’échangeur.
Dans l’équation 23, Le coefficient K1 est propre au rétrécissement
de section donc à la géométrie de l’entrée de l’échangeur et le
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coefficient K2 est propre à l’élargissement de section, donc à la
géométrie de la sortie de l’échangeur. Ces coefficients K sont
trouvés dans la littérature, ils sont extraits de résultats empiriques.
Les abaques du recueil Comis fundamentals ont été utilisés pour
fixer ces coefficients (Allard, et al., 1990).
(23)
Le calcul pour les conditions les plus défavorables est résumé
dans le Tableau 14. Ces conditions correspondent à un échangeur de lon-
gueur et de largeur maximales, avec les lames d’air les plus fines envisa-
gées et le débit maximal. Le résultat est une perte de charge de 108 Pa.
Le ventilateur a été choisi pour pouvoir supporter jusqu’à 150 Pa de perte
de charge de manière à laisser une marge.
Tableau 14: Calcul des pertes de charge maximales prévues
Vitesse de l’air 5,2 m/s Re 6223,4
Longueur 3 m f 0,0356
Largeur 1,2 m K1 0,4
Epaisseur lame
d’air 0,009 m K2 0,5
Viscosité de
l’air 15,04.10
-6 m²/s hf1 1,24 m
Masse volu-
mique de l’air
(maximale à
5°C)
1,27 kg/m3 hf2 8,19 m
Epaisseur
plaque de MCP 0,03 m ΔP 108,12 Pa
2.2.2.2 Puissance de chauffage et de climatisation
Pour estimer la puissance de chauffage nécessaire, il faut au moins con-
trebalancer la puissance de rafraichissement de l’échangeur. Pour cela,
les résultats de l’étude préliminaire présentée à la section 1.3.2 ont été
utilisés. Même chose pour la puissance de climatisation mais avec 500 W
de plus pour le système de régulation de l’humidité. Ainsi la batterie
chaude a une puissance de 3 kW sous forme de résistance électrique et la
batterie froide a une puissance de 3,5 kW.
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2.3 Chaine de régulation
Un système JUMO pilote la régulation. Il s’agit de régulateurs de type
PID. La centrale de traitement d’air est constituée d’un groupe de refro i-
dissement de liquide à eau glycolée qui circule dans une batterie froide à
l’aide d’une pompe. La régulation de l’eau glycolée se fait grâce à un ré-
gulateur de type CAREL. Une batterie chaude suit la batterie froide, elle
est constituée de résistances électriques ailettées. Deux sondes Pt100 re-
lèvent les températures d’air, à la reprise et juste après la centrale de trai-
tement d’air pour alimenter le régulateur. Un ventilateur sur variateur de
vitesse permet de réguler le débit, il extrait l’air de la cellule et le pousse
dans la batterie. Le débit est mesuré avec un débitmètre à la sortie de la
centrale de traitement d’air. L’hygrométrie peut également être régulée.
L’humidification est faite grâce à une centrale vapeur qui injecte de la
vapeur dans la veine d’air en aval de la batterie chaude. Le séchage de
l’air est réalisé par la batterie chaude. Une sonde d’humidité relative de
type HR Rotronic ABS IP 65 est placée à la sortie de la centrale de trai-
tement d’air.
Le système JUMO permet de programmer des profils pour le flux
d’air dans la cellule. La Figure 42 présente le principe de fonctionnement
de la programmation JUMO. Le canal 1 est réservé à la commande en
température, le canal 2 à la commande en humidité relative et le canal 3
au débit d’air. Le contact de commande 1 permet d’activer ou non la ré-
gulation sur le canal considéré. La précision de la régulation en tempéra-
ture est de l’ordre de 1 °C pour les plages extrêmes, proche de 0°C ou
proche de 40°C et de l’ordre de 0,5°C pour la gamme de fonctionnement
nominal.
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Figure 42: Programme de régulation JUMO
2.4 Protocole opératoire et tests réalisés
2.4.1 Scénario 1 : créneaux réguliers
Le premier scénario expérimenté est celui de créneaux de température
entre 5 et 35°C. Ces créneaux ont une durée de 10h. Le débit d’air est
programmé constant et correspond à la vitesse d’air représentée sur la Fi-
gure 43 dans l’échangeur. L’humidité relative est régulée à 50% pour li-
miter les risques de condensation dans l’échangeur. La Figure 44 présente
les créneaux de température obtenus en entrée d’air. Le créneau haut est
bien régulé, il faut un peu plus d’une heure au système pour passer de
5°C à 35°C stabilisé. Concernant le créneau bas, la régulation est moins
précise et la température oscille entre 3 et 7°C. Il est plus difficile de ré-
guler avec le groupe froid qu’avec la batterie de résistance chauffante.
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Figure 43: Vitesse de l'air dans le prototype d'échangeur 1, scénario 1
Figure 44: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 1
2.4.2 Scénario 2 : sinusoïdes
2.4.2.1 Sinusoïde de grande amplitude
Deux scénarios avec comme température d’entrée une fonction sinus de
période 24h entre 0°C et 40°C ont été testés pour deux débits de ventila-
tion constant, respectivement 330 et 190 m3/h pour les 2 lames d’air. Ces
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2 scénarios, appelés a et b ne comprennent pas de régulation
d’hygrométrie car aucun phénomène de condensation n’a été relevé. La
Figure 45 représente les mesures de vitesse d’air dans une lame d’air sur
une période tandis que la Figure 46 représente les mesures de température
d’entrée d’air sur la même période. Il y a une très légère différence de
forme sur les deux courbes de température d’entrée d’air, le scénario b
accuse un léger retard sur la montée en température. Cela est dû à la ré-
gulation d’air, différente puisque qu’à débit différent.
Figure 45: Vitesse de l'air dans le prototype d'échangeur 1, scénario 2a et 2b
Figure 46: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 2a et 2b
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2.4.2.2 Sinusoïde d’amplitude type climat estival moyen
Trois scénarios avec une température d’entrée d’air sous forme de sinu-
soïde en fonction du temps ont été testés cette fois-ci avec une amplitude
de 14°C entre 15°C et 29°C. Cette plage a été choisie pour représenter
une plage typique de climat estival continental. Le scenario 2c est celui
avec un débit d’air de 350 m3/h pour les 2 lames d’air du prototype ; le
scénario 2d comporte un débit de 280 m3/h et le scénario 2e 190 m
3/h ;
dans les 3 cas la période est de 24h. La Figure 47 représente les mesures
des vitesses d’air dans une lame d’air pour ces 3 scénarios sur une pé-
riode.
Figure 47: Vitesse de l'air dans le prototype d'échangeur 1, scénario 2c, 2d et
2e
La Figure 48 donne les mesures de la température d’air à l’entrée
de l’échangeur pour ces 3 derniers scénarios. Les 3 courbes se superpo-
sent bien, les conditions de températures sont bien les mêmes.
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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Figure 48: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 2c, 2d et 2
e
2.4.3 Scénario 3 : Créneaux ascendants
Dans ce scénario 3, des créneaux sont réalisés à des amplitudes crois-
santes. La durée du palier est de 10h et le créneau bas est toujours à 5°C.
Les créneaux hauts augmentent de 5°C à chaque fois jusqu’à 30°C. Le
débit d’air est gardé constant à 330 m3/h dans les 2 lames d’air du proto-
type d’échangeur. Comme pour le scénario 1, la régulation des créneaux
bas se fait moins précisément que celle des créneaux hauts. La Figure 49
présente les mesures de température d’entrée d’air dans ce scénario.
Figure 49: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 3
Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP
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Ce scénario servira à identifier l’énergie disponible pour diffé-
rente température dans des cas pratiques pour le matériau Energain qui a
une plage de température de fusion très large.
2.5 Conclusion
Un banc expérimental a été créé et mis au point pour pouvoir tester sur
différents scénarios les prototypes d’échangeurs air/MCP. La régulation
du système permet de programmer des cycles d’essai en température, en
humidité relative et en débit d’air sur plusieurs jours. La plage de tempé-
rature et de débit couverte permet d’expérimenter des conditions
d’utilisation en bâtiment et de faire des cycles de charge / décharge com-
plets du matériau Energain, sauf pour la limitation à 0°C. Cet outils expé-
rimentaux permettent d’effectuer des mesures à l’échelle réelle pour vali-
der un code de calcul de simulation de ces échangeurs air/MCP et
permettent de visualiser à l’échelle macro le comportement thermique du
MCP.
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Chapitre 3
Comportement expérimental des
échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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1
Construction du modèle numérique
1.1 Introduction
1.2 Description et traitement du problème
1.2.1 Mise en équation
1.2.1.1 Système étudié
1.2.1.2 Traitement de l’interface air/MCP
1.2.1.3 Conduction dans les plaques de MCP
1.2.2 Discrétisation du système
1.2.2.1 Discrétisation spatiale
1.2.2.2 Discrétisation temporelle
1.3 Algorithme et sortie du modèle
1.3.1 Itération dans chaque pas de temps
1.3.2 Sortie du modèle
1.3.2.1 Puissance de l’échangeur 1.3.2.2 Calcul de la fraction liquide du MCP
1.3.3 Algorithme du modèle numérique
1.4 Tests de sensibilité
1.4.1 Influence des pas de discrétisation sur les résultats
1.4.1.1 Influence du nombre de nœuds dans l’épaisseur du MCP
1.4.1.2 Influence des paramètres couplés nombre de sous-
itération / nombre de nœuds dans la longueur de
l’échangeur
1.4.2 Influence des propriétés thermo-physiques des matériaux sur les
résultats
1.4.2.1 Comparaison entre conductivité thermique fixe et
conductivité thermique variable
1.4.2.2 Influence de la conductivité thermique sur les
performances de l’échangeur
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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1.4.2.3 Influence de la masse volumique du MCP sur les
résultats de performance de l’échangeur
1.4.2.4 Influence des courbes de capacité thermique massique
équivalente sur les résultats de performance de
l’échangeur
1.4.3 Impact de la modification des valeurs de coefficients d’échange
convectif
1.5 Conclusion
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 106
1 Construction du modèle numérique
1.1 Introduction
Pour pouvoir effectuer des études paramétriques facilement et pour pou-
voir étudier le système de stockage à base de MCP dans le cadre d’un
modèle de bâtiment de type TRNSYS™ type 56, un modèle numérique de
l’échangeur thermique suffisamment précis est nécessaire. La modélisa-
tion des MCP est un sujet déjà traité dans la littérature sous plusieurs
angles. Verma a publié une revue des différentes techniques utilisées
pour modéliser le stockage d’énergie par chaleur latente (Verma, Varun,
& singal, 2008). Il ressort de cette compilation deux familles de mo-
dèles : Ceux basés sur le premier principe de la thermodynamique qui
d’après l’auteur sont bien maitrisés et vérifiés expérimentalement dans
plusieurs publications et ceux basés sur le second principe de la thermo-
dynamique qui ne sont pas encore vérifiés expérimentalement et à priori
plus complexes à mettre en œuvre. Dans la première famille, plusieurs
équipes de recherche ont publié des modèles sur des approches diffé-
rentes. Parmi ceux-ci, Shamsundar et Sparrow analysent dès 1975 les
transferts par conduction dans un MCP pur par un modèle enthalpique et
le calcul de la fraction liquide/solide (Shamsundar & Sparrow, 1975).
Avec la même approche, Regin a modélisé le comportement de capsule
de paraffines en différentiant 3 cas : MCP solide, MCP liquide et transi-
tion (Felix Regin, Solanki, & Saini, Latent heat thermal energy storage
using cylindrical capsule: Numerical and experimental investigations,
2006). D’autres équipes ont choisi de modéliser le comportement ther-
mique des MCP par des modèles de conduction unidimensionnelle. Parmi
ces travaux, Gong a modélisé les transferts de chaleur dans un bloc con-
tenant trois couches de 3 MCP à des températures de fusion différentes
(Gong & Mujumdar, 1996). Halford a fait le choix de considérer le MCP
comme un bloc solide, un bloc liquide et une frontière mobile entre les
deux. Le problème est unidimensionnel. Le déplacement de la frontière
liquide solide est gouverné par les conditions de Stefan et une solution
numérique explicite pour le nœud sur la frontière est obtenue par la mé-
thode des différences finies :
(24)
(25)
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 107
Où Tf est la température de fusion du MCP, i l’indice pour la
numérotation des nœuds, j l’indice correspondant au pas de temps, L la
chaleur latente du MCP, Δx le pas d’espace, Δt le pas de temps et θ la
fraction volumique fondue du nœud. Cette méthode présente beaucoup
d’intérêt mais ne pourra pas être utilisée pour le modèle d’échangeur pré-
vu car le MCP ne présente pas une température de fusion mais change de
phase sur une plage de température et la géométrie envisagée nécessite
une modélisation 2D.
Le modèle développé a été codé sous l’environnement Matlab™.
Il est basé sur le premier principe de la thermodynamique et la méthode
des différences finies implicites en deux dimensions. La section 1.2
aborde les équations de départ pour la modélisation de ce système. En-
suite la section 1.3 détaille le passage à un système discrétisé en espace et
en temps et le processus de résolution de ces nouvelles équations discré-
tisées. Le traitement des données en sortie du modèle numérique, les
températures des nœuds, l’état de fusion du MCP, la puissance échangée
sont expliqués. Enfin la section 1.4 reprend les résultats de tests de sensi-
bilité sur le modèle avec des variations des paramètres uns à uns suivant
un scénario unique.
1.2 Description et traitement du problème
1.2.1 Mise en équation
1.2.1.1 Système étudié
Figure 50: Représentation schématique du système modélisé
Le système modélisé comporte une couche de MCP entourée par
2 lames d’air. Chacune de ces lames d’air a une épaisseur égale à la mo i-
tié de la lame d’air totale présente dans l’échangeur. Par symétrie,
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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l’hypothèse est faite qu’aucun échange thermique n’a lieu sur la frontière
entre cette demi-lame d’air considérée et sa voisine symétrique. La Fi-
gure 50 est une représentation schématique du système modélisé. Les
flèches rouges représentent le sens de circulation de l’air, les flèches
bleues dans le MCP représentent les transferts thermiques par conduction
et les flèches courbées bleues à l’interface air/MCP sont les transferts
thermiques par convection.
Aucun autre transfert thermique n’est considéré. Les symétries
du système associées à l’isolation thermique des faces extérieures de
l’échangeur permettent de faire l’hypothèse qu’il n’y a pas d’échanges
radiatifs entre les plaques. La conduction dans l’air est négligée vu les vi-
tesses d’écoulement considérées. Et enfin la convection interne aux par-
ties liquides du MCP n’est pas prise en compte vu le type de micro -
encapsulation du matériau.
Le choix est fait de travailler en deux dimensions, celles repré-
sentées sur la Figure 50 à savoir dans la longueur de l’échangeur et dans
sa hauteur. Les températures sont supposées constantes dans la largeur
des sections. Cette hypothèse est valable si l’air est correctement diffusé
et si on néglige les effets de bord. Le problème est divisé en deux sous-
problèmes couplés : Les transferts de chaleur dans la masse du MCP et
l’évolution de la température des nœuds d’air. Les transferts convectifs
aux interfaces air/MCP font le couplage.
La solution trouvée pour découpler artificiellement le problème
est de déterminer les températures dans le MCP avec comme condition
aux limites des températures fixes de l’air obtenues au pas de temps pré-
cédent puis de calculer les nouvelles températures d’air avec les tempéra-
tures de surface du MCP obtenues. Avec suffisamment d’itération, un
équilibre est atteint.
1.2.1.2 Traitement de l’interface air/MCP
A partir du schéma de la Figure 51, un bilan énergétique est réalisé. En
accord avec les hypothèses énoncées au paragraphe précédent, la tempé-
rature de surface du MCP est considérée constante pendant la durée d’un
pas de temps dt sur la longueur dx. La zone en pointillé bleu représente le
volume d’air entrant dans le système pendant δt ≤ dt appelé volume B et
la zone en pointillé rouge représente le volume sortant du système pen-
dant δt appelé volume R.
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Figure 51: Schéma illustrant le bilan énergétique à l'interface air/MCP
Soit S le système composé du volume d’air compris entre les
plans situés en x et en x+dx. Soit S’ le système défini comme suit :
(26)
Soit S’’ le système défini ainsi :
(27)
L’énergie totale (Htotal) du système S est la même à l’instant t=0
et à l’instant t=δt à l’intérieur du même pas de temps. Par application du
premier principe sur le système fermé S’, le bilan d’énergie à t=0 est ex-
primé par l’équation suivante où u est la vitesse de l’air dans la section, a
la largeur de la section, b l’épaisseur des lames d’air, ρair et cair respecti-
vement les masses volumiques et capacité thermique massique de l’air.
(28)
De même, par application du premier principe sur le système
fermé S’’, en négligeant les pertes de charge fluides sur la longueur dx, le
bilan énergétique s’écrit :
(29)
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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En combinant les 2 dernières équations, la relation obtenue est la sui-
vante, c’est elle qui servira de base pour calculer les températures d’air.
(30)
1.2.1.3 Conduction dans les plaques de MCP
A pression constante, l’équation de la chaleur s’écrit :
(31)
Dans le cas de milieu isotrope à caractéristiques thermophy-
siques dépendant de la température, cette équation s’écrit :
(32)
Au chapitre précédent, section 1.2.2, il a été mesuré que la masse
volumique du composé Energain™ variait sensiblement entre l’état solide
et l’état liquide, la littérature fait état de comportement semblable pour
d’autres MCP. Cette variation étant très limitée, et pour simplifier le pro-
blème, il est considéré dans la suite que la masse volumique est constante
et égale à la moyenne entre celle en phase liquide et celle en phase solide.
Concernant la conduction, celle-ci est connue pour le matériau en phase
solide et pour le matériau en phase liquide mais une incertitude demeure
sur l’état transitoire. Dans la littérature, une voie suivie pour traiter ce
problème est de lier la conductivité au titre liquide du MCP (Virgone, et
al., 2010). Dans la suite, cette solution est implémentée ainsi que la solu-
tion la plus simple, dans laquelle la conductivité du MCP est considérée
constante. L’impact de ces hypothèses sur les résultats est observé.
La capacité thermique massique équivalente du MCP traduit le
changement de phase lors de l’évolution des températures. Celle-ci est
soit modélisée par une fonction continue de la température locale soit
modélisée par des valeurs discrétisées et tabulées.
1.2.2 Discrétisation du système
La modélisation du système conduit à la formulation d’un problème aux
limites. La température d’entrée de l’échangeur est connue à chaque ins-
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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tant. Les conditions aux limites sont alors de Dirichlet, et la solution du
problème est unique. Les parois gauche et droite de l’échangeur sont
supposées adiabatiques. Pour résoudre les équations différentielles, une
méthode numérique est nécessaire. Un schéma de discrétisation par la
méthode des différences finies est utilisé.
1.2.2.1 Discrétisation spatiale
La discrétisation spatiale de l’échangeur est faite avec des mailles para l-
lélépipédiques de largeur A égale à la largeur totale de l’échangeur. Le
schéma est alors en deux dimensions suivant l’axe x pour la longueur L et
l’axe y pour l’épaisseur E de la couche de MCP comme indiqué sur la Fi-
gure 52. Un pas de discrétisation constant Δx est utilisé sur l’axe x et un
pas Δy sur l’axe y. Il y a w lignes de m nœuds, soit n nœuds sur le sché-
ma en croix à 5 points illustré sur la Figure 53.
(33)
Figure 52: Couche de MCP
L’équation de la chaleur est exprimée en chaque nœud en utili-
sant un développement de Taylor ou une analogie électrique. L’équation
donnant la température au nœud i est alors :
(34)
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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Figure 53: Schéma de discrétisation spatial
En négligeant les restes dans l’équation précédente, la discrétisa-
tion spatiale de l’équation de la chaleur au nœud i dans le MCP est obte-
nue. L’écriture matricielle de ce système d’équation en chaque nœud est
alors :
(35)
Où pour i = 1 à n, C est une matrice (n,n) diagonale qui contient
les valeurs des capacités thermiques en chaque nœud. T est un vecteur co-
lonne contenant les n températures des n nœuds. A est la matrice conte-
nant les coefficients du système d’équation, représentant la conductivité
thermique entre les nœuds du MCP et le flux convectif pour les nœuds
extérieurs. B est la matrice contenant les coefficients pour les sollicita-
tions extérieures, notamment les coefficients d’échange convectif et Tair
est le vecteur colonne contenant les températures des nœuds d’air de part
et d’autre de la plaque de MCP. La matrice C est inversible, les matrices
D et E sont respectivement les produits matriciels inverse de C fois A et
inverse de C fois B. D’où l’équation suivante :
(36)
1.2.2.2 Discrétisation temporelle
La résolution numérique du système passe par une discrétisation en temps
après la discrétisation spatiale. Le temps est repéré par un indice k pour
que t = t0 + k Δt. Les conditions initiales du problème doivent être en en-
trée du problème. Pour que les résultats ne soient pas influencés par de
mauvaises conditions initiales, les observations sont faites après un temps
suffisamment long pour annuler leur influence. Le schéma global pondéré
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 113
est établi à partir d’un temps fictif (k+ξ)Δt où , et en exploitant
les développements en série de Taylor :
(37)
L’erreur engendrée par l’utilisation d’un tel schéma est d’ordre
(1-2 )o(Δt)+ o(Δt2). C’est le schéma implicite pur (c’est-à-dire ξ = 1) qui
sera utilisé pour le calcul des températures à chaque pas de temps. La
précision de ce schéma est en o(Δt), mais il a l’avantage d’être incondi-
tionnellement stable. La relation temporelle s’écrit alors :
(38)
D’où :
(39)
I est la matrice identité de format (n,n).
1.3 Algorithme et sortie du modèle
1.3.1 Itération dans chaque pas de temps
Une fois les températures pour chaque nœud de MCP calculées à partir
des températures d’air de l’itération précédente avec l’équation matr i-
cielle du paragraphe précédent, les nouvelles températures d’air sont ca l-
culées à partir des résultats de la section 1.2.1.2 de ce chapitre. Au pas de
temps k, la température d’air au nœud d’air i est calculée via la formule
matricielle :
(40)
h est le coefficient d’échange convectif calculé au début du pas
de temps suivant la vitesse de l’air u dans la section. Pour ce calcul, la
méthode exposée dans le chapitre 2, section 1.3.2.1.3 est utilisée. b est
l’épaisseur de la lame d’air.
Pour que le modèle tienne compte correctement de la vitesse de
l’air dans l’échangeur et du gradient de température sur la longueur de
l’échangeur, il est nécessaire, du fait de la discrétisation spatiale,
d’effectuer m itérations pour 1 pas de temps.
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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1.3.2 Sortie du modèle
En plus du champ de température à chaque pas de temps pour l’air et
pour le MCP, la puissance de l’échangeur et la fraction liquide du MCP
sont calculées.
1.3.2.1 Puissance de l’échangeur
La puissance échangée entre le système de stockage à MCP et l’air est
calculée à la fin de chaque pas de temps. Pour cela, la première façon de
faire ce calcul consiste à estimer l’énergie échangée entre chaque nœud
d’air et chaque nœud de MCP en contact avec celui-ci. La somme de ces
échanges pour chaque nœud donne l’énergie totale échangée sur le pas de
temps pour une lame d’air. La loi de Newton donne le flux échangé entre
le volume de la maille d’air et le volume de la maille de MCP au contact.
Le calcul est vérifié en utilisant la seconde méthode pour calcu-
ler l’énergie échangée dans le système sur le pas de temps. Cette fois il
s’agit d’utiliser le différentiel de température entre l’entrée et la sortie de
l’échangeur. La formule approchée suivante donne la puissance instanta-
née P en fonction du débit d’air D en m3/h et de la différence de tempéra-
ture entre l’entrée et la sortie des lames d’air ΔT.
(41)
1.3.2.2 Calcul de la fraction liquide du MCP
Dans chaque maille de MCP, à la fin de chaque pas de temps, la fraction
liquide de MCP est calculée. Il s’agit d’une valeur entre 0 et 1 indiquant
la part de MCP fondu. Elle est égale à 0 si 100% du MCP dans le volume
de la maille est en phase solide et égale à 1 si 100% du MCP dans ce vo-
lume est en phase liquide.
Le calcul est réalisé à partir de la température du nœud considé-
ré. Le rapport entre l’intégrale sous la courbe enthalpie en fonction de la
température, ou de la courbe cp(T), entre la température de début de fu-
sion et la température à l’instant t du pas de temps considéré et la chaleur
latente du MCP donne une estimation de cette fraction liquide, comme
indiqué sur la Figure 54. Sur cet exemple, la température du MCP dans la
maille est de 15°C et la fraction liquide est égale au rapport entre la zone
hachurée en bleu et la zone hachurée en rouge. Au niveau du programme,
l’intégrale est calculée avec la méthode des trapèzes.
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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Figure 54: Calcul de la fraction liquide du MCP
1.3.3 Algorithme du modèle numérique
L’algorithme présenté sur la Figure 55 résume les étapes de fonctionne-
ment du modèle numérique décrites précédemment.
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
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Figure 55:Algorithme du modèle numérique
1.4 Tests de sensibilité
La sensibilité du modèle aux différents paramètres d’entrée a été testée
aussi bien pour les paramètres numériques tel que les pas de discrétisa-
tions que pour les paramètres physiques tel que les propriétés des maté-
riaux.
Un scénario simple a été utilisé pour toutes ces études de sensibi-
lité. C’est un profil d’entrée d’air en créneau entre 5 et 35°C sur une pé-
riode de 500 minutes avec un débit d’air constant de 170 m3/h par lame
d’air.
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
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1.4.1 Influence des pas de discrétisation sur les résultats
1.4.1.1 Influence du nombre de nœuds dans
l’épaisseur du MCP
Le principal intérêt d’utiliser un modèle 2D par rapport au modèle 1D
présenté dans le chapitre 2 est d’avoir plusieurs nœuds dans l’épaisseur
du MCP et donc de prendre en compte le temps de pénétration de l’onde
thermique dans le cœur du MCP. Le modèle utilisé est un modèle impli-
cite pur, donc non-soumis à une restriction pour la convergence en termes
de pas d’espace par rapport au pas de temps, contrairement aux modèles
explicites. La question du nombre de nœuds nécessaire dans l’épaisseur
pour obtenir une bonne précision se pose alors.
Pour répondre à cette question différentes simulations ont été
réalisées avec des pas d’espace dans la direction orthogonale au flux d’air
de 1 mm, 2 mm, 6 mm et 10 mm, c'est-à-dire respectivement 31, 16, 6 et
4 nœuds (l’épaisseur de MCP dans le modèle est ici de 3 cm). Le pas de
temps des calculs est d’une minute. La Figure 56 et la Figure 57 sont des
représentations graphiques des zones ou les différences observées entre
les simulations sont les plus importantes pour les températures de sortie
d’air et de puissance de l’échangeur.
Figure 56 : Zoom sur les températures d’air à la sortie de l’échangeur pour des
simulations avec un nombre de nœuds dans l’épaisseur du MCP variable
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Figure 57: Zoom sur la puissance de l’échangeur pour des simulations avec un
nombre de nœuds dans l’épaisseur du MCP variable
Les courbes des simulations avec Δy = 1 mm et Δy= 2 mm sont
superposées. Les courbes de la simulation avec Δy = 6 mm ne sont pas
superposées mais proches des deux premières. Sur les températures de
sortie d’air, la différence est inférieure au dixième de degré Celsius et sur
les puissances, inférieure à 5 W. Par contre les courbes de la simulation
avec Δy = 10 mm sont plus éloignées. Sur les courbes de température
d’air, les différences atteignent 0,5°C et sur les courbes de puissance 50
W. Pour le maximum de précision, le pas 2 mm est à privilégier, mais
jusqu’au pas 6 mm, la précision est très bonne, sachant que le passage de
2 à 6 mm est très économe en temps de calcul. Un pas de 5 mm a finale-
ment été retenu pour avoir la précision nécessaire tout en disposant d’un
nœud juste au centre de l’épaisseur de MCP.
1.4.1.2 Influence des paramètres couplés nombre de
sous-itération / nombre de nœuds dans la longueur
de l’échangeur
Toujours pour paramétrer le modèle de manière à obtenir la meilleure
précision possible, des simulations avec différents nombres de nœuds
dans la longueur de l’échangeur ont été effectuées. Les nombres de
nœuds testés sur l’échangeur de longueur 1,20 m sont 49, 25, 13, 6 et 5.
La Figure 58 et la Figure 59 représentent les résultats des simula-
tions en température de sortie d’air et en puissance sur le créneau de tem-
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pérature à 35°C. Il apparaît que ce paramètre couplé au nombre de sous-
itération a une influence non-négligeable sur les résultats. Les courbes
correspondant aux cas avec 49 et 25 nœuds sont très proches, les diffé-
rences maximales constatées sont de 0,27°C pour les températures de sor-
tie d’air et 29 W pour les puissances de l’échangeur. Par contre les
courbes correspondant aux cas avec des nombres de nœuds inférieurs
donnent des résultats plus éloignés, par exemple avec une différence
pouvant aller jusqu’à 2°C sur les températures de sortie d’air entre les cas
avec 49 nœuds et 13 nœuds. Du côté des puissances, la différence peut at-
teindre 200 W.
Ce que l’on peut en conclure c’est que pour assurer des résultats
précis, il y a un nombre de nœuds dans la longueur et un nombre de sous -
itération minimum à respecter, dans ce cas-là 25 nœuds pour une lon-
gueur d’1,20 m.
Figure 58: Courbes des températures d'air pour différents pas d'espace dans la
longueur, créneau haut
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Figure 59: Courbes de puissance de l’échangeur pour différents pas d’espace
dans la longueur de l’échangeur, créneau haut
1.4.2 Influence des propriétés thermophysiques des
matériaux sur les résultats
1.4.2.1 Comparaison entre conductivité thermique
fixe et conductivité thermique variable
La conductivité thermique des MCP est souvent différente suivant leur
état. Pour le matériau Energain, il a été vu dans le chapitre 2 qu’elle va-
riait entre 0,23 W/(m.K) pour l’état solide à 0,17 W/(m.K) pour l’état l i-
quide. Dans les simulations, il y a alors deux possibilités, utiliser cette
conductivité variable ou utiliser une valeur moyenne, 0,2 W/(m.K) pour
l’Energain.
Ces deux solutions ont été simulées en conservant tous les autres
paramètres constants entre les deux simulations pour observer l’influence
de ce choix sur les résultats avec le profil d’entrée d’air en créneaux de
température. Les deux sorties observées, représentant les performances
de l’échangeur sont la température de sortie d’air par rapport à la tempé-
rature d’entrée d’air sur la Figure 60 et la puissance de l’échangeur sur la
Figure 61.
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Figure 60: Températures de sortie d'air pour 2 modèles de conductivité ther-
mique du MCP
Figure 61: Puissance de l’échangeur pour 2 modèles de conductivité thermique
du MCP
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Le premier constat qui est fait est que les différences entre les
courbes sont ténues et sont surtout localisées dans les zones de change-
ment de phase, au centre des créneaux haut et bas. L’écart maximum
constaté est de 0,48°C sur les températures de sortie d’air et 54 W sur les
puissances de l’échangeur. L’hypothèse d’une conductivité thermique
fixe moyenne pour le MCP induit donc une petite erreur, qui pourra être
négligée suivant les applications et au regard de la précision de la con-
vergence entre le modèle numérique développé et l’expérimentation.
1.4.2.2 Influence de la conductivité thermique sur les
performances de l’échangeur
Pour étudier l’impact d’une variation de la conductivité thermique du
MCP sur la température de sortie d’air et la puissance de l’échangeur, des
simulations à conductivité thermique constante, de valeurs différentes ont
été réalisées. Il s’agit de 0,1 W/(m.K), 0,2 W/(m.K), 0,4 W/(m.K), 0,8
W/(m.K), 1,6 W/(m.K), 3,2 W/(m.K) et 200 W/(m.K). L’objectif est
d’analyser l’intérêt de privilégier des MCP à plus forte conductivité
thermique ou bien de mettre en place des stratégies d’amélioration de la
conductivité apparente avec des inserts métalliques ou bien des mélanges
de graphites avec le MCP. Une synthèse de résultats issus des travaux de
recherches sur l’amélioration de la conductivité thermique des MCP a été
réalisée par Fan (Fan & Khodadadi, 2011). Wang et al. (Wang, Yang,
Fang, Ding, & Yan, 2009) ont étudié l’insertion de Nitrite de Beta-
aluminium dans une paraffine pour augmenter sa conductivité thermique.
Avec un insert de 30% en masse de ce produit, la conductivité thermique
du composé passe de 0,38 W/(m.K) à 0,77 W/(m.K) tandis que cela a
pour conséquence une baisse de la chaleur latente d’environ 18%.
La dernière valeur de 200 W/(m.K) a été testée pour voir le com-
portement du modèle dans un cas un peu extrême et pour confirmer les
tendances.
La Figure 62 et la Figure 63 présentent les performances des
échangeurs simulés toujours à travers respectivement les températures de
sortie d’air et les puissances pour les différentes valeurs de conductivité
thermique. Le passage de 0,1 W/(m.K) à 0,2 W/(m.K) et de 0,2 W/(m.K)
à 0,4 W/(m.K) entraine une évolution mesurée mais non-négligeable des
courbes. Respectivement des différences maximales de 0,8°C et 90 W et
0,6°C et 70 W.
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Figure 62: Température d'air à la sortie de l'échangeur pour différentes con-
ductivités thermiques du MCP
Figure 63: Puissance de l'échangeur pour différentes conductivités thermiques
du MCP
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Les différences entre les courbes existent toujours lorsque que la
conductivité thermique augmente mais ont tendance à se réduire. Logi-
quement, plus la conductivité thermique est grande plus la puissance est
grande au changement de créneau avant de s’annuler plus rapidement.
Pour rester dans les ordres de grandeurs de la bibliographie avec l’étude
de Wang (Wang, Yang, Fang, Ding, & Yan, 2009) le passage de 0,4 à 0,8
W/(m.K) entraine dans ses simulations des variations maximum de puis-
sance de 73 W c'est-à-dire une variation relative de 5%. Les courbes à
200 W/(m.K) confirment la tendance observée : l’augmentation de la
conductivité thermique des MCP augmente la rapidité de stoc-
kage/déstockage de l’échangeur mais de manière moins en moins pro-
bante. En effet la différence maximale observée entre les cas 0,8
W/(m.K) et 200 W/(m.K) en terme de puissance est de 86 W soit 6% en
relatif.
1.4.2.3 Influence de la masse volumique du MCP sur
les résultats de performance de l’échangeur
La masse volumique du MCP est un paramètre influant directement sur la
capacité de stockage de l’échangeur puisque définissant la concentration
de chaleur absorbable par le matériau. Des simulations pour 4 valeurs de
masse volumique ont été réalisées, 900, 1100, 1500 et 2000 kg/m3. Ces
ordres de grandeur correspondent à la gamme de valeurs usuelles des
MCP commerciaux. Les résultats sont présentés sur la Figure 64 pour les
températures de sortie d’air et sur la Figure 65 pour les puissances.
Dans les cas des masses volumiques de 1500 et 2000 kg/m3, le
scénario simulé ne permet pas de liquéfier la totalité du MCP.
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Figure 64: Température de sortie d'air de l'échangeur pour différentes masses
volumiques du MCP
Figure 65: Puissance de l'échangeur pour différentes masses volumiques du
MCP
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1.4.2.4 Influence des courbes de capacité thermique
massique équivalente sur les résultats de
performance de l’échangeur
L’influence de la forme des courbes de capacité thermique massique
équivalente du MCP sur les performances de l’échangeur a été étudiée
dans la littérature, notamment par Hed (Hed & Bellander, 2006). A cha-
leur latente totale équivalente, suivant si la courbe est étroite et haute ou
large et moins élevés, cela aura un impact sur les résultats surtout si les
créneaux n’englobe pas la totalité de la zone de fusion. Dans le cas con-
traire, des différences seront quand même importantes notamment sur
l’aspect progressif des courbes. Sur un profil d’entrée d’air progressif de
type rampe ou sinus, cela aura plus d’impact puisque le changement de
phase démarrera plus tôt et sera plus progressif dans le cas d’une courbe
de capacité thermique étalée sur une large plage de température.
1.4.3 Impact de la modification des valeurs de coefficients
d’échange convectif
Les courbes présentées sur la Figure 66 et la Figure 67 montrent l’impact
sur les résultats de l’échangeur simulé des coefficients de convection à
l’interface air/MCP. Pour ces simulations, les hypothèses de base ont été
utilisées :
Vitesse de l’air constante dans l’échangeur (2,17 m/s)
Géométrie du prototype 1
Conductivité thermique constante du MCP (0,2 W/(m.K))
Capacité thermique massique équivalente de l’Energain®
Masse volumique constante du MCP (900 kg/m3)
Température d’entrée d’air en créneau entre 5°C et 35°C avec une
période de 1000 minutes.
Le coefficient d’échange convectif varie entre 10 W/(m².K) et 40
W/(m².K) pour rester dans des ordres de grandeur réalistes. La valeur de
40 W/(m².K) est atteignable avec des systèmes profilés à base d’ailettes.
Les courbes des coefficients les plus importants sont plus proches les
unes des autres que les courbes des coefficients moins importants. Le fac-
teur limitant étant certainement la conductivité thermique du MCP.
Comme prévu, plus le coefficient d’échange convectif est grand plus la
puissance de l’échangeur est importante mais avec une décroissance plus
rapide.
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Figure 66: Température d'air pour l'échangeur suivant différents coefficients
de convection
Figure 67: Puissance de l'échangeur suivant différents coefficients de convec-
tion
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Pour la suite, la détermination au plus juste des coefficients
d’échanges convectifs est donc identifiée comme déterminante. Des don-
nées expérimentales sur les valeurs de ces coefficients suivant les cas se-
ront à utiliser pour s’assurer et au besoin corriger les valeurs calculées
avec la méthode explicitées au chapitre précédent section 1.3.2.1.3.
1.5 Conclusion
Un modèle numérique en 2 dimensions des systèmes d’échangeurs air /
MCP a été réalisé. Il donne accès aux températures des nœuds du MCP et
de l’air pour chaque pas de temps, à la puissance échangée ainsi qu’à la
fraction liquide du MCP. Les paramètres les plus influents sur les résul-
tats de l’échangeur ont été identifiés et leur impact quantifié. Pour garan-
tir une bonne précision du modèle, des valeurs minimales en termes de
pas d’espace et de pas de temps sont à respecter, au risque de dégrader la
précision des résultats des simulations.
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2
Validation du modèle par les résul-
tats expérimentaux, Effets de l’hystérésis
2.1 Introduction
2.2 Coefficients d’échanges convectifs théoriques et
expérimentaux
2.2.1 Calcul des coefficients d’échanges convectifs théoriques
2.2.2 Coefficients d’échange convectifs expérimentaux
2.2.2.1 Propagation d’erreurs sur l’obtention des coefficients de
convection
2.2.2.2 Profils des coefficients de convection expérimentaux
2.2.3 Conclusion sur les coefficients d’échanges convectifs
2.3 Confrontation entre simulations et résultats issus du banc
instrumenté
2.3.1 Prise en compte du phénomène d’hystérésis dans la modélisation
2.3.1.1 Solutions a et b, sans hystérésis
2.3.1.2 Solution c et d, avec hystérésis
2.3.2 Validation avec le scénario 2, température d’entrée d’air
sinusoïdale
2.4 Analyse du comportement en hystérésis du MCP
2.5 Conclusion
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2 Validation du modèle par les résultats expérimentaux, effet de l’hystérésis
2.1 Introduction
Pour pouvoir s’appuyer sur les résultats issus des simulations réalisées à
partir du modèle de la section précédente, une validation à partir de résul-
tats expérimentaux a été entreprise. Le montage présenté au chapitre 2
avec le banc de test et les prototypes d’échangeurs air/MCP instrumentés
va permettre cette confrontation mesure/simulation. Dans un premier
temps, les coefficients d’échange convectifs expérimentaux obtenus son t
analysés et comparés avec ceux obtenus par des méthodes de calculs is-
sues de la littérature. Ces coefficients devront alimenter le modèle numé-
rique. Ensuite le premier prototype d’échangeur testé sur le banc est s i-
mulé avec les différents profils d’entrée d’air issus de notre étude
expérimentale. Les résultats de cette série de simulations sont comparés
avec les mesures et une « calibration » du modèle est ainsi réalisée. Dans
un troisième temps, la partie modélisation de la capacité thermique mas-
sique équivalente est observée plus en détail avec l’étude de l’impact de
l’hystérésis pris en compte ou non dans la simulation avec différentes
manières de gérer le phénomène numériquement.
2.2 Coefficients d’échanges convectifs théoriques
et expérimentaux
2.2.1 Calcul des coefficients d’échanges convectifs
théoriques
Le modèle numérique doit attribuer à chaque interface air / MCP un coef-
ficient d’échange convectif. Celui-ci est calculé suivant des relations pré-
sentées dans le chapitre 2 section 1.3.2.1.3. Pour ce calcul, le modèle est
alimenté avec la vitesse de l’air dans la section et avec l’épaisseur de la
lame d’air. Pour la simulation de l’un des cas expérimentaux, la vitesse
d’air pour chaque pas de temps est celle mesurée lors de l’essai et
l’épaisseur de la lame d’air est calculée par rapport à cette vitesse et au
débit d’air entrant lors de l’essai. Il a été observé que lors de la fonte de
MCP, la tenue des plaques n’est plus rigoureusement assurée et un affais-
sement de quelques millimètres des parties les plus éloignées des entre-
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toises se produit, D’où une réduction de la section de passage de l’air et
une augmentation de la vitesse à débit constant.
Si l’on néglige cette variation observée de la section de passage
de l’air, les coefficients d’échanges convectifs sont sous-estimés. La Fi-
gure 68 montre les 2 courbes de coefficients obtenus avec section fixe et
variable pour la simulation du prototype 1 dans le scénario 3. Sur les pé-
riodes où le MCP est fondu, la différence s’élève jusqu’à 1 W/(m².K).
Figure 68: Coefficients d'échanges convectifs théoriques pour la simulation du
prototype dans le scénario 3
2.2.2 Coefficients d’échange convectifs expérimentaux
Les mesures de flux thermique, de températures d’air et de températures
de surfaces permettent de calculer des coefficients de convection corres-
pondant aux données expérimentales via la loi de Newton.
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2.2.2.1 Propagation d’erreurs sur l’obtention des
coefficients de convection
Soit 1 W/m² l’erreur absolue f de la mesure au fluxmètre et 0,13°C
l’erreur absolue de la mesure au thermocouple. L’erreur k sur la mesure
de la différence de température entre l’air et la surface vaut :
(42)
Sachant que le coefficient de convection h est égal au rapport
entre le flux mesuré au numérateur et la différence de température entre
l’air et la surface au dénominateur, l’erreur w sur h vaut :
(43)
Les Figure 69, Figure 70 et Figure 71 montrent les coefficients
convectifs obtenus au centre de la veine d’air du prototype 1, via le flux-
mètre 2 sur le scénario 3.
Figure 69: Coefficients d’échange convectifs calculés par les valeurs théo-
riques et par les données expérimentales avec barre d’erreur pour le créneau à
15°C
1800 2000 2200 2400 2600 2800 30006
8
10
12
14
16
18
20
22
Temps(min)
W/(
m².
K)
h expérimental
h théorique
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 133
Figure 70: Coefficients d’échange convectifs calculés par les valeurs théo-
riques et par les données expérimentales avec barre d’erreur pour le créneau à
20°C
Figure 71: Coefficients d’échange convectifs calculés par les valeurs théo-
riques et par les données expérimentales avec barre d’erreur pour le créneau à
25°C
3000 3200 3400 3600 3800 4000 42006
8
10
12
14
16
18
20
22
Temps(min)
W/(
m².
K)
h expérimental
h théorique
4200 4400 4600 4800 5000 5200 54006
8
10
12
14
16
18
20
22
Temps(min)
W/(
m².
K)
h expérimental
h théorique
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 134
Les trois graphes correspondent respectivement aux créneaux
haut et bas de température 15°C / 5°C, 20°C / 5°C et 25°C / 5°C. Les
barres d’erreurs sont également indiquées par rapport au calcul présenté
précédemment. Seuls les points avec une erreur absolue sur h inférieure à
2 W/(m².K) sont représentés. Enfin la courbe représentant le calcul théo-
rique du coefficient de convection par rapport aux hypothèses de géomé-
tries et de vitesse d’air tel qu’utilisée dans le modèle numérique est aff i-
chée pour permettre la comparaison.
Une erreur absolue de 2 W/(m².K) correspond approximative-
ment à une erreur relative de 14% donc la précision sur les coefficients
convectifs expérimentaux est moyenne. Section 2.2.1.2, l’impact sur les
résultats de l’échangeur d’une variation sur le coefficient d’échange con-
vectif est montré. Une variation de 5 W/(m².K) du coefficient d’échange
convectif amène des variations sur la température de sortie d’air de
l’ordre du degré dans le scénario présenté.
2.2.2.2 Profils des coefficients de convection
expérimentaux
Les valeurs obtenues pour les coefficients de convection expérimentaux
ne sont pas continues. Comme le calcul est effectué à partir du rapport
flux mesuré sur différence de température surface/air, lorsque cette diffé-
rence de température tend vers 0 et que le flux tend également vers 0,
alors le rapport est de forme indéterminée. De plus, comme vu à la sec-
tion précédente, l’erreur sur la valeur du coefficient de convection obte-
nue dépend des valeurs du flux et de différence de température mesurée
de telle sorte que l’erreur croit démesurément lorsque ces derniers de-
viennent suffisamment petits. C’est pour cette raison que sur les Figure
69, Figure 70 et Figure 71 le choix a été fait de ne représenter que les va-
leurs dans une gamme d’erreurs limitée.
Les zones non-représentées se situent dans les deuxièmes parties
des créneaux. Lorsque l’information est disponible, les écarts entre les
coefficients de convection calculés à partir des formules empiriques et
ceux calculés à partir des données expérimentales sont assez proches. Les
différences sont de l’ordre de 1 W/(m².K), 2 W/(m².K) sur quelques pé-
riodes, notamment pour les créneaux de température plus élevés. Globa-
lement, les tendances des courbes sont communes avec des phases de
croissance et de décroissance. Croissance sur la première partie du cré-
neau haut et la première partie du créneau bas et décroissance sur la se-
conde partie du créneau bas, ainsi qu’une tendance sur la seconde partie
du créneau haut mais avec peu de données. Les valeurs extrêmes de coef-
ficients de convection obtenues à partir des données expérimentales sont
de 12 et 15,5 W/(m².K). Tandis que pour les valeurs empiriques c’est 13
et 16 W/(m².K).
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
d’un modèle numérique
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 135
2.2.3 Conclusion sur les coefficients d’échanges convectifs
L’incertitude sur les coefficients d’échanges convectifs est relativement
importante et la mesure expérimentale est compliquée. L’étude compara-
tive entre les mesures et les simulations avec un calcul empirique des
coefficients d’échange convectif permet de valider l’utilisation des va-
leurs calculées à partir de la géométrie et de la vitesse de l’air dans le
modèle. La variation sensible d’épaisseur des lames d’air doit cependant
être prise en compte dans le modèle et le coefficient d’échange convectif
doit donc être recalculé à chaque pas de temps. Enfin la recherche d’une
amélioration du coefficient d’échange convectif par un changement d’état
de surface ou l’ajout d’ailettes peut permettre d’accélérer les échanges
entre l’air et le MCP jusqu’à un certain palier, la Figure 67 montrent les
limites d’une telle augmentation.
2.3 Confrontation entre simulations et résultats
issus du banc instrumenté
Les relevés de mesures prises pour le scénario 3 avec l’échangeur expé-
rimental testé sur le banc instrumenté sont confrontés aux résultats de si-
mulation correspondant aux mêmes conditions d’entrée.
2.3.1 Prise en compte du phénomène d’hystérésis dans la
modélisation
L’admission d’une courbe de capacité thermique massique du MCP en
fonction de la température comme entrée du modèle est l’un des points
délicats de cette modélisation. Une première hypothèse porte sur la mo-
délisation par une seule courbe continue de capacité thermique massique
utilisée dans le sens de la fusion et dans le sens de la solidification ou
alors la modélisation par deux courbes distinctes, une pour la fusion et
une pour la solidification. Dans ce second cas, il convient alors de traiter
numériquement le passage d’une courbe à une autre et la transition qui en
découle.
Les solutions proposées sont au nombre de 4, elles sont exposées
ci-dessous et ont été implémentées et simulées pour pourvoir être compa-
rées.
2.3.1.1 Solutions a et b, sans hystérésis
Dans le chapitre 2, la Figure 27 représente graphiquement les deux
courbes de capacité thermique massique, en chauffage et en refroidisse-
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
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Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 136
ment, pour le matériau Energain™. Ces courbes sont construites avec les
résultats de tests DSC. Les deux courbes n’étant absolument pas superpo-
sées, un phénomène d’hystérésis pour ce matériau est détecté. Les deux
pics de fusion et de solidification sont éloignés de 6°C (respectivement à
23°C et 17°C). De plus la courbe de refroidissement présente une forme
de pic plus large et de ce fait moins haut que celui de la courbe de chauf-
fage.
Pour ces deux premières solutions, une seule courbe est prise en
compte dans le modèle et c’est la même qui sert pour le chauffage et le
refroidissement. Dans la solution a c’est la courbe de chauffage et dans la
solution b c’est la courbe de refroidissement. Dans les figures qui sui-
vent, les légendes Cpc indiquent la solution a pour courbe de chauffage
uniquement tandis que les légendes Cpr indiquent la solution b pour
courbe de refroidissement uniquement. Sur le quatrième créneau de tem-
pérature du scénario, la Figure 72 représente la température d’entrée d’air
commune à l’expérience et aux simulations, la température d’air à la so r-
tie de l’échangeur telle qu’elle a été mesurée ainsi que ces mêmes tempé-
ratures d’air issues des simulations a et b. De la même manière, la Figure
73 représente les puissances totales échangées dans le dispositif.
Figure 72: Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et
expérimental, solutions a et b
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
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Figure 73: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expéri-
mental, solutions a et b
Les résultats issus de la méthode utilisant exclusivement la
courbe de capacité thermique massique de fusion (a) sont plus proches
des résultats expérimentaux aussi bien sur les phases de fusion du MCP
que sur les phases de solidification. Globalement sur cette solution a le
comportement du modèle numérique est satisfaisant sur l’ensemble des
créneaux de température du scénario. Sur le créneau 5, celui à 30°C des
écarts légèrement plus importants apparaissent, tout en restant très modé-
rés. Le Tableau 15 indique les moyennes, écart-types et maximum des
écarts entre les valeurs mesurées et les valeurs issues des simulations.
Tableau 15: Ecarts entre les valeurs expérimentales et celles issus des simula-
tions a et b
Températures d’air (°C) Puissances (W)
Simulation
a
Simulation
b
Simulation
a
Simulation
b
Moyennes 0,17 0,36 23,5 41,3
Ecart-types 0,20 0,26 21,3 28,7
Maximum 1,17 1,57 169,9 182,0
Pour la simulation avec la solution b, les résultats sont plus éloi-
gnés des valeurs expérimentales. La courbe de capacité thermique mas-
sique utilisée ne semble pas refléter de manière satisfaisante le compor-
tement du MCP en fusion mais pas non plus en solidification. La solution
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
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donne des résultats plus proches de l’expérimental même sur les créneaux
bas.
Avec la simulation a, la moyenne des écarts pour les tempéra-
tures de sortie d’air est de 0,17°C avec un écart-type de 0,20°C. Par rap-
port aux incertitudes de mesures de températures des thermocouples (voir
chapitre 2 section 1.4.3) que l’on peut considérer égale à 0,13°C, cette
confrontation modèle / expérimentation est très positive sur la précision
du modèle.
2.3.1.2 Solution c et d, avec hystérésis
Pour ces solutions de modélisation, les deux courbes de capacité ther-
mique massique sont utilisées pour que le phénomène d’hystérésis soit
pris en compte. La différence entre les deux méthodes intervient au ni-
veau de la gestion des deux courbes par le modèle. Pour chaque maille de
MCP, lorsque la courbe de température du nœud est monotone alors le
mode de fonctionnement est le même que pour les méthodes de simula-
tion a et b avec une seule courbe sauf que la courbe de fusion est utilisée
en cas de croissance de la température dans le MCP et la courbe de sol i-
dification est utilisée en cas de décroissance de la température dans le
MCP.
Dans la solution c, lorsque la dérivée de la température du nœud
en fonction du temps change de signe, ce qui ce traduit dans le modèle
par les conditions ci-dessous, alors la capacité thermique massique est
immédiatement calculée en fonction de la seconde courbe.
(44)
Sur la Figure 74, 5 températures avec leur capacité calorifique
correspondante sont représentées. On suppose qu’il s’agit des tempéra-
tures successives d’un nœud de MCP. La température augmente entre T1
et T2, entre T2 et T3 puis baisse entre T3 et T4 ainsi qu’entre T4 et T5.
Pour les 3 premiers points, les capacités Cp1, Cp2 et Cp3 sont trouvées
sur la courbe correspondant à la fusion. Pour les deux autres points, Cp4
et Cp5 sont trouvées sur la courbe correspondant à la solidification. Le
problème de cette méthode est que le passage de Cp3 à Cp4 se fait de
manière arbitraire avec possiblement un saut assez important et un ren-
versement de sens d’évolution si la zone de température où la dérivée
temporelle de la température du nœud change de signe se trouve entre les
deux pics de capacité thermique massique (sur l’exemple donné entre
17°C et 23°C).
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
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Figure 74: Détermination de la capacité thermique massique en fonction de la
température, solution c
Dans la solution d, lorsque la dérivée temporelle de la tempéra-
ture du nœud de MCP change de signe, la capacité thermique massique
n’est pas immédiatement prise sur la seconde courbe comme dans la solu-
tion c. Elle est conservée constante jusqu’à ce que l’évolution de la tem-
pérature permette d’atteindre la seconde courbe de capacité thermique
massique. Les valeurs sont alors prises sur cette courbe jusqu’au prochain
changement de signe de la dérivée. La Figure 75 illustre la méthode rete-
nue dans cette solution d. Dans l’exemple donné sur cette figure, la tem-
pérature du nœud de MCP étudié augmente de T1 à T2. La capacité ther-
mique massique est alors récupérée sur la courbe de fusion en Cp1 et
Cp2. Ensuite la température du nœud diminue jusqu’à T3 , la capacité
thermique massique est alors prise égale à Cp2 puisque la courbe de sol i-
dification n’est pas atteinte en considérant un déplacement horizontal du
point d’abscisse T2 au point d’abscisse T3. La température du nœud se
refroidit encore jusqu’à T4, la capacité thermique massique est alors prise
sur la courbe de solidification du MCP en Cp4. Même chose pour le re-
froidissement jusqu’en T5. Entre T5 et T6 la température du nœud de
MCP augmente, comme la courbe de fusion n’est pas atteinte avec le dé-
placement horizontal entre les abscisses T5 et T6, Cp6 = Cp5. Même
chose en T7 mais cette fois ci la courbe de fusion est tout juste atteinte,
Cp7 = Cp6 = Cp5.
0 5 10 15 20 25 30 352
4
6
8
10
12
14
Température (°C))
Cp (
kJ/(
kg.K
))
Cp fusion
Cp solidification
T1 T2
T3
T4
T5
Cp1
Cp2
Cp3
Cp4
Cp5
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Figure 75: Détermination de la capacité thermique massique en fonction de la
température, solution d
Les résultats de ces deux cas de simulations avec une méthode de
prise en compte de l’hystérésis sont différents de ceux des simulations
avec une seule courbe de capacité thermique. Notamment sur les cré-
neaux 3 et 4 ou l’inversion de sens d’évolution de température a lieu près
de la zone de fusion/ solidification. Par contre il n’y a quasiment aucune
différence sur les résultats entre la solution c et la solution d. Les Figure
76, Figure 77, Figure 78 et Figure 79 représentent respectivement les
températures de sortie d’échangeurs pour les simulations c et d et pour
l’expérimentation sur les créneaux 3 puis 4 ainsi que les puissances des
échangeurs pour les simulations c et d et pour l’expérimentation sur les
créneaux 3 puis 4. Sur le créneau 3, pour la partie où l’entrée d’air est
ramenée à 5°C, donc la phase de solidification du MCP, les courbes is-
sues des simulations c et d ne coïncident pas avec les résultats expéri-
mentaux. Il y a un décalage important qui amène à une puissance sures-
timée dans le cas des simulations. Sur le créneau 4, le décalage n’est pas
le même, les courbes des simulations c et d et les courbes expérimentales
sont plus proches mais ne coïncident pas. La puissance est sous-estimée
dans un premier temps après le passage de 25°C à 5°C puis surestimée
par la suite. Sur la partie haute des créneaux, la situation est la même que
pour le cas sans hystérésis a.
0 5 10 15 20 25 30 352
4
6
8
10
12
14
Température (°C))
Cp (
kJ/(
kg.K
))
Cp fusion
Cp solidification
T1T6 T3 T2T5 T4
T7
Cp1
Cp4
Cp2,3
Cp5,6,7
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Figure 76: Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et
expérimental, solutions c et d, créneau 3
Figure 77:Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et
expérimental, solutions c et d, créneau 4
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Figure 78: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expéri-
mental, solutions c et d, créneau 3
Figure 79: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expéri-
mental, solutions c et d, créneau 4
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Sur les 4 figures, les courbes rouges et violettes se confondent
dans l’épaisseur du trait, les résultats pour ces deux simulations sont très
proches.
Le Tableau 16 fait le point sur les écarts constatés entre les résul-
tats des modèles c et d et les résultats expérimentaux. La moyenne des
écarts et le maximum constaté sont plus important que pour les résultats
avec le modèle a donnés dans le Tableau 15. Les écarts entre le modèle c
et l’expérimental sont quasi-similaires à ceux entre le modèle d et
l’expérimental.
Tableau 16: Ecarts entre les valeurs expérimentales et celles issus des simula-
tions c et d sur la durée du calcul
Températures d’air (°C) Puissances (W)
Simulation
c
Simulation
d
Simulation
c
Simulation
d
Moyennes 0,29 0,29 33,82 33,89
Ecart-types 0,31 0,31 31,71 31,52
Maximum 1,74 1,74 207,60 206,19
2.3.2 Validation avec le scénario 2, température d’entrée
d’air sinusoïdale
Les données du scénario 2c sont utilisées en entrée du modèle. Deux si-
mulations sont effectuées, la première avec la courbe de capacité calor i-
fique considérée comme étant la courbe de fusion du MCP, solution dite
a dans la partie précédente et la seconde avec une prise en compte de
l’hystérésis suivant la solution dite c dans la partie précédente.
Dans ce scénario, la fusion et la solidification du MCP sont plus
progressives et la comparaison entre les résultats expérimentaux et ces
deux simulations permettent de définir la précision du modèle avec les
deux solutions envisagées pour la gestion de la capacité calorifique mas-
sique équivalente dépendante de la température dans ce contexte.
Le modèle est clairement validé dans ce cadre-la, notamment au
niveau des températures d’air de sortie de l’échangeur avec un écart
maximum constaté de 0,56 °C pour la solution a et 0,57°C pour la solu-
tion c, ce qui correspond au maximum à 3,7% d’erreur. La Figure 80 et la
Figure 81 représentent respectivement, pour une période de la sinusoïde
d’entrée d’air, les températures d’air en sortie obtenues en simulation et
expérimentalement ainsi que les puissances d’échangeurs pour les simu-
lations et expérimentes. Les résultats des solutions a et c « encadrent »
les résultats expérimentaux. Et sur cette comparaison, l’un des deux mo-
dèles n’est pas meilleur que l’autre.
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Figure 80: Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et
expérimental, solutions a et c, scénario 2c
Figure 81: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expéri-
mental, solutions a et c, scénario 2c
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Le Tableau 17 récapitule la comparaison entre les modèles et les
résultats expérimentaux. La meilleure modélisation est certainement entre
les solutions a et c, avec une prise en compte de l’hystérésis plus fidèle-
ment intégrée au modèle.
Tableau 17: Ecarts entre les valeurs expérimentales et celles issus des simula-
tions a et c, scénario 2 sur la durée de calcul
Températures d’air (°C) Puissances (W)
Simulation
a
Simulation
c
Simulation
a
Simulation
c
Moyennes 0,23 0,18 24,32 29,03
Ecart-types 0,13 0,12 14,06 15,10
Maximum 0,56 0,57 67,62 74,41
2.4 Analyse du comportement en hystérésis du
MCP
Un comportement dit d’hystérésis est relevé pour de nombreux MCP dont
le composé ENERGAIN® sur les courbes enthalpiques issues des me-
sures par calorimétrie différentielle comme vu au chapitre 2. Quelques
pistes pour prendre en compte cet effet dans la modélisation ont été com-
parées dans la section précédente. A travers les résultats expérimentaux
et l’exploitation d’un point de mesure de la température au cœur de la
couche de MCP, ce comportement en hystérésis est analysé par compa-
raison par rapport aux différentes simulations.
Les courbes expérimentales obtenues par calorimétrie différen-
tielle font état de montée et descente en température sur des plages de
températures suffisamment vastes pour couvrir intégralement la zone de
changement de phase solide liquide du produit testé. Cela ne saurait être
toujours le cas sur une utilisation réelle de MCP telle qu’elle est prévue
ici.
De ce fait, le scénario expérimental de créneau en température de
hauteur progressive est utilisé pour l’analyse de la pertinence des choix
possibles de courbes de capacité thermiques par DSC en chauffage et en
refroidissement. Deux cas sont illustrés :
Simulation utilisant la seule courbe de capacité thermique mas-
sique équivalente de montée en température (simulation a), voir
section 2.3.1.1.
Simulation utilisant les 2 courbes de capacité thermique massique
équivalente (simulation c) telle que décrite à la section 2.3.1.2.
Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation
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Pour cette illustration, nous avons choisi de représenter sur la Fi-
gure 82 la comparaison entre ces simulations et les mesures expérimen-
tales en un seul point du MCP situé au centre d’une plaque dans la lon-
gueur, la largeur et dans l’épaisseur. Le premier élément issu de l’analyse
de ces courbes est la position différente des courbes les unes par rapport
aux autres selon les créneaux. Pour illustrer plus précisément l’allure de
ces courbes, 3 « zooms » sur des zones présentant le plus d’intérêt, c'est-
à-dire contenant la température de fusion, sont présentés. Rappelons que
la température de fusion de nos plaques se situe autour de 22°C mais que
le changement de phase se produit sur une plage allant en gros de 15 à
27°C. Ces sélections sont la Figure 83, la Figure 84 et la Figure 85.
Pour les créneaux à 10°C et 15°C, donc qui se situent en amont
du pic de fusion et sur lesquels nous ne présentons pas de zoom, le cons-
tat est que la courbe de température issue de la simulation a est celle qui
correspond le mieux à la mesure. Sur le zoom 1 correspondant au créneau
de température d’entrée d’air à 20°C, c’est toujours la courbe issue de la
simulation a qui est la plus proche de celle représentant la mesure. Toute-
fois sur la première partie des courbes en descente de température (pas-
sage de la température d’entrée d’air de 20°C à 5°C), une différence
maximale de 1°C est observée pour la simulation a. Cela peut être no-
tamment imputable à la forme de la courbe de capacité thermique mas-
sique équivalente, paramètre très influent sur cette zone autour de 20°C
correspondant à la zone de changement de phase du matériau. Il y a une
incertitude sur la valeur de cette capacité thermique massique équivalente
pour cette phase là justement où on a à la fois atteinte partielle de la tem-
pérature de changement de phase et changement de signe de la dérivée
temporelle de la température du nœud de MCP.
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Figure 82: Mesures et simulations de la température au cœur d’une plaque de
MCP dans le scénario 3 pour les méthodes a et c de gestion de la capacité
thermique massique équivalente.
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Figure 83: Zoom 1 de la Figure 82
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Figure 84: Zoom 2 de la Figure 82
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Figure 85: Zoom 3 de la Figure 82
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Sur le zoom 2, le créneau de température d’entrée d’air est à
25°C. La température atteint au maximum 23°C dans ce nœud étudié au
cœur du MCP à la dixième heure du créneau (nous n’avons pas atteint les
régimes permanents). La position des courbes les unes par rapport aux
autres diffèrent significativement par rapport aux trois créneaux précé-
dents. Sur une première période à partir du basculement de créneau, c’est
la courbe de la simulation c, qui est plus proche de la mesure. C'est -à-dire
que c’est la seconde courbe de capacité thermique massique équivalente,
celle correspondant au refroidissement qui est à privilégier ici. Lorsque la
température du nœud atteint 16°C, il y a croisement et c’est la courbe de
la simulation a qui devient la plus proche de celle de la mesure. Cela peut
être interprété par le fait que lors du créneau haut, la température du pic
de fusion a été dépassé puisque 23°C sont atteint, donc à la redescente en
température le MCP est majoritairement liquide et à cet état correspond
la seconde courbe de capacité calorifique massique équivalente. A 16°C,
le pic de cette seconde courbe est atteint et en dessous le matériau est ma-
joritairement solide, le constat est fait que la seconde courbe de capacité
thermique massique équivalente dite « de refroidissement » de la simula-
tion c ne convient plus.
Autour de 20°C, la courbe des mesures présente une double in-
flexion caractérisant le processus de changement de phase. Les courbes
issues des simulations n’ont pas cette caractéristique ce qui illustre une
faille dans la modélisation de la capacité thermique massique équiva-
lente. La forme de la courbe pour le MCP mis en œuvre diffère sans
doute modérément de celle obtenue via les mesures calorimétriques.
Enfin sur le 3ème
zoom, correspondant au créneau à 30°C, les
éléments repérés au créneau précédent sont confortés. La température au
nœud de MCP qui nous intéresse atteint les 30°C au bout des 10h du cré-
neau d’entrée d’air à 30°C. Au basculement vers le créneau bas d’entrée
d’air à 5°C, la courbe de la simulation c, ou pour la descente en tempéra-
ture c’est la seconde courbe de capacité thermique massique équivalente
qui est utilisée qui colle au plus près à la courbe des mesures. Ces deux
courbes marquent bien l’inflexion à partir de 23°C correspondant au dé-
marrage du phénomène de changement de phase endothermique. La se-
conde inflexion à partir de 19°C n’est marquée que par la courbe de me-
sure.
Comme pour le zoom 2, sur la seconde partie des courbes c’est la
courbe correspondant à la simulation a qui est la plus proche des me-
sures, ici à partir de 13°C.
L’ensemble de ces éléments indiquent que le traitement du chan-
gement de phase dans le modèle via 1 seule courbe de capacité thermique
massique équivalente pour un matériau sujet à l’hystérésis conduit à des
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Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 152
imprécisions notables dans la prédiction du profil de température du
MCP. Le cas du traitement à l’aide de deux courbes de capacité ther-
mique massique équivalente est plus fidèle aux mesures. Mais il semble
que le choix entre les deux courbes à utiliser ne doit pas se faire sur la
base de la montée ou de la descente en température comme cela a été le
cas dans la simulation type c. Il ressort de l’étude que les deux capacités
thermiques massiques équivalentes correspondent l’une au MCP à l’éta t
majoritairement solide et l’autre au MCP à l’état majoritairement liquide.
Une incertitude demeure sur le cas de montée en température à
20°C puis sur la redescente. Le changement de phase est partiel et son
traitement par les courbes de capacité thermique massique équivalente tel
que testé ici n’est pas tout à fait satisfaisant. Il serait intéressant de dispo-
ser de courbes obtenues par calorimétrie différentielle correspondant à
une montée/descente en température jusqu’à des températures proches de
la température de fusion pour pouvoir traiter avec précision ces cas de f i-
gure.
2.5 Conclusion
Pour avoir le modèle le plus précis possible tout en gardant le temps de
calcul le plus raisonnable, celui-ci prend en compte la variation de con-
ductivité thermique du MCP en fonction de son état, le calcul des coeffi-
cients de convection à l’interface air/MCP en fonction de la géométrie et
le profil de capacité thermique massique du MCP. A ce sujet, la problé-
matique de l’hystérésis intervient sur les montées et descentes en tempé-
rature progressives. Le meilleur moyen de modéliser le comportement
thermique du MCP parmi ceux expérimentés est de considérer les deux
courbes de capacité thermique massique obtenues par calorimétrie diffé-
rentielle en cas d’hystérésis et de les associer chacune à leur phase de
prédominance. C'est-à-dire l’une pour le MCP solide (courbe de montée
de température) et l’autre pour le MCP liquide (courbe de descente de
température). Certains cas de figures ne sont malgré tout pas modélisés
de manière précise, c’est le cas des variations de température juste autour
du pic de fusion et du pic de solidification.
Les comparaisons sur les bases des scénarios expérimentaux avec
entrée d’air en créneaux de température et sinusoïdes donnent des résu l-
tats qui permettent de valider le modèle numérique dans le cadre de son
utilisation pour la simulation dynamique dans le bâtiment avec des préci-
sions en température de l’ordre du degré dans les cas les plus défavo-
rables. Certains décalages sur les courbes de puissance notamment sont
imputables à une précision insuffisante des coefficients de convection,
l’importance de ces valeurs étant explicité par la Figure 67.
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 153
Chapitre 4
Modélisation et simulation d’un bâ-
timent équipé d’un système
d’échangeur air/MCP couplé à la
ventilation
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 154
1
Dimensionnement et performances
du dispositif seul
1.1 Introduction
1.2 Performance de l’échangeur testé expérimentalement aux
scénarios 2 c, d, e
1.3 Dimensionnement d’une unité de MCP par la simulation
1.3.1 Modules contenants les plaques de MCP
1.3.1.1 MCP pur
1.3.1.2 Géométrie du module
1.3.2 Sélection de l’épaisseur des plaques de MCP
1.3.3 Liquéfaction et solidification du MCP dans les plaques soumises
une entrée d’air sinusoïdale
1.4 Conclusion
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 155
1 Dimensionnement et performance du dispositif seul
1.1 Introduction
Avec le modèle établi au chapitre précédent et à l’aide des résultats expé-
rimentaux, les performances du dispositif d’échangeur-stockeur peuvent
être analysées. Ainsi pour l’objectif de gestion du confort d’été d’un lo-
gement, le dimensionnement de l’échangeur peut être adapté pour que ses
performances soient suffisantes.
Pour ce faire, les expérimentations à l’échelle 1 réalisées dans le
tunnel et présentées au chapitre 2 permettent d’appréhender la puissance
de rafraichissement obtenue avec le matériau Energain®. Dans la pre-
mière partie de cette section, les résultats obtenus avec les entrées d’air
sinusoïdales sur la plage 15-29°C pour différents débits sont analysés.
Ensuite les unités contenant les plaques de MCP à installer dans
la maison avec le système de ventilation rénové sont dimensionnées à
l’aide de simulations pour déterminer l’épaisseur des plaques de MCP op-
timale. Les cycles de fusion-solidification des plaques ainsi retenues sont
vérifiés avec un suivi par simulation du titre liquide du MCP en chaque
maille du modèle.
1.2 Performance de l’échangeur testé
expérimentalement aux scénarios 2 c, d, e
Dans le scénario 2, l’échangeur expérimental composé de 2 lames d’air
enrobant une plaque de Energain® central et refermées par deux demi-
plaques de ce même matériau est soumis à un débit d’air entrant avec une
évolution sinusoïdale de la température entre 15 et 29°C. Ces scénarios
2c, 2d et 2e recouvrent 3 débits d’air comme présenté à la section 2.4.2.2
du chapitre II. Ces débits d’air sont respectivement 350, 280 et 195 m3/h.
La Figure 86 présente les résultats des mesures effectuées lors de
ces essais en terme de puissance échangée entre l’air traversant le dispo-
sitif et la masse de MCP. Pour les débits du plus élevé au plus faible, les
amplitudes de puissance sont respectivement :
De -285,4 à 212 W
De -245 à 199 W
De -185 à 152 W
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 156
Figure 86: Puissances échangées entre l’air et 2 plaques de MCP mesurées
dans le scénario 2 pour 3 débits d’air
Les valeurs de puissance positive correspondent à un apport
d’énergie du MCP vers l’air (solidification du MCP) tandis que les va-
leurs de puissance négative correspondent à un apport d’énergie de l’air
vers le MCP (liquéfaction du MCP).
La Figure 87 indique les températures d’entrées et de sorties
d’air mesurées pour ces scénarios. La puissance maximum enregistrée en
phase de liquéfaction correspond pour le plus bas débit à une température
d’entrée d’air de 28,3°C et de sortie d’air de 25,5°C. Pour le débit inter-
médiaire, elle correspond à une température d’entrée d’air de 27,5°C et
de sortie d’air de 25°C. Enfin pour le plus haut débit, elle correspond à
une température d’entrée d’air de 27°C et de sortie d’air de 24,5°C.
Entre les minutes 1320 et 1960, soit pendant 10h et 40 minutes,
l’air est rafraîchi au contact du MCP qui se liquéfie. Le système expér i-
mental et ses deux plaques de MCP sont capables d’engendrer des puis-
sances de rafraichissement d’au moins les valeurs indiquées dans le Ta-
bleau 18 sur les durées correspondantes.
Pour avoir une puissance minimum de 2kW pendant au moins
4h50, il faut donc 10 fois l’échangeur expérimenté en parallèle, c'est -à-
dire 20 couches d’Energain®, soit 780 kg de matériaux. Un échangeur
plus léger de 10 couches de matériaux pourrait assurer une puissance mi-
nimum de 750 W pendant 6h10 ou 1000 W pendant 4h50. Les heures de
disponibilité de la puissance correspondent bien aux heures ou la tempé-
rature d’entrée d’air est la plus chaude comme vu en faisant le parallèle
entre la Figure 86 et la Figure 87.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 157
Figure 87: Température d’entrée et de sortie d’air pour les 3 débits d’air des
scénarios 2c, d et e
Tableau 18: Performance de l’échangeur expérimental
Temps pendant lequel la puissance est assurée
Débit : /
Puissance minimum: 350 m
3/h 280 m
3/h 195 m
3/h
50 W 9h 10min 9h 10min 8h 40min
100 W 7h 40min 7h 10min 6h 20min
150 W 6h 10min 5h 30min 4h 10min
200 W 4h 50min 3h 50min -
250 W 2h 50min - -
Bien qu’intéressantes, ces performances par rapport à cette en-
trée d’air de type sinusoïde en température doivent être améliorés pour le
couplage au bâtiment. Les températures de sortie d’air obtenues ne sont
pas assez basses pour faire de la climatisation. Sur les courbes de la Fi-
gure 87, moins le débit est grand, plus la différence entre les tempéra-
tures d’entrées et de sorties d’air sont importantes. Dans la section su i-
vante, des simulations vont permettre de redimensionner le dispositif
pour obtenir de meilleures performances avec un MCP dit « pur » con-
trairement au composé Energain® qui contient 60% de paraffines.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 158
1.3 Dimensionnement d’une unité de MCP par la
simulation
Le dimensionnement d’une unité de MCP destinée à être intégrée seule
ou en plusieurs exemplaires à un système de sur-ventilation dans un bâ-
timent est réalisé en modélisant un MCP pur avec des caractéristiques
adaptées à l’usage bâtiment. Celui-ci est réparti en plaques dans un mo-
dule parallélépipédique comme dans le reste de l’étude. L’épaisseur des
plaques à utiliser est déterminée via une série de tests paramétriques et
enfin une simulation du module valide son bon fonctionnement suivant le
cycle retenu.
1.3.1 Modules contenant les plaques de MCP
1.3.1.1 MCP pur
Le matériau Energain® présente des inconvénients. Sa plage de fusion est
étalée entre 3 et 30°C, centrée sur 21°C. Et le second point est sa const i-
tution, à base de « seulement » 60% de paraffines. Ces éléments condui-
sent aux résultats du paragraphe 1.2 et dans la suite, pour aller vers de
meilleures performances, correspondant aux objectifs fixés, un MCP plus
pur est utilisé dans le modèle.
Il s’agit d’un matériau type paraffine (il est théorique mais avec
des caractéristiques repésentatives) avec une conductivité thermique de
0,2 W/(m.K) et une masse volumique de 1000 kg/m3. Sa chaleur latente
totale est de 170 J/g et il présente un pic de fusion resserré, d’environ
4°C de large à sa base. La température de fusion est prise de base à 23°C
mais pour considérer plusieurs autres valeurs, l’idée est de décaler la
courbe de capacité thermique massique indiquée sur la Figure 88 vers la
gauche de 2°C pour avoir une température de fusion en pic à 21°C et vers
la droite de 2°C pour avoir une température de fusion en pic de 25°C.
Un pic de changement de phase plus étroit permettra d’assurer
des cycles de charge/décharge même lorsque l’amplitude de température
quotidienne sera plutôt faible, tant que celle-ci encadre la plage de chan-
gement de phase.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 159
Figure 88: Capacité thermique massique équivalente d’un MCP plus pur de
température de fusion 23°C modélisé
1.3.1.2 Géométrie du module
Pour son insertion dans le bâtiment, la hauteur d’un module est limitée à
40 cm. Sur une base carrée de 1m20 par 1m20 cela fait un volume de
0,58 m3. L’épaisseur de la lame d’air entre deux plaques de MCP est
prise égale à 1 cm pour l’avoir minimum tout en permettant une concep-
tion possible avec des pertes de charges très faibles. Celles-ci sont calcu-
lées suivant la méthode décrite au chapitre 3 section 2.2.2.1. Les résultats
sont une perte de charge de 9,6 Pa sur le module. Le Tableau 19 récapi-
tule les hypothèses du calcul. Avec le même débit d’air divisé dans deux
modules, c'est-à-dire avec une vitesse de l’air divisé par deux, les pertes
de charges tombent à 2,4 Pa.
Tableau 19 : Calcul des pertes de charges
Vitesse de l’air 2,2 m/s Re 2925,5
Longueur 1,2 m f 0,043
Largeur 1,2 m K1 0,27
Epaisseur lame
d’air 0,01 m K2 0,4
Viscosité de
l’air 15,04.10
-6 m²/s hf1 0,1655 m
5 10 15 20 25 30 350
20
40
60
80
100
120
140
Température(°C)
Ca
pa
cité
th
erm
iqu
e m
assiq
ue
(J/(
g.K
))
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 160
Masse volu-
mique de l’air
(maximale à
15°C)
1,225 kg/m3 hf2 0,637 m
Epaisseur
plaque de MCP 0,015 m ΔP 9,6 Pa
Pour ces calculs de pertes de charges, l’épaisseur des plaques de
MCP a été fixée à 15 mm. La section suivante explique ce choix. Cela
donne 16 plaques de MCP de 15 mm séparées par des lames d’air de 10
mm pour la hauteur totale de 40 cm.
1.3.2 Sélection de l’épaisseur des plaques de MCP
Le moteur de calcul Codymur permet l’étude en régime variable
du comportement thermique d’une paroi avec des sollicitations sur cha-
cune des surfaces et une hypothèse de transferts thermiques unidimen-
sionnels. Le moteur de calcul est plus amplement explicité dans l’article
de Virgone et Noel (Virgone & Noel, 2003). L’avantage de ce petit mo-
teur de calcul est qu’il est prévu à la base pour supporter des constituants
à capacité thermique massique dépendant de la température.
Il a été utilisé dans le cadre de ces travaux pour obtenir des in-
formations sur le meilleur choix d’épaisseur de MCP à prévoir dans les
modules d’échangeur/stockeur à moindre temps de calcul.
Pour cela, la paroi explicitée dans le modèle comporte simple-
ment une épaisseur de MCP dont les caractéristiques sont indiquées pré-
cédemment. De part et d’autres de cette plaque de MCP, les conditions
aux limites sont identiques, il y a symétrie par rapport au plan orthogonal
à la direction des transferts thermiques et situé au centre de la plaque.
Ces conditions aux limites sont définies comme des températures en
fonction du temps. Ce sont des sinusoïdes de période 24h entre 19°C et
29°C.
L’exercice a été réalisé deux fois, dans un premier cas avec un
pic de fusion du MCP à 23°C et dans le second cas avec ce pic à 25°C.
Ces températures de fusion sont les plus adaptées vu les caractéristiques
climatiques et les conclusions tirées au chapitre 1, section 1.3.1.
Les résultats sont obtenus en termes de somme de flux surfa-
ciques heure par heure pour chacune des épaisseurs traitées. La simula-
tion est conduite sur 8 périodes et c’est sur les dernières 24h que
l’intégrale des flux positifs est calculée pour tracer les courbes sur la Fi-
gure 89 en ce qui concerne la température de fusion à 23°C et sur la Fi-
gure 90 pour la température de fusion à 25°C.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 161
Figure 89: Energie restituée par une plaque de MCP de 1m
2 en fonction de son
épaisseur pour une température de fusion de 23°C
Figure 90: Energie restituée par une plaque de MCP de 1m
2 en fonction de son
épaisseur pour une température de fusion de 25°C
Une épaisseur de plaque de 15 mm est le meilleur choix pour ces
conditions aux limites et pour le MCP à température de fusion à 25°C.
Avec le MCP à température de fusion à 23°C, il est possible d’avoir une
épaisseur plus importante mais avec l’épaisseur de 15 mm, 87% du po-
tentiel atteignable est exploité. Le passage à 21 mm permet de passer à
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 162
96,3% du potentiel mais la quantité de MCP à ajouter : 5,4 kg par m2 et
par plaque est importante par rapport au gain.
Cette sélection de module composé de 16 plaques de MCP de
1m20 par 1m20 et d’épaisseur 15 mm, séparées par des lames d’air de 10
mm est simulé par le code 2D développé au chapitre précédent pour vi-
sualiser le bon fonctionnement des cycles de fusion/solidification du ma-
tériau avec un profil d’entrée d’air en température sinusoïdale centré sur
24°C, d’amplitude 10°C et de période 24h.
1.3.3 Liquéfaction et solidification du MCP dans les
plaques soumises une entrée d’air sinusoïdale
Une masse de 350 kg de MCP est donc disposée dans un échangeur aux
dimensions établies juste avant. La simulation est réalisée avec le pro-
gramme Matlab tel que présenté au chapitre précédent sur plusieurs jours
et les premiers ne sont pas pris en compte pour ne pas subir l’influence
des conditions initiales. La puissance échangée par le MCP au cours de la
simulation est tracée, elle est négative lorsque l’air est réchauffé par le
MCP et positive à l’inverse. Sur la Figure 91, 3 jours de simulation sont
représentées. Le MCP utilisé pour cette simulation est celui avec le pic de
fusion à 23°C et le débit d’air traversant le module est de 750 m3/h. Dans
cette configuration, le système délivre jusqu’à plus de 2 kW de puissance
de rafraichissement et se recharge à une puissance maximale de 1,5 kW.
Figure 91 : Puissance de l’échangeur à MCP simulé avec les points correspon-
dants aux relevés de degré de fusion.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 163
Les lettres a, b, c, d et e marquent des points sur la courbe de
puissance de cette Figure 91. Ceux-ci réfèrent aux instants choisis pour
illustrer le titre liquide en chaque maille de MCP sur une coupe d’une
plaque.
Figure 92: Titre liquide du MCP, point a
Figure 93: Titre liquide du MCP, point b
2 4 6 8 10 121
2
3
4
5
6
7
noeuds horizontaux (dx=0.1 m)
no
eu
ds v
ert
ica
ux (
dy=
0.0
02
5 m
)
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
2 4 6 8 10 121
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noeuds horizontaux (dx=0.1 m)
no
eu
ds v
ert
ica
ux (
dy=
0.0
02
5 m
)
0
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1
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Figure 94: Titre liquide du MCP, point c
Figure 95: Titre liquide du MCP, point d
2 4 6 8 10 121
2
3
4
5
6
7
noeuds horizontaux (dx=0.1 m)
no
eu
ds v
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ica
ux (
dy=
0.0
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5 m
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noeuds horizontaux (dx=0.1 m)
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ds v
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ica
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dy=
0.0
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)
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Figure 96: Titre liquide du MCP, point e
Ces coupes représentent une plaque dans son épaisseur et sur
toute la longueur. Celles-ci ne sont pas à l’échelle, la dimension verticale,
dans l’épaisseur de la plaque a été agrandie pour voir l’état du MCP au
cœur.
Le titre liquide est compris entre 0 et 1, 0 quand le MCP est
100% solide et 1 quand le MCP est en phase liquide. Sur les coupes, les
nœuds sont repérés par leur numérotation, de 1 à 12 en abscisse avec 10
cm entre chaque nœud et de 1 à 7 en ordonnée avec 2,5 mm entre chaque
nœud. L’air circule via les deux lames au dessus et au dessous de la
plaque de la gauche vers la droite.
Sur la Figure 92, tout le MCP n’est pas solide comme ce devrait
être le cas dans un cas optimum. Au bout de l’échangeur, au cœur des
plaques, le MCP est toujours à 70% liquide. Sur la Figure 95, à la puis-
sance maximale échangée entre l’air et le MCP, les bords d’attaque se so-
lidifient bien mais à l’autre bout, au cœur, le MCP reste toujours plus l i-
quide que solide. Sur la Figure 94, au maximum de puissance opposé, les
bords d’attaque sont totalement liquides mais il y a toujours des mailles
de MCP, au cœur du matériau qui sont seulement liquéfiées à 70% à
cause de la faible conductivité thermique de la paraffine. Sur la Figure
93, quasiment tout le MCP est sous forme liquide, la puissance d’échange
chute rapidement. Enfin sur la Figure 96, Le MCP de la plaque, sous
forme liquide commence tout juste sa solidification par les bords
d’attaque. (Borderon, Virgone, & Cantin, 2011)
2 4 6 8 10 121
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noeuds horizontaux (dx=0.1 m)
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L’épaisseur des plaques sélectionnées convient. En mode rafra i-
chissement, l’ensemble du matériau est sollicité. En mode cristallisation,
une partie du MCP n’est pas solidifié à 100% au cours du cycle, il est
donc inutile d’ajouter de l’épaisseur supplémentaire sans augmenter la
conductivité thermique du MCP ainsi que le débit d’air de surventilation
nocturne. La longueur de l’échangeur est suffisante du point de vue de la
liquéfaction du MCP, celle-ci se fait bien progressivement en commen-
çant par les bords d’attaque. La aussi, une longueur plus importante né-
cessiterait plus de moyens pour régénérer l’ensemble du matériau pen-
dant le cycle de cristallisation. Cette phase est identifiée comme la phase
limitante à l’efficacité du dispositif.
1.4 Conclusion
Un dispositif composé de modules comprenant 16 plaques de MCP de 15
mm d’épaisseur est prêt à être simulé en association avec un bâtiment
complet. Le MCP sélectionné n’est pas le matériau Energain® parce que
les performances obtenues avec ce dernier ne sont pas compatibles avec
l’objectif d’avoir un système capable d’assurer seul le confort d’été dans
le bâtiment. Un MCP théorique mais avec des caractéristiques correspon-
dant à des paraffines existantes a été utilisé. Il présente un pic de fusion
plus étroit et une chaleur latente correspondant à la moyenne des paraf-
fines.
La qualité des cycles de fusion/solidification a été vérifiée avec
un profil d’entrée d’air sinusoïdale d’amplitude 10°C. La température du
pic de fusion du MCP doit être adaptée pour que la solidification soit suf-
fisante sous peine d’avoir un système qui ne fonctionne que sur une petite
partie de son matériau.
Pour les simulations dans le bâtiment avec des climats réels, plu-
sieurs températures de fusion devront être testées pour que dans chaque
cas, les performances du système soient les meilleures. Pour mener à bien
les simulations complètes, le modèle d’échangeur du chapitre 3 est adapté
et incorporé dans un modèle global TRNSYS de bâtimen t, c’est l’objet de
la prochaine partie.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 167
2
Simulation d’une maison équipée du
système de stockage à MCP
2.1 Introduction
2.2 Modèle global de simulation de bâtiment incluant le
système d’échangeur à MCP
2.2.1 Présentation générale
2.2.2 Couplage modèle Matlab, modèle TRNSYS
2.2.3 Fonctionnement du système de ventilation modélisé
2.2.3.1 Description des cas envisagés
2.2.3.2 Association avec un système de climatisation actif
2.2.4 Le bâtiment modélisé
2.2.4.1 Architecture de la maison
2.2.4.2 Charges internes et ventilation
2.2.4.3 Composition des parois
2.3 Analyse et résultats sur les configurations étudiées
2.3.1 Description des configurations simulées
2.3.2 Résultats en termes d’amélioration du confort d’été
2.3.2.1 Apport du MCP et de la surventilation pour le scénario
climatique de Trappes
2.3.2.2 Apport du MCP et de la surventilation pour le scénario
climatique de Lyon
2.3.2.3 Apport du MCP et de la surventilation pour le scénario
climatique de Nice
2.3.2.4 Apport du MCP et de la surventilation pour le scénario
climatique de Carpentras
2.3.3 Température d’air intérieure et puissance climatique
2.3.4 Première estimation de la consommation d’énergie du système
2.4 Conclusion
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 168
2 Simulation d’une maison équipée du système de stockage à MCP
2.1 Introduction
Dans cette partie, l’efficacité d’un système de ventilation couplé à
l’échangeur air / MCP étudié est suivie sur le plan de l’apport sur le
comportement du bâtiment. Une maison est modélisée sous le logiciel de
simulation dynamique TRNSYS. Cette maison a le profil type d’un loge-
ment qui a subi une rénovation thermique avec isolation par l’intérieur.
Le confort d’été à l’intérieur est analysé pour plusieurs scénarios avec ou
sans système de MCP.
Quatre contextes climatiques sont associés aux simulations, il
s’agit des fichiers meteonorm Français de Carpentras, Lyon, Nice et
Trappes. Ces climats ont été sélectionnés pour leurs caractéristiques dis-
tinctes.
Arkar a publié une étude montrant qu’un système de billes de
MCP avec une température de fusion comprise entre 20 et 22°C permet
dans son cas d’étude d’assurer le confort estival d’une maison moderne
bien isolée de 192 m² dans un environnement climatique continental
(Slovénie). Pour ce faire, le système comprend 1230 kg de MCP, (Arkar
& Medved, 2007) et (Arkar, Vidrih, & Medved, 2007).
Le modèle global de maison va permettre de caractériser les per-
formances estivales obtenues avec les climats Français moins favorables
car moins « continentaux » que le climat Slovène d’Arkar et avec le sys-
tème d’échangeur stockeur à plaques étudié ici avec des masses de MCP
comparables.
Dans une première partie, le modèle global intégrant le système à
matériaux à changement de phase et les composantes du bâtiment est pré-
senté. Ensuite le cas de maison individuelle étudiée est détaillé avec les
hypothèses d’entrées. Dans une troisième partie, les résultats des simula-
tions pour les différents scénarios dans les 4 climats sont synthétisés. En-
fin ces résultats sont analysés à travers les performances du système
d’échangeur air / MCP couplé à la ventilation.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 169
2.2 Modèle global de simulation de bâtiment
incluant le système d’échangeur à MCP
2.2.1 Présentation générale
Plusieurs équipes de recherche ont déjà travaillé sur des solutions
d’intégration de matériaux à changement de phase dans des bâtiments
modélisés sous le logiciel de simulation thermique dynamique TRNSYS
mais dans ces modèles il s’agit d’intégrer des MCP dans les parois et non
pas de construire des systèmes contenant des MCP comme ici, (Ibanez,
Lazaro, Zalba, & Cabeza, 2005) et (Kuznik, Virgone, & Johannes, 2010).
TRNSYS est un logiciel de simulation dynamique de bâtiment
basé sur une approche modulaire qui permet justement l’interconnexion
de composants comme l’échangeur modélisé dans cette thèse. La version
16.0 (Klein, et al., 2005) a été utilisée en combinaison avec Matlab 7.3.
Un bâtiment est modélisé avec le type 56 en mode multizone. La
Figure 97 illustre la construction modulaire du modèle avec type 56 au
centre sous l’appellation « building ». Ce modèle de bâtiment est décrit à
la section 2.2.4 de ce même chapitre. L’architecture globale comprend
également les types qui interprètent le fichier météo meteonorm. Et enfin
la partie « système d’échangeur avec les MCP » qui comporte le type de
liaison TRNSYS-Matlab et les différents paramètres du système.
L’interconnexion entre cette partie et le reste du modèle est détaillée dans
la section suivante 2.2.2
Les simulations sont lancées sur une année avec un pas de temps
de 5 minutes. Les résultats sont enregistrés sous formes de fichiers texte
par TRNSYS et par Matlab. Les données obtenues sont :
Les températures d’air des zones intérieures du bâtiment
La température de l’air soufflé dans le bâtiment
La puissance thermique du système d’échangeur à MCP
Puisque la période qui est observée correspond aux mois d’été, il
n’est pas besoin de simuler une première année « blanche » pour avoir de
bonnes conditions initiales. Le démarrage de la simulation au 1er
Janvier
suffit à se prémunir contre les impacts des conditions initiales à partir du
mois de Juin.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 170
Figure 97: Architecture globale du modèle complet TRNSYS + Matlab
2.2.2 Couplage modèle Matlab, modèle TRNSYS
Le type 155 assure la lecture et le lancement de Matlab pour
l’exécution du script modélisant les modules de MCP à chaque pas de
temps du modèle globale TRNSYS. Au début du pas de temps les va-
riables sont initialisés et à la fin de celui-ci, après la convergence des cal-
culs TRNSYS, Matlab est exécuté pour obtenir les données de sortie vou-
lues.
L’interface entre le modèle d’échangeur à plaques de MCP et le
modèle global est explicitée sur la Figure 98. La séquence de calcul pour
un pas de temps commence par le calcul par le moteur TRNSYS des tem-
pératures intérieures des zones en utilisant la température de ventilation
issue du modèle Matlab et calculée au pas de temps précédent. La tempé-
rature intérieure moyenne est calculée avec les différentes températures
des zones thermiques pour alimenter le code de calcul Matlab qui fournit
en sortie la température d’air à la sortie du système. Celle-ci sera utilisée
au pas de temps suivant comme donnée d’entrée pour le type 56.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 171
Figure 98: Interface Matlab TRNSYS
Les indicatifs jour/nuit et saison chaude/froide sont des variables
booléennes utilisées par le modèle Matlab pour déterminer si les modules
contenant le MCP doivent être shuntés ou non et pour déterminer la pro-
venance de l’air d’entrée. Plus d’informations sur ces éléments sont don-
nés dans la section 2.2.3 sur le fonctionnement du système.
2.2.3 Fonctionnement du système de ventilation modélisé
2.2.3.1 Description des cas envisagés
Pour exploiter le potentiel de stockage des MCP présents dans le système
ad hoc, plusieurs parcours pour l’air de ventilation sont envisagés.
L’objectif est de profiter au mieux du système tout en le gardant le plus
simple possible. Le local doit pouvoir être ventilé par de l’air venant de
l’extérieur et rafraichi par un passage à travers les échangeurs à MCP.
Mais dans le cas où l’air ambiant du local est plus frais à la base que l’air
extérieur, il faut pouvoir faire circuler en boucle fermée l’air du local à
travers l’échangeur. Enfin, le mode nocturne doit permettre de recris talli-
ser le MCP par le passage d’air de l’extérieur à travers les échangeurs.
Cet air réchauffé est rejeté à l’extérieur. Pendant le même temps, le lo-
gement peut être ventilé directement. Lorsque le stock de MCP n’a pas à
être utilisé, pendant l’hiver par exemple, le système fonctionne comme
un double flux. La Figure 99 contient un schéma par mode de fonction-
nement. Ceux-ci sont résumés dans le Tableau 20.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 172
Sur les schémas, les tuyaux pour la circulation de l’air sont en
rouge, le bloc contenant les unités d’échangeurs à MCP sont en vert et
l’enveloppe de la maison est en bleu. L’emplacement des deux ventila-
teurs pour la mise en circulation de l’air est marqué par le symbole 8 et
les clapets d’ouverture/fermeture de conduit sont indiqués par des traits
noirs épais.
Les quatre modes ne sont pas gérables par un seul ventilateur,
d’où le besoin d’en ajouter un second. Par contre, au niveau consomma-
tion électrique, cela ne change rien car les 2 appareils ne fonctionnent
jamais en même temps.
Cas A Cas B
Cas C Cas D
Figure 99: Dispositif de ventilation
Dans le Tableau 20, les horaires et les mois indiqués sont ceux
qui ont été utilisés dans les simulations. Une analyse plus fine des choix
pour ces heures de bascule entre les modes et pour les mois de fonction-
nement est à réaliser pour les adapter au mieux au climat considéré. Il est
aussi possible d’imaginer que ces horaires soient variables d’un jour sur
l’autre avec des modalités à définir.
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 173
Tableau 20: Modes de ventilation mécanique
Jour
(9h-20h)
Jour
(9h-20h)
Nuit
(20h-9h)
Text > Tint Text ≤ Tint
Début Juin à fin
Septembre Cas A Cas B Cas C
Reste de l’année Cas D Cas D Cas D
2.2.3.2 Association avec un système de climatisation
actif
Un système différent, associant modules de MCP et climatisation active a
été simulé et analysé dans un article avec Kevyn Johannes (Johannes,
Borderon, Virgone, Cantin, & Kuznik, 2011). Les conclusions de l’étude
sont qu’avec le climat de Nice, l’ajout d’un système couplé MCP / vent i-
lation nocturne permet de réduire de 41% les besoins de refroidissement
dans la maison étudiée (la même que défini juste après en 2.2.4). Dans ce
cas là, la masse de MCP mise en œuvre était de 430 kg. Ces résultats ne
sont pas optimaux, d’autres calculs en modifiant la configuration mon-
trent que des performances plus intéressantes sont atteignables.
De la même manière, suivant le couplage exposé dans cette par-
tie, une zone de bureau a été simulée sous TRNSYS avec le dispositif à
MCP en complément d’un système de climatisation sous les climats des
villes de Marseille et Lyon (Borderon, Clouseau, Cantin, & Virgone,
2010). Les résultats obtenus dans l’étude citée prévoient 61% de réduc-
tion des besoins en climatisation pour le climat de Lyon et 25% pour ce-
lui de Marseille. D’autres travaux doivent être entrepris dans cette direc-
tion, les échangeurs ne sont pas dimensionnés de manière optimale dans
l’étude et le MCP utilisé est Energain® dont la température de fusion est
un peu basse pour permettre sa totale régénération dans le climat Marsei l-
lais.
2.2.4 Le bâtiment modélisé
2.2.4.1 Architecture de la maison
La maison étudiée est fictive. Elle est modélisée pour représenter un lo-
gement de format classique, rénové pour que l’enveloppe soit compatible
à la réglementation thermique 2012 française. La base de départ est la
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
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« Maison Mozart » définie par EDF, en coopération avec le CSTB et
GDF en 1994.
C’est une maison familiale de 100 m² sur un seul niveau avec un
garage attenant comme illustré sur la Figure 100. Les pièces ont une hau-
teur sous plafond de 2,5 m, sur un vide sanitaire. Il y a un toit avec des
combles non-habitables qui seront utilisés pour poser les unités de MCP
et la tuyauterie. Pour l’orientation, le garage est sur le coté ouest de la
maison.
Figure 100:Vue 3D modélisée de la maison
Sur la Figure 101, l’agencement des pièces et les dimensions sont
indiquées.
Figure 101: Plan métré de la maison (unité des mesures : m)
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 175
Le modèle thermique de la maison est constitué de deux zones
thermiques pour les parties chauffées, une zone pour le garage, une zone
pour les combles et une pour le vide sanitaire. La zone thermique dite
« de jour » comprend le séjour et la cuisine tandis que la zone thermique
dite « de nuit » correspond aux chambres, au couloir, à l’entrée, la salle
de bain et les WC. Cette décomposition en zones est tirée des travaux de
Fabrizio sur cette même Maison Mozart.(Fabrizio, 2008)
Les surfaces vitrées des façades sont respectivement égales à 16,
19, 39 et 26% du total des surfaces orientées Nord, Ouest, Sud et Est.
2.2.4.2 Charges internes et ventilation
Des plannings sont utilisés pour l’usage de l’éclairage artificiel
et pour les autres gains internes. La maison est prévue pour 4 personnes.
Les valeurs utilisées pour les charges internes sont indiquées sur la Fi-
gure 102 avec leur répartition sur les heures de la journée et les distinc-
tions semaine / weekend. Ces données sont celles mises au point pour la
Maison Mozart par le CSTB et EDF pour correspondre aux usages les
plus répandus en France. En définitive ces charges internes sont plutôt
dans la fourchette haute et peuvent être jugées comme importantes.
Figure 102: Répartitions des charges internes suivant les heures de la journée
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 176
La ventilation du bâtiment est fixée à 150 m3/h hors usage du
dispositif à MCP, c'est-à-dire dans le cas D explicité à la section précé-
dente.
2.2.4.3 Composition des parois
Les murs, le toit et le plancher sont respectivement composés comme
suit, de l’intérieur vers l’extérieur:
Enduit de plâtre (0,01 m) - Polystyrène (0,25 m) - Briques (0,11
m) - Enduit extérieur (0,01 m).
Panneaux de plâtre (0,013 m) - laine de roche (0,40 m ).
Béton (0,2 m) - Polystyrène (0,1 m).
Les caractéristiques thermiques des matériaux constituants cette
enveloppe sont données dans le Tableau 21.
Tableau 21: Propriétés thermophysiques des matériaux du modèle de maison
Matériaux λ (W/(m.K)) ρ (kg/m3) Cp (J/(kg.K))
Enduit de plâtre 0.32 1200 837
Polystyrène 0.04 25 1380
Briques 0.5 720 794
Enduit extérieur 1.15 1700 1000
Panneaux de
plâtre 0.32 1200 837
Laine de roche 0.03 35 1180
Béton 1.75 2300 920
2.3 Analyse et résultats sur les configurations
étudiées
2.3.1 Description des configurations simulées
Le modèle couplé de la maison et du système d’échangeur à MCP a été
utilisé dans plusieurs configurations pour chacun des climats étudiés. La
première configuration pour chacun des quatre climats correspond au cas
de référence. Dans celle-ci, la simulation est exécutée avec comme don-
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
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née pour l’échangeur, une masse de zéro kg de MCP. Cela permettra
d’obtenir l’impact de la masse de MCP par comparaison et de juger le
rôle joué par le stockage dans le même cadre de surventilation (6 volume
d’air par heure soit 1500 m3/h). La configuration 7 est une référence éga-
lement mais pour un débit de ventilation à 750 m3/h. Les différentes con-
figurations pour lesquelles les résultats sont exposés dans la suite sont
indiquées dans le Tableau 22.
L’utilisation d’une, deux ou trois unités d’échangeur à MCP d i-
mensionnées comme explicité en début de chapitre (1 unité représente
une masse de 350 kg), le choix de MCP avec un pic de fusion à 21, 23 ou
25°C et les taux de ventilation 3 et 6 renouvellement de volume d’air par
heure sont les différents paramètres présents dans ces configurations. Les
choix des configurations pour les différents climats ont été faits selon les
données statistiques sur les climats présentées au chapitre 1. Le débit
d’air a été fixé à 3 Vol/h seulement pour Trappes, des tests pour les
autres climats ont montrés immédiatement que les performances avec 3
Vol/h n’étaient pas suffisantes aussi bien en solidification qu’en fusion
du MCP.
Tableau 22: Configurations simulées
Configuration Température
de fusion (°C)
Nombre
d’unité
d’échangeur à
MCP
Débit d’air
(m3/h)
1 - 0 1500
2 23 3 1500
3 23 2 1500
4 21 2 1500
5 25 2 1500
6 21 1 750
7 - 0 750
8 25 3 1500
Dans la section suivante, les résultats correspondant à une sélec-
tion de configurations représentatives sont présentés pour chaque climat
sous la perspective du potentiel d’amélioration du confort d’été dans la
maison pour chaque configuration en les comparant aux références asso-
ciées.
2.3.2 Résultats en termes d’amélioration du confort d’été
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
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Pour les quatre fichiers climatiques, les résultats des simulations concer-
nant les températures d’air intérieur ont été compilés pour avoir des
points représentant les nombres d’heures pendant lesquelles la moyenne
des températures d’air des deux zones thermiques « jour » et « nuit » est
au moins égale à une température. La période étudiée commence le 1er
juin et se termine le 30 septembre.
2.3.2.1 Apport du MCP et de la surventilation pour le
scénario climatique de Trappes
Le climat de Trappes est le moins chaud des quatre. Il est à tendance con-
tinentale avec 50% des jours d’été qui présentent des écarts de tempéra-
ture jour/nuit supérieurs ou égal à 10°C. La température moyenne quoti-
dienne est supérieure à 20°C pendant seulement 21 jours. Un MCP avec
un pic de température de fusion à 21°C a été utilisé dans un scénario avec
une unité d’échangeur et un débit d’air de 750 m3/h pour la ventilation et
dans un scénario où le dispositif est doublé, c'est-à-dire deux unités
d’échangeur à MCP et un débit d’air à 1500 m3/h. Les unités sont placées
en parallèle, la simulation avec les unités en série ayant donné de moins
bons résultats. Les points obtenus pour les deux scénarios et leurs réfé-
rences respectives sont tracés sur le graphe de la Figure 103.
Figure 103: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pen-
dant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures con-
sidérées avec le climat de Trappes.
26 28 30 32 340
2
4
6
8
10
12
Température air intérieure (°C) >=
% d
u te
mp
s
Sans MCP, configuration 1
Sans MCP, configuration 7
MCP en configuration 4
MCP en configuration 6
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 179
Sur le graphe, l’ordonnée représente le pourcentage du temps
pendant lequel la température moyenne intérieure de la maison est au
moins égale aux températures en abscisse. Ce pourcentage est calculé en
terme de nombre de pas de temps de 5 minutes sur les 690 pas de temps
composant la période 1er
juin 30 septembre.
Il est intéressant de noter que le cas avec une unité et 750 m3/h
(configuration 6) donne des résultats sensiblement similaires statistique-
ment au cas de référence sans MCP mais avec un débit de ventilation de
1500 m3/h (configuration 1). Sur la période étudiée, dans le cas de réfé-
rence avec le fort taux de ventilation, la température intérieure moyenne
de l’air dépasse les 26°C sur 6% du temps. Avec un taux de renouvelle-
ment d’air classique de 0,6 volume/heure, la simulation indique que ce
taux monte à 29% du temps. Dans le cas de la configuration 6, l’unité de
MCP et la ventilation à 3 volumes/heure permettent d’abaisser à 6% ce
chiffre. La meilleure performance revient au cas avec 2 unités de MCP
(configuration 4) où les résultats indiquent que la température intérieure
dépasse les 26°C seulement 2,6% du temps et dépasse les 30°C 0,18% du
temps soit 5h.
2.3.2.2 Apport du MCP et de la surventilation pour le
scénario climatique de Lyon
Lyon est un climat plus chaud que Trappes de 2°C environ en moyenne
avec des amplitudes de variation de température jour nuit comparables.
Les configurations testées feront donc appel à des MCP de pic de fusion à
21°C comme précédemment mais également à 23°C. Sur la Figure 104,
les points obtenus via les simulations avec les configurations 1, 2, 3 et 4
sont tracés.
Les configurations 2 et 3 donnent des résultats quasi-similaires,
donc ajouter une troisième unité d’échangeur sans changer le débit d’air
n’est pas avantageux dans ce cas. La température de fusion de 23°C
donne de meilleurs résultats que la température de fusion de 21°C. Il y a
690 pas de temps de 5 minutes avec la température moyenne de l’air inté-
rieur supérieure ou égale à 30°C avec la température de fusion à 21°C et
220 pas de temps avec la température de fusion égale à 23°C.
Sur la période étudiée, avec le cas de référence (configuration 1),
la température intérieure est supérieure ou égale à 26°C dans 15% des
cas. Dans la même configuration mais avec un renouvellement d’air à 0,6
volume/heure à la place des 6 volumes/heure, la température intérieure
est supérieure ou égale à 26°C pendant 49% du temps. Donc la surventi-
lation avec de l’air extérieur est efficace en elle-même pour réduire signi-
ficativement la température dans le bâtiment et évacuer les charges in-
ternes. Avec le MCP, le pourcentage de temps durant lequel la
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 180
température est supérieure ou égale à 26°C tombe à moins de 7,6% soit
approximativement 200 heures.
Figure 104: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pen-
dant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures con-
sidérées avec le climat de Lyon.
2.3.2.3 Apport du MCP et de la surventilation pour le
scénario climatique de Nice
Le climat de Nice, méditerranéen, est le plus désavantageux pour les
MCP tels qu’imaginés ici à cause des faibles différences de température
entre les jours et les nuits en été. Les trois températures de fusion, 21, 23
et 25°C ont été testées. Les résultats sont tracés toujours suivant la même
méthode sur la Figure 105.
Le scénario avec le MCP de température de pic de fusion à 21°C
(configuration 4) ne donne pas de bons résultats, spécialement pendant
les périodes les plus chaudes parce que le MCP ne se solidifie pas la nuit
donc n’est pas en mesure de rafraichir l’air le lendemain. Le meilleur
scénario est celui avec le MCP de pic de fusion à 25°C (configuration 5).
Son comportement devient plus intéressant les jours de forte chaleur,
permettant à une large part du stock de MCP de se solidifier pendant la
nuit.
Sur la période étudiée, dans le cas de référence (configuration 1)
avec le taux de ventilation à 6 volumes heures, la température d’air inté-
26 28 30 32 340
5
10
15
20
Température air intérieure (°C) >=
% d
u te
mp
s
Sans MCP, configuration 1
MCP en configuration 2
MCP en configuration 3
MCP en configuration 4
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 181
rieur est supérieure ou égale à 26°C pendant 28% du temps. Tandis
qu’avec un taux de renouvellement d’air à 0,6 volume/heure, c’est 58%
du temps. Avec le MCP, ce pourcentage est réduit à 23% dans le meilleur
scénario. La température dans le bâtiment dépasse 30°C pendant 81 pas
de temps dans la configuration 1 (référence avec surventilation), ce
chiffre est réduit à 18 pas de temps avec la configuration 5 et le MCP à
25°C. Cela correspond respectivement à 18 heures et 1 heure et demi.
Figure 105: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pen-
dant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures con-
sidérées avec le climat de Nice.
2.3.2.4 Apport du MCP et de la surventilation pour le
scénario climatique de Carpentras
Le climat de Carpentras présente à priori le plus fort intérêt pour
l’utilisation de MCP avec des températures estivales très chaudes et des
différences de température jour/nuit importantes, supérieures à 10°C 57%
du temps. Pour le MCP, les températures de pic de fusion à 23°C et 25°C
ont été testées soit dans la configuration contenant 2 unités d’échangeu rs
soit dans celle avec 3 unités d’échangeurs. Les résultats sont toujours ex-
primés en termes de statistiques sur les températures atteintes en cumulé
sur la période. Les courbes sont tracées sur la Figure 106.
26 28 30 32 340
5
10
15
20
25
30
Température air intérieure (°C) >=
% d
u te
mp
s
Sans MCP, configuration 1
MCP en configuration 5
MCP en configuration 3
MCP en configuration 4
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
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Figure 106: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pen-
dant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures con-
sidérées avec le climat de Carpentras.
Dans le cas de la maison sans MCP et sans surventilation, le con-
fort d’été n’est pas du tout assuré. Sur la période Juin-Septembre, la tem-
pérature intérieure dépasse les 30°C 32,5% du temps et dépasse les 26°C
64,2% du temps. L’ajout de surventilation à 6 volumes/heure (configura-
tion 1) permet déjà de passer à 7,7% du temps pour le dépassement de
30°C et à 27,3% du temps pour le dépassement de 26°C.
Deux fois deux configurations ont été testées avec le MCP :
l’utilisation de 2 ou 3 unités avec du MCP de température de pic de fu-
sion à 23 et 25°C. L’ajout d’une unité, donc de 16 plaques de MCP se va-
lorise sur les courbes des statistiques sur la température d’air intérieur par
un décalage vers le bas compris entre 3,4 et 0,8% du temps observé. La
différence entre les courbes représentant les cas avec pic de température
de fusion à 25°C et les cas avec températures de fusion à 23°C est la
plage de température effective. Les courbes se croisent vers 29°C. Ainsi
le MCP avec une température de fusion plus élevée permet de réduire
plus efficacement les moments où la température intérieure est très éle-
vée, ici supérieure à 29°C et le MCP avec la température de pic de tempé-
rature de fusion à 23°C est plus performant pour réduire les moments où
la température intérieure dépasse les 26°C. Par contre, les journées les
plus chaudes, le constat est fait qu’il ne se cristallise pas suffisamment la
nuit pour assurer la continuité des cycles et la bonne performance du sys-
tème.
26 28 30 32 340
5
10
15
20
25
30
Température air intérieure (°C) >=
% d
u te
mp
s
Sans MCP, configuration 1
MCP en configuration 2
MCP en configuration 3
MCP en configuration 5
MCP en configuration 8
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 183
La comparaison des cas avec MCP et du cas de référence avec le
même débit de ventilation mais sans aucune unité de MCP illustre un rôle
très actif du système dans ce climat de Carpentras. On passe de 27,3% du
temps sur la période étudiée où la température intérieure dépasse les
26°C à 15,15% du temps dans la configuration 2. Les heures où la tempé-
rature dépasse les 30°C sont elles quasiment éliminées (reste 0,06% dans
la configuration 8) avec le MCP.
2.3.3 Température d’air intérieur et puissance climatique
Sur la Figure 107, les températures d’air dans la maison, à l’extérieur et à
la sortie de l’échangeur à MCP pour 3 journées consécutives du mois de
juillet dans le climat de Lyon sont représentées. Sur ces mêmes 3 jours, la
puissance échangée du point de vue du MCP est tracée sur la Figure 108.
Figure 107: Températures d'air pendant 3 jours de Juillet avec la configuration
2, climat de Lyon
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 184
Figure 108: Puissance absorbée par le MCP pendant 3 jours de Juillet, dans la
configuration 2, dans le climat de Lyon
Pendant ces trois jours, la température extérieure atteint 28°C
pendant le jour et descend au minimum à 19,5°C pendant la première nuit
et à 15°C pendant la seconde nuit. Il y a une situation d’inconfort the r-
mique dans la maison puisque la température intérieure atteint les 30°C
au cours du second jour, même avec une surventilation active de 6 vo-
lumes/heure. Le MCP permet de réduire la température intérieure de 3°C.
A la sortie de l’échangeur air/MCP, la température de l’air se situe autour
de la température de fusion du MCP comme prévu. La puissance de ra-
fraichissement de l’échangeur est maximale lorsque la température exté-
rieure est de 30°C : c’est 1900 W pour ces 2 unités d’échangeurs air/MCP
formant une masse de 700 kg. La nuit, la puissance maximale pour la so-
lidification du MCP atteint 3000 W par contre la première nuit, lorsque la
température extérieure ne descend pas en dessous de 19,5°C, la puissance
de solidification ne dépasse pas les 1000 W.
2.3.4 Première estimation de la consommation d’énergie
du système
La consommation électrique du système correspond à la consommation
nécessaire à la mise en mouvement de l’air. C'est-à-dire la consommation
4520 4540 4560 4580
-2000
-1000
0
1000
Pu
issa
nce
éch
an
gé
e (
W)
heures
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air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 185
électrique d’un ventilateur sur toute la plage d’utilisation du système. Il y
a deux ventilateurs dans le système mais ils ne fonctionnent jamais en
même temps dans les modes de ventilation prévus. L’énergie nécessaire
aux ouvertures et fermetures de clapets motorisés n’est pas prise en
compte ici.
Avec une hypothèse de première approximation de 0,25
W/(m3/h) pour les besoins d’alimentation du ventilateur, le bilan pour le
ventilateur est fait dans le Tableau 23. Les valeurs appliquées correspon-
dent aux conventions réglementaires établies par le CSTB dans les règles
THC (CSTB, 2009).
Tableau 23: Consommation d’énergie pour le ventilateur du système en pre-
mière approximation
Débits d’air Puissance pour le
ventilateur
Energie pour la pé-
riode Juin, Juillet,
Aout, Septembre
750 m3/h 187,5 W 5,5 kWh/(m².(4 mois))
1500 m3/h 375 W 11 kWh/(m².(4 mois))
2.4 Conclusion
Une maison ayant subi une réhabilitation thermique avec une isolation et
l’installation d’un système de ventilation mécanique a été modélisée et
différentes simulations avec un modèle couplé de bâtiment et de trans-
ferts thermiques dans les MCP ont été menées. Quatre climats Français
avec des caractéristiques bien distinctes ont été modélisés. Ce modèle de
maison a été simulé tel quel et avec le système d’échangeurs stockeurs à
MCP couplé à la ventilation.
Dans l’ensemble des cas testés, le confort thermique d’été n’est
pas garanti 100% du temps dans les quatre climats. Mais le système de
surventilation et l’échangeur air/MCP dans les meilleures configurations
testées donnent des résultats prometteurs. Comme esquissé initialement,
le climat avec les plus grands écarts de température jour/nuit est le plus
compatible avec le fonctionnement cyclique des MCP
Avec le climat de Trappes, le confort thermique dans la maison
est atteint avec 2 unités de MCP 97,4% du temps sur la période estivale
considérée. Avec les climats de Lyon et Carpentras, le système permet de
sérieusement réduire les périodes de surchauffe dans la maison et à Nice
les résultats sont moins impressionnants, en grande partie à cause de
manque de solidification du MCP pendant les nuits, donc de cycles de fu-
Chapitre 4 : Modélisation et simulation d’un bâtiment équipé d’un système d’échangeur
air/MCP couplé à la ventilation
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 186
sion/solidification sur une faible part du MCP. Les faibles variations de
températures entre les jours et les nuits et les fortes températures nécessi-
tent l’utilisation d’un MCP de température de fusion à 25°C.
Ces résultats montrent l’importance de la prise en compte des ca-
ractéristiques climatiques dans le dimensionnement du système et identi-
fient des limitations par rapports aux climats avec des températures très
stables sur l’ensemble des journées. Dans beaucoup de cas étudiés, la so-
lidification du MCP pendant la nuit n’est que partielle ce qui conduit à
une sous-utilisation du système. Une solution pourrait être de contrôler le
débit d’air à travers les échangeurs de chaleur et les augmenter quand la
température nocturne n’est pas suffisamment basse mais en dessous de la
température de solidification. Cependant le débit d’air est limité par les
pertes de charge dans le système et le dimensionnement des ventilateurs.
Le confort d’été dans la maison est significativement amélioré
avec le système à MCP. Dans les climats de Lyon et de Trappes, le
nombre d’heures de surchauffe est limité à quelques pourcents de la du-
rée totale de la période. Si l’on considère 26°C comme la limite, alors
c’est 2,6% pour Trappes et moins de 8% pour Lyon tandis que le confort
est assuré pendant 84,85% du temps à Carpentras. 700 kg de MCP sont
nécessaires pour atteindre ces résultats dans les configurations ident i-
fiées.
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 187
Conclusion générale
Conclusion générale
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 188
La réduction des besoins énergétiques du parc de bâtiments résidentiels
Français avec le souci de conservation, voir d’amélioration du confort
thermique passe par la recherche de solutions innovantes. Ce parc de bâ-
timents se renouvelle au rythme d’environ 1% par an donc le travail sur
le bâti existant et les réhabilitations est incontournable. Or le constat a
été fait que plusieurs types de bâti existant pouvaient perdre en confort
thermique d’été lors de la phase d’isolation thermique notamment par la
limitation de l’activation de la masse thermique conséquente de ces bât i-
ments. Dans ce cadre, l’utilisation de Matériaux à Changement de Phase
en couplage avec la ventilation a été explorée pour réguler la température
de l’air de ventilation. Le rafraichissement de l’air durant les heures les
plus chaudes se fait au contact d’un stock de MCP qui se liquéfie en em-
magasinant la chaleur. Puis la fraicheur nocturne est utilisée pour solidi-
fier à nouveau le MCP et permettre le fonctionnement en cycle. Une
étude des climats Français a permis de mettre en évidence leur potentiel
pour cet usage jour/nuit des MCP. Les écarts de température quotidiens
ont ainsi été scrutés.
L’étude bibliographique sur l’utilisation des MCP dans le bât i-
ment a permis de mettre en évidence les avantages et inconvénients de
chacun des matériaux pour jouer le rôle de MCP. Par leurs quali tés en
termes de stabilités, de disponibilités, de chaleur latente et de plage de
température de fusion, les paraffines ont été choisies pour être utilisées
pendant le travail de thèse.
L’intégration de MCP dans le bâtiment correspond à un apport de
masse thermique très avantageux par rapport au volume occupé et l’enjeu
principal est l’activation de cette masse thermique. Pour cela, une des
conclusions de l’étude des travaux publiés de la communauté scientifique
est la domination des échanges par convection forcée entre l’air et le
MCP plutôt que le simple recours à la convection naturelle pour pouvoir
bénéficier de flux thermiques beaucoup plus importants. Un système
d’échangeur à plaques air/MCP couplé à un système de ventilation a donc
été imaginé. Une pré-étude de dimensionnement d’un tel échangeur a
montré que la répartition de la masse de MCP dans l’échangeur et le débit
d’air entrant étaient très impactant pour les performances de rafraichis-
sement d’air du système. De plus, au-delà d’une quinzaine de millimètres
d’épaisseur, un modèle de transferts thermiques bidimensionnel devient
nécessaire pour une bonne modélisation des phénomènes.
La modélisation numérique de l’échangeur air/MCP imaginé a
permis de simuler rapidement plusieurs configurations possibles et
d’analyser le comportement du MCP et du système pour identifier les
performances atteignables. La modélisation a été réalisée en plusieurs
étapes. Un prototype à l’échelle 1 d’échangeur à base de plaques de MCP
microencapsulés de température de pic de fusion à 21°C a été instrumenté
Conclusion générale
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 189
pour pouvoir suivre son comportement thermique suivant les sollicita-
tions. Ce dispositif a été monté dans un banc de test conçu spécialement
pour l’occasion. Cette installation a permis de délivrer des profils de
température, d’humidité relative et de débit d’air régulés et programmés à
l’entrée de l’échangeur. Les expérimentations ont comporté des pro-
grammes de températures d’entrée d’air sinusoïdaux, en créneaux régu-
liers et en créneaux ascendants. L’analyse de ces résultats expérimentaux
a permis de déterminer des coefficients de convection entre l’air et le
MCP, de déterminer les puissances thermiques échangées dans les diffé-
rents scénarios et de valider la nécessité d’utiliser un code au moins en 2
voir en 3 dimensions pour le modèle numérique avec les champs de tem-
pératures expérimentaux. Une amélioration pour des travaux futurs serait
d’imaginer un meilleur système de diffusion pour l’entrée de l’échangeur
puisque des simulations CFD ont montré que le débit d’air n’est pas par-
faitement réparti.
Le modèle est basé sur la méthode des différences fines impli-
cites avec des capacités thermiques massiques équivalentes pour le MCP.
La confrontation entre les résultats expérimentaux et les simulations nu-
mériques ont permis de valider le modèle de manière très satisfaisante
avec des erreurs relatives réduites aussi bien sur les puissances échangées
que sur les températures. Les différences persistantes entre modèle et ré-
sultats expérimentaux sont identifiées comme pouvant en partie provenir
de la gestion de l’hystérésis notamment lorsque le sens d’évolution de la
température dans le MCP change dans la gamme de changement de
phase. Des comparaisons à ce sujet montrent que la prise en compte de
l’hystérésis dans le comportement du MCP améliore la précision du mo-
dèle mais du travail est encore nécessaire pour affiner cette prise en
charge et des zones d’ombres subsistent sur la situation précitée. Enfin
l’étude de sensibilité du modèle met en avant la nécessité de bien appro-
cher les coefficients de convection sous peine de variation de plusieurs
degrés des températures de sortie d’air de l’échangeur pour une variation
de 30% du coefficient de convection.
Un modèle global de bâtiment composé d’une maison modélisée
sous TRNSYS et du système d’échangeur air/MCP modélisé est simulé
sous 4 climats Français bien différents, Trappes, Nice, Lyon et Carpen-
tras sous diverses configurations du MCP. Il s’agit d’une maison fam i-
liale type rénové (ajout d’isolation) et ayant une ventilation mécanique et
qui souffre d’inconfort thermique en été. Le dimensionnement du sys-
tème a été obtenu à l’aide d’études paramétriques avec le modèle numé-
rique d’échangeur. Les points clés analysés concernent l’adaptation des
caractéristiques du système au climat sous 2 caractéristiques identifiées :
la température moyenne extérieure et la variation de température entre le
jour et la nuit. De ce second paramètre découle la stratégie de solidifica-
tion du MCP la nuit. L’épaisseur des plaques de MCP et la température
Conclusion générale
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 190
de solidification doivent permettre la meilleure régénération possible du
stock pendant la nuit tandis que la température de fusion du MCP sera à
priori la température de ventilation du bâtiment pendant le fonctionne-
ment du système en rafraichissement.
Les conclusions que l’on peut tirer des différents cas simulés
sont tout d’abord l’incompatibilité entre les climats comme celui de Nice
où les différences de températures jours/nuits sont trop faibles et le fonc-
tionnement du MCP par cycles. La solidification de MCP de température
de fusion suffisamment basse la nuit dans ces climats n’est pas suffisante
pour le fonctionnement du système. Par contre avec des climats plus con-
tinentaux ou qui se caractérisent par de fortes chaleurs mais des nuits re-
lativement fraîches comme Carpentras, le système étudié permet des
améliorations convaincantes du confort thermique d’été avec 700 kilos de
MCP. Les températures de fusion qui sont les plus adaptées dans ces cl i-
mats Français sont 23°C et 25°C. Avec 23°C les performances sont sou-
vent meilleures mais sur les journées les plus extrêmes, la solidification
nocturne ne peut avoir lieu d’après les résultats obtenus.
Dans une perspective de continuité de ce travail de thèse, l’étude
du système sur la période estivale dans une optique de confort d’été pour-
rait être étendue au reste de l’année. Pour le chauffage, un système de
panneaux thermiques comme source d’énergie pourrait être envisagé. Le
MCP jouerait pleinement son rôle de stock dans une optique inversée du
fonctionnement du système en été avec une utilisation la nuit de l’énergie
stockée en journée ensoleillée.
Pour permettre une utilisation plus intensive du stock de MCP,
des ailettes pourraient être imaginés afin d’avoir des coefficients
d’échanges convectifs plus important. L’usage de celles-ci devrait être
couplé avec une amélioration de la conduction thermique apparente du
MCP pour éliminer cette limitation mise en évidence dans ces travaux.
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Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 199
Index des figures Figure 1: Répartition des consommations énergétiques finales françaises par secteur en 2005 24 Figure 2: Statistiques sur l'amplitude des variations de température quotidienne sur 4 mois d'été (122 jours) de Juin à Septembre inclus 28 Figure 3: Statistiques sur les températures moyennes quotidiennes sur 4 mois d'été (122 jours) de Juin à Septembre inclus 29 Figure 4: Statistiques sur l'amplitude des variations de température quotidienne sur 4 mois d'hiver (122 jours) de Décembre à Mars inclus 30 Figure 5: Statistiques sur les températures moyennes quotidiennes sur 4 mois d'hiver (122 jours) de Décembre à Mars inclus 31 Figure 6: Accumulateurs de froid à base de gel eutectique 33 Figure 7: Schéma de fonctionnement des thermocules PCM OUTLAST® 34 Figure 8: Nomenclature des changements d’état 37 Figure 9: Transformation représentée dans le diagramme des phases 38 Figure 10: Réponse en température et en flux d’un corps pur idéal lors d’une solidification (source : (David, 2010)) 39 Figure 11:Solidification d'un corps réel (source: (David, 2010)) 39 Figure 12: Classification des substances pour le stockage d’énergie (traduit de (Cabeza, Castell, Barreneche, De Gracia, & Fernandez, 2011)) 42 Figure 13: Illustration de MCP macroencapsulés avec de l’aluminium, des capsules rigides, des poches souples en polymère ou des sphères plastiques (source : IEA ECES Annex 17 : Advanced Thermal Energy Storage Techniques) 47 Figure 14: Illustration de MCP micro-encapsulés (sources : en haut Rubitherm™, en bas Climator®) 48 Figure 15: MCP micro-encapsulé à forme stabilisé utilisé par Zhou (Zhou, Yang, Wang, & Zhou, 2009) et (Zhou, Zhang, Wang, Lin, & Xiao, 2007) 48 Figure 16: Sphères contenants du MCP pour le rafraichissement d’air (Arkar, Vidrih, & Medved, Efficiency of free cooling using latent heat storage integrated into the ventilation system of a low energy building, 2007) 50 Figure 17: Echangeurs de Zalba (Zalba B. , Marin, Cabeza, & Mehling, 2004) 51 Figure 18: Courbe enthalpie/température d'un MCP classique (source:(Koshentz & Lehmann, 2004)) 56 Figure 19: Photographie d'une plaque de MCP Energain (source : société DuPont de Nemours) 63 Figure 20: Mesure de la masse volumique d'un échantillon d’Energain 64 Figure 21: Schéma de présentation d'une DSC à compensation de puissance (source : société PerkinElmer) 67
Index des figures
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 200
Figure 22: Résultats de la DSC pour le composé Energain (Kuznik & Virgone, Experimental assessment of a phase change material for wall building use, 2009) 68 Figure 23: Dépendance à la masse de l'échantillon et à la vitesse des mesures par DSC (source : IEA Annex 17) 69 Figure 24: Capacité thermique massique équivalente d'un échantillon d'Energain pour 3 cycles obtenue par DSC (source GREA) 70 Figure 25: forme de l'échangeur air/MCP étudié 71 Figure 26: Schéma du possible emplacement du système 72 Figure 27: Discrétisation de la capacité thermique massique du MCP en fonction de la température 74 Figure 28: Puissance de climatisation pour différentes épaisseurs de MCP 76 Figure 29: Puissance de climatisation pour différents écarts entre 2 plaques de MCP 77 Figure 30: Puissance de climatisation pour différents débits de ventilation (1/2) 78 Figure 31: Puissance de climatisation pour différents débits de ventilation (2/2) 78 Figure 32: Echangeur réalisé 79 Figure 33: Photographie de l’échangeur réalisé 80 Figure 34: Fluxmètre fixé sur une plaque de MCP 82 Figure 35: Thermocouples de mesure de température d'air et de surface 82 Figure 36: Plaque de MCP instrumentée avec 2 fluxmètres et des thermocouples 83 Figure 37: Interface du programme Labview™ d’acquisition des données 84 Figure 38: Principe de fonctionnement d'un fluxmètre 87 Figure 39: Banc d'essai vu de l'extérieur 91 Figure 40: Représentation schématique du contenu du banc expérimental 92 Figure 41: vue en coupe, champs des vitesses d’air dans le caisson sans dispositif de diffusion de l’air 93 Figure 42: Programme de régulation JUMO 97 Figure 43: Vitesse de l'air dans le prototype d'échangeur 1, scénario 1 98 Figure 44: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 1 98 Figure 45: Vitesse de l'air dans le prototype d'échangeur 1, scénario 2a et 2b 99 Figure 46: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 2a et 2b 99 Figure 47: Vitesse de l'air dans le prototype d'échangeur 1, scénario 2c, 2d et 2
e 100
Figure 48: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 2c, 2d et 2e 101
Figure 49: Température d'entrée d'air pour le prototype 1, scénario 3 101 Figure 50: Représentation schématique du système modélisé 107 Figure 51: Schéma illustrant le bilan énergétique à l'interface air/MCP 109 Figure 52: Couche de MCP 111 Figure 53: Schéma de discrétisation spatial 112 Figure 54: Calcul de la fraction liquide du MCP 115 Figure 55:Algorithme du modèle numérique 116 Figure 56 : Zoom sur les températures d’air à la sortie de l’échangeur pour des simulations avec un nombre de nœuds dans l’épaisseur du MCP variable 117 Figure 57: Zoom sur la puissance de l’échangeur pour des simulations avec un nombre de nœuds dans l’épaisseur du MCP variable 118 Figure 58: Courbes des températures d'air pour différents pas d'espace dans la longueur, créneau haut 119 Figure 59: Courbes de puissance de l’échangeur pour différents pas d’esp ace dans la longueur de l’échangeur, créneau haut 120 Figure 60: Températures de sortie d'air pour 2 modèles de conductivité thermiq ue du MCP 121 Figure 61: Puissance de l’échangeur pour 2 modèles de conductivité thermique du MCP 121
Index des figures
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 201
Figure 62: Température d'air à la sortie de l'échangeur pour différentes conductivités thermiques du MCP 123 Figure 63: Puissance de l'échangeur pour différentes conductivités thermiques du MCP 123 Figure 64: Température de sortie d'air de l'échangeur pour différentes masses volumiques du MCP 125 Figure 65: Puissance de l'échangeur pour différentes masses volumiques du MCP 125 Figure 66: Température d'air pour l'échangeur suivant différents coefficients de convection 127 Figure 67: Puissance de l'échangeur suivant différents coefficients de convection 127 Figure 68: Coefficients d'échanges convectifs théoriques pour la simulation du prototype dans le scénario 3 131 Figure 69: Coefficients d’échange convectifs calculés par les valeurs théoriques et par les données expérimentales avec barre d’erreur pour le créneau à 15°C 132 Figure 70: Coefficients d’échange convectifs calculés par les valeurs théoriques et par les données expérimentales avec barre d’erreur pour le créneau à 20°C 133 Figure 71: Coefficients d’échange convectifs calculés par les valeurs théoriques et par les données expérimentales avec barre d’erreur pour le créneau à 25°C 133 Figure 72: Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions a et b 136 Figure 73: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions a et b 137 Figure 74: Détermination de la capacité thermique massique en fonction de la température, solution c 139 Figure 75: Détermination de la capacité thermique massique en fonction de la température, solution d 140 Figure 76: Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions c et d, créneau 3 141 Figure 77:Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions c et d, créneau 4 141 Figure 78: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions c et d, créneau 3 142 Figure 79: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions c et d, créneau 4 142 Figure 80: Température d'air pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions a et c, scénario 2c 144 Figure 81: Puissances pour la comparaison entre échangeur simulé et expérimental, solutions a et c, scénario 2c 144 Figure 82: Mesures et simulations de la température au cœur d’une plaque de MCP dans le scénario 3 pour les méthodes a et c de gestion de la capacité thermique massique équivalente. 147 Figure 83: Zoom 1 de la Figure 82 148 Figure 84: Zoom 2 de la Figure 82 149 Figure 85: Zoom 3 de la Figure 82 150 Figure 86: Puissances échangées entre l’air et 2 plaques de MCP mesurées dans le scénario 2 pour 3 débits d’air 156 Figure 87: Température d’entrée et de sortie d’air pour les 3 débits d’air des scénarios 2c, d et e 157 Figure 88: Capacité thermique massique équivalente d’un MCP plus pur de température de fusion 23°C modélisé 159
Index des figures
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 202
Figure 89: Energie restituée par une plaque de MCP de 1m2 en fonction de son
épaisseur pour une température de fusion de 23°C 161 Figure 90: Energie restituée par une plaque de MCP de 1m
2 en fonction de son
épaisseur pour une température de fusion de 25°C 161 Figure 91 : Puissance de l’échangeur à MCP simulé avec les points correspondants aux relevés de degré de fusion. 162 Figure 92: Titre liquide du MCP, point a 163 Figure 93: Titre liquide du MCP, point b 163 Figure 94: Titre liquide du MCP, point c 164 Figure 95: Titre liquide du MCP, point d 164 Figure 96: Titre liquide du MCP, point e 165 Figure 97: Architecture globale du modèle complet TRNSYS + Matlab 170 Figure 98: Interface Matlab TRNSYS 171 Figure 99: Dispositif de ventilation 172 Figure 100:Vue 3D modélisée de la maison 174 Figure 101: Plan métré de la maison (unité des mesures : m) 174 Figure 102: Répartitions des charges internes suivant les heures de la journée 175 Figure 103: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pendant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures considérées a vec le climat de Trappes. 178 Figure 104: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pendant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures considérées avec le climat de Lyon. 180 Figure 105: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pendant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures considérées a vec le climat de Nice. 181 Figure 106: Pourcentage du temps sur la période 1er Juin 30 Septembre pendant lequel la température intérieure est au moins égale aux températures considérées avec le climat de Carpentras. 182 Figure 107: Températures d'air pendant 3 jours de Juillet avec la configuration 2, climat de Lyon 183 Figure 108: Puissance absorbée par le MCP pendant 3 jours de Juillet, da ns la configuration 2, dans le climat de Lyon 184
Index des Tableaux
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 203
Index des tableaux Tableau 1: Décomposition par usage et consommations énergétiques finales (CEREN – rapport ministériel 2008) 25 Tableau 2: Répartition des résidences principales par usage (MI : maisons individuelles, IC : immeubles collectifs) 25 Tableau 3: Quelques matériaux pour le stockage par chaleur sensible 40 Tableau 4: Points de fusion et chaleur latente pour quelques paraffines pures, solides sous forme de cires ((Abhat, 1983)et (Younsi, 2008)) 43 Tableau 5: Chaleur latente et température de fusion de quelques substances organiques non-paraffines (traduit de (Sharma & Sagara, 2005)) 44 Tableau 6: Chaleur latente et température de fusion pour quelques acides gras (traduit et extrait de (Sharma & Sagara, 2005)) 45 Tableau 7: Points de fusion et chaleur latente d’une sélection de sels hydratés (traduit et extrait de (Sharma & Sagara, 2005)) 45 Tableau 8: Sélection d’eutectiques organiques et inorganiques (extrait et traduit de (Sharma & Sagara, 2005)) 46 Tableau 9: Sélection de publications sur la modélisation et l’expérimentation avec des systèmes à base de MCP pour le bâtiment 53 Tableau 10: Résultats des mesures de masse volumique pour l'échantillon d'Energain65 Tableau 11: Erreurs et précision des valeurs obtenues pour la masse volumique des échantillons 65 Tableau 12: Caractéristiques de l'échangeur pour la pré-étude 71 Tableau 13: Récapitulatif des sondes instrumentant les prototypes d'échangeurs air/MCP 84 Tableau 14: Calcul des pertes de charge maximales prévues 95 Tableau 15: Ecarts entre les valeurs expérimentales et celles issus des simulations a et b 137 Tableau 16: Ecarts entre les valeurs expérimentales et celles issus des simulations c et d sur la durée du calcul 143 Tableau 17: Ecarts entre les valeurs expérimentales et celles issu s des simulations a et c, scénario 2 sur la durée de calcul 145 Tableau 18: Performance de l’échangeur expérimental 157 Tableau 19 : Calcul des pertes de charges 159 Tableau 20: Modes de ventilation mécanique 173 Tableau 21: Propriétés thermophysiques des matériaux du modèle de maison 176 Tableau 22: Configurations simulées 177 Tableau 23: Consommation d’énergie pour le ventilateur du système en première approximation 185
Julien Borderon / Thèse de doctorat / 2012 / Université de Lyon, ENTPE 205
FOLIO ADMINISTRATIF
THESE SOUTENUE DEVANT L’ECOLE NATIONALE DES TRAVAUX PUBLICS DE L’ETAT
NOM : BORDERON DATE de SOUTENANCE : 31/10/2012
Prénoms : Julien Marie Pierre
TITRE :
INTEGRATION DES MATERIAUX A CHANGEMENT DE PHASE COMME SYSTEME DE REGULATION DYNAMIQUE EN
RENOVATION THERMIQUE
NATURE : Doctorat Numéro d'ordre : 2012- ENTP-008
Ecole doctorale : MEGA
Spécialité : Génie civil
Cote B.I.U. - / et bis CLASSE :
RESUME :
Dans le contexte actuel de l’amélioration thermique des bâtiments, la recherche de nouvelles solutions à intégrer au processus de rénovations
est une étape essentielle pour la réalisation d’économies d’énergie dans l’existant. Dans une optique de maintien ou d’apport du confort d’été
après une rénovation, les Matériaux à Changement de Phase (MCP) peuvent être utilisés pour apporter une inertie suffisante afin d’utiliser la
fraicheur nocturne aux heures les plus chaudes de la journée. L’utilisation proposée des MCP passe par la constitution d’un système
d’échangeur air/MCP couplé à la ventilation du bâtiment. Ainsi les échanges thermiques entre des plaques de MCP et l’air de ventilation ont
lieu par convection forcée pour assurer des échanges plus importants que par convection naturelle. Le stockage se fait par chaleur latente
avec des températures de fusion/solidification du MCP adaptées.
Les objectifs du système d’échangeur ait/MCP sont de doter le bâtiment d’une capacité passive de régulation de la température sans alourdir
sa structure, d’améliorer le confort thermique d’été avec une stratégie de ventilation couplée au système et enfin d’éviter le recours à la
climatisation active.
La démarche au cours de la thèse est d’évaluer les potentiels et caractéristiques de climats Français pour y associer des systèmes
d’échangeurs air/MCP bien dimensionnés. Un prototype avec un composé ternaire de paraffines microencapsulées est pré-dimensionné avec
un modèle simplifié avant d’être instrumenté en température, en flux et en vitesse d’air au laboratoire. Un banc de test spécialement conçu
dans le cadre de ce travail permet de lancer des expérimentations sous différents scénarios d’utilisation.
Ces données expérimentales sont confrontées à un modèle 2D Matlab du dispositif basé sur une modélisation aux différences fines implicites
et une capacité thermique équivalente pour le MCP. Les données expérimentales sont analysées dans l’optique de mieux déterminer les
coefficients d’échanges convectifs et les phénomènes d’hystérésis dans le prototype pour alimenter le modèle numérique. Celui-ci, validé,
est couplé à un modèle global de bâtiment sous TRNSYS pour simuler et évaluer le fonctionnement de plusieurs configurations d’échangeur
air/MCP sous les différents climats étudiés : Nice, Lyon, Trappes et Carpentras.
MOTS-CLES :
Energétique - Bâtiment - Matériaux à Changements de Phase - Ventilation - Confort d’été - Convection forcée - Stockage de la chaleur -
Simulation thermique dynamique - Rénovation thermique - Rafraichissement passif.
Laboratoire (s) de recherche :
Département Génie Civil et Bâtiment, Laboratoire des Sciences de l’Habitat, Ecole Nationale des Travaux Publics de l’Etat, membre de
l’Université de Lyon.
Directeurs de thèse:
Joseph VIRGONE
Richard CANTIN
Président de jury :
Composition du jury :
Luisa F. CABEZA
Christian INARD
Gilles FRAISSE
Daniel QUENARD
Laurent ZALEWSKI
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