Institut National des Sciences - eprints2.insa-strasbourg.freprints2.insa-strasbourg.fr/1341/1/Synthèse_PFE_-_Schneider... · Redéfinition globale des critères technico-économique

Elève : Schneider Bastien Redéfinition des critères technico-économiques

Tuteur : C. Beaumont de dimensionnement de réseau d’eau glacée Sept. 2012 1

Résumé

Redéfinition globale des critères technico-économique de dimensionnement d’un

réseau dans une logique d’optimisation énergétique

Ce projet présente une redéfinition technico-économique des méthodes de calcul des

pertes d’énergie (thermiques et mécaniques) d’un réseau d’eau glacée. La démarche

commence par une étude sur le calcul de pertes charge de succession de singularités. La

seconde étude porte sur les pertes énergétiques d’une conduite en fonction du milieu dans

lequel elle se trouve. Elle aboutit sur un outil Excel permettant de recalculer toutes les pertes

présentes et dans certains cas sur leur retour sur investissement. Enfin l’influence de la

vitesse de l’eau glacée sur les différents phénomènes physiques pouvant être présent dans

une conduite sera évaluée.

Mots clés

Réseau de froid, pompes, pertes mécaniques et thermiques, successions singularités,

isolation, influence de la vitesse, corrosion.

Abstract

Redefinition of global techno-economic criteria for dimensioning a network in a logical

energy optimization

This project presents a redefinition of technical and economic methods of calculating

energy losses (thermal and mechanical) of a chilled water network. The process begins with

a study on the calculation of losses borne by the succession of singularities. The second

study focuses on the energy losses of a pipe according to the environment in which it is

located. Excel is used in the final stages, as it allows for recalculation all the losses and, in

some cases, their return on investment. Finally, the influence of the speed of ice water on the

various physical phenomena that may be present in a pipe will be evaluated.

Key words

District cooling, pumps, mechanical and thermal losses, succession of singularities,

insulation, influence of speed, corrosion.



Sommaire Contexte de l’étude du PFE ................................................................................................... 3 1. Recherche bibliographique sur les successions de singularité ....................................... 4

1.1 Contexte : .............................................................................................................. 4 1.2 Calcul de pertes de charge singulières .................................................................. 6 1.3 Exemple de successions de singularités sur le réseau de Climespace .................. 6 1.4 Confrontation des ouvrages traitant ces phénomènes ............................................ 7 1.5 Les raisons des différences sur la succession de singularités ................................ 7 1.6 Méthode de calcul précis des pertes de charge proposé par D.S. Miller ................ 9

1.6.1 Succession de coudes ..........................................................................................10

1.6.2Coude suivi d’un élargissement : ...........................................................................11

1.7 Exemple appliquant la méthode de calcul de DS Miller: ........................................12 1.8 Branchement à effet Venturi ..................................................................................15

2. Etude sur les pertes d’énergies sur un réseau ...............................................................16 2.1 Choix des matériaux .............................................................................................16 2.2 Comparaison des matériaux .................................................................................17 2.3 Données d’entrée du calcul ...................................................................................17 2.4 Pertes de charge ...................................................................................................18 2.5 Pertes par friction ..................................................................................................18 2.6 Pertes thermiques .................................................................................................19 2.7 Phénomène de condensation : ..............................................................................21 2.8 Ajout des pertes de charges singulières ................................................................22

2.8.1 Dégradation de l’isolant .....................................................................................22

2.8.2 Vieillissement des conduites : ...........................................................................23

2.8.3 Diamètre et épaisseur d’isolant recommandés ..................................................24

2.8.4 Bilan carbone sur l’isolant : ...............................................................................25

2.8.5 Le modèle de Velikanov ....................................................................................25

2.9 Mise en place d’un calcul de pertes de charge « dynamique » en analogie avec les consommations d’un réseau existant. ...............................................................................29 2.10 Retour sur investissement : ...................................................................................33

3. Le calcul du coefficient de pertes thermiques de Frigolo ...............................................37 3.1 Coefficient Frigolo existants ..................................................................................37 3.2 Analyse de ces coefficients : .................................................................................37 3.3 Exemple d’un projet Climespace ...........................................................................40

4. Recommandation sur la vitesse d’écoulement ...............................................................42 4.1 La présence de bactérie Sulfato-réductrices dans le réseau .................................42 4.2 Recommandations de l’ASHRAE sur les vitesses d’écoulement dans le réseau ...44 4.3 Influence de la vitesse sur l’érosion des canalisations ...........................................45 4.4 Influence de la vitesse sur le bruit .........................................................................45

4.4.1 Forte turbulence ................................................................................................45

4.4.2 Présence de singularités ...................................................................................46

4.5 Cavitation/ transport d’air ......................................................................................46 4.6 Influence de la vitesse sur les pertes énergétiques ...............................................47 4.7 Récapitulatif : ........................................................................................................48

5. Autres travaux ...............................................................................................................49 6. Conclusion ....................................................................................................................49 7. Bibliographie .................................................................................................................50 8. Sommaire des annexes .................................................................................................51



Contexte de l’étude du PFE

La densification de plus en plus forte des mégalopoles oriente les acteurs de l’énergie

frigorifique vers la prolifération des réseaux de froid. Encore peu développé en Europe, la

ville de Paris fait partie des pionniers en la matière. L’entreprise CLIMESPACE est titulaire

de la concession de la ville depuis 1991 et ce jusqu’en 2021. Fort de ces sept centrales de

production de froid générant un total de plus de 300MW froids et alimentant plus de 500

clients, le réseau continue son expansion de jour en jour.

A l’échelle du réseau urbain, la notion d’efficacité énergétique prend alors tout son

sens. Quand on parle d’économie d’énergie en méga watt, la crédibilité de futurs

investissements se voit renforcée. Cependant, le champ des actions est à la fois vaste et

restreint, en raison de la complexité et de l’ampleur d’un tel réseau. La technique se doit

d’être parfaitement maitrisée, afin de garantir l’alimentation en continue des clients. Le

recours à des études technico-économiques et de faisabilité où l’ensemble des services est

sollicité devient indispensable et nécessite des délais plus grands pour prendre des

décisions sur le long terme.

A l’échelle de la Direction du Développement Technique (DDT), les problématiques

d’optimisation énergétique sont tournées à la fois sur les avantages techniques et

économiques mais surtout sur la pérennité du système. Les études vont dans le sens de la

performance énergétique, avec toujours comme but d’optimiser les systèmes de production

mais également ceux de pompages, dépendant plus des caractéristiques du réseau.

Face aux enjeux énergétiques et environnementaux, le principal objectif de ce PFE

est une méthodologie précise de calcul de pertes d’énergies de réseau (mécaniques et

thermiques) dans le but d’optimiser les systèmes de pompages, la vitesse d’écoulement, la

mise en place d’isolation, tout en prenant en compte le retour sur investissement.

Ces différents point de vus ont pu aboutir sur un outil Excel permettant de

comprendre analytiquement les différents cas de figures rencontrés par les ingénieurs

Climespace.

De plus l’accès à une base de données importante et fiable et grâce au suivi continu

des performances du réseau a permis de comprendre et d’appuyer les différents propos

élaborés dans ces études pour les projets futurs.



1. Recherche bibliographique sur les successions de singularité

1.1 Contexte :

Sur l’une des centrales de production d’eau glacée, le service d’exploitation a remarqué qu’il

est impossible de sortir la totalité de la puissance froide disponible. D’après les données de

la Gestion Technique Centralisée (GTC) qui enregistre les pressions, les températures et les

débits du réseau, il semblerait que la hauteur manométrique du réseau ait été sous-évaluée,

entrainant un sous dimensionnement du système de pompage. Après réflexion, plusieurs

raisons pourraient être la cause de ce problème :

Les pertes de charges ont été mal évaluées, car présence de successions de

singularités en quantité au niveau de cette centrale.

Il arrive que lors d’un piquage en charge, la pastille (morceau de tuyauterie retiré) se

retrouve dans le réseau et qu’elle se coince au niveau d’une singularité (vanne,

coude, rétrécissement…) ce qui augmentera considérablement les pertes de charge,

Dans la même idée que la pastille, un élément extérieur a été introduit

malencontreusement dans le réseau.

Comme les deux dernières possibilités sont difficiles à étudier, il a été intéressant d’étudier la

première, afin de savoir si elle peut avoir un lien avec ces phénomènes ou de considérer que

la présence d’un élément extérieur serait la cause de ces problèmes.

On rappelle que les pompes sont dimensionnées en fonction du calcul des pertes de charge

du réseau, un mauvais calcul de ces pertes engendre un mauvais dimensionnement du

système de pompage qui peut avoir les conséquences suivantes :

Un sous dimensionnement des pompes, le système ne pourra pas sortir toute la

puissance présente en production

Un surdimensionnement des pompes, le système fonctionnera avec un rendement

non optimal, entrainant des consommations d’énergie électrique plus importante.

Intérêt : Cette étude est d’autant plus importante puisque les éléments de pompages sont de

gros consommateurs d’énergie électrique. Ces consommations sont extrêmement liées aux

débits et à la perte de charge du système. Dans le graphe suivant, on peut voir que la

distribution représente entre 8 et 30% de la consommation électrique des systèmes présents

sur le réseau Climespace. C’est le deuxième élément le plus énergivore derrière les groupes

frigorifiques qui ont de faibles marges de manœuvres.



Cette étude, partant d’un cas isolé de centrale, ne s’arrête pas là. Les informations

évoquées dans la suite de ce rapport permettent d’élaborer de nouvelles techniques de

disposition de tuyauterie pour les différents projets futurs. Il est clair que refaçonner les

conduites existantes serait un investissement trop coûteux, mais la redéfinition de ces

caractéristiques pour le futur permettra d’optimiser le dimensionnement des systèmes de

pompage.

Cette étude a donc aboutit sur une note de synthèse (partiellement reprise dans ce

rapport) distribuée aux différents chefs de projets Climespace.

Mon travail a donc été d’étudier les phénomènes physiques engendrés par les

successions de singularités. Pour cela, j’ai tout d’abord pris connaissances des méthodes de

calcul de pertes de charge employées par Climespace, surtout la considération des pertes

de charge singulières. Ils m’ont donc expliqué que tout dépendait de la nature du projet, un

calcul précis des pertes de charge singulières était effectué lorsque que ces dernières

étaient présentes en quantité, mais que leur succession directe n’était pas prise en compte.

Figure 1 Consommations électriques du réseau



1.2 Calcul de pertes de charge singulières Généralement, lors d’un dimensionnement de réseau, les bureaux d’étude effectuent un

calcul de pertes de charge basé sur les pertes linéaires, les pertes de charge singulières

sont souvent incluses à l’aide d’une augmentation d’un certain pourcentage de l’ordre de 10-

20% en fonction des éléments se trouvant dans le réseau :

La deuxième méthode consiste à effectuer un calcul précis de ces pertes de charge

singulières, en les étudiant un par un, et à additionner les pertes de charge engendrées par

chacune d’elle. On obtient donc un résultat beaucoup plus proche de la réalité, mais cela

demande de prendre plus de temps d’étude.

Malgré une addition précise de toutes ces pertes, les techniciens Climespace ont pu

remarquer des divergences importantes entre le calcul théorique et les mesures effectuées

sur le terrain. L’une des raisons possibles serait due à une mauvaise connaissance des

coefficients de pertes de charge singulières lorsque les « accidents » rencontrés sont

directement localisés l’un après l’autre. Ce dispositif implique que l’écoulement à la sortie du

premier accident n’a pas le temps de retrouver son régime en conduite linéaire qu’il arrive

déjà sur le deuxième accident.

Etant donné que les valeurs de coefficients de pertes de charge découlent

d’expériences effectuées dans des écoulements bien précis (généralement on trouve une

conduite linéaire en amont et en aval de la singularité afin de se trouver dans un cas

« général »), la simple addition de ces coefficients n’est plus raisonnable dans le cas où la

distance entre les singularités est trop faible.

Lorsque cette succession de singularités est un cas isolé, on peut considérer que la

différence de perte de charge réelle et la somme des coefficients est négligeable par rapport

à la totalité du réseau. L’intérêt de ces précisions se trouve à l’intérieur des centrales de

production, là où les débits et les diamètres sont les plus importants, là où les volumes dans

les locaux disponibles sont limités. Les centrales Climespace se trouvant à l’intérieur de la

ville de Paris, la place disponible est généralement très faible. On y retrouve donc une

multitude de singularités proches l’une de l’autre.

1.3 Exemple de successions de singularités sur le réseau de Climespace

Les successions comprenant des coudes sont les éléments les plus présents dans le

réseau, on retrouve :

Deux coudes à la suite (dans différentes configurations)

Quatre coudes successifs,

Un coude suivi d’un rétrécissement,

Un rétrécissement suivi d’un coude,



Ce sont sur ces éléments que mon étude s’est basée.

1.4 Confrontation des ouvrages traitant ces phénomènes

Deux ouvrages confrontent leurs résultats sur le sujet, ils sont tous les deux des

ouvrages de référence dans le monde de l’hydraulique et le calcul de pertes de charge :

Le mémento des pertes de charge d’Idel’Cik [1]

Internal flow systems de D.S. Miller [2] et [3]

Ces deux livres traitent des successions de singularités, et quelques résultats

diffèrent. Le mémento de pertes de charge traite essentiellement des pertes de charges des

différentes singularités trouvées sur un réseau hydraulique, la succession est traitée

uniquement pour un cas général, alors que l’ouvrage de D.S. Miller est beaucoup plus étoffé.

La succession représente un des chapitres majeurs et les exemples traités sont très proches

des cas rencontrés sur le réseau de Climespace. C’est pour ces raisons que les résultats

exposés dans la partie suivante sont ceux de D.S. Miller.

1.5 Les raisons des différences sur la succession de singularités

Les coefficients des pertes de charge singulières sont évalués de manière empirique.

Les valeurs trouvées dans les abaques sont donc des données mesurées dans des

situations bien précises (tuyau droit en amont et en aval de la singularité).

1. Une partie des pertes de charge est due au redéveloppement de l’écoulement à la sortie du coude. Si un autre coude est situé dans cette zone de redéveloppement, cette part de pertes, qui est associée au premier coude, n’a plus lieu. Si la distance entre les deux coudes est de plus de 4 diamètres, on peut négliger ces interactions

2. Dans la zone de redéveloppement de l’écoulement qui suit le premier coude, le profil des vitesses diffère de celui obtenu lors des mesures de coefficient de pertes de

Figure 2 Successions de singularités présentes dans le réseau Climespace



charge. Comme c’est ce profil de vitesse qui entre dans le second coude, les valeurs obtenues sont différentes

3. La distance entre les deux coudes est tellement courte que leurs distributions de pression statique interagissent et modifient leurs modèles d’écoulement. Les interactions directes entre deux coudes peuvent soit augmenter, soit diminuer la perte de charge, comparées à celle de deux coudes isolés.

L’interaction la plus courante est celle entre deux coudes de 90°. A l’exception des

coudes ayant un ratio « rayon de courbure sur diamètre » inférieur à 1 (R/D < 1), le

coefficient de perte de charge d’une combinaison de deux coudes de 90° est toujours

inférieur à la somme des coefficients des coudes isolés. Le problème majeur associé aux

combinaisons de coudes est la persistance du tourbillon en sortie du deuxième coude, qui

peut être généré sur une distance très élevés. On peut voir ce tourbillon sur la figure

suivante, qui est représentation de deux coudes de 90° dans une combinaison d’angle de

60°. La création de ce tourbillon provient de l’écoulement à faible énergie de l’intérieur du

premier coude vers le second. Cet écoulement à faible énergie prend généralement le

chemin le plus court à l’intérieur de ces combinaisons. Un deuxième écoulement ou un

tourbillon se forme.

Figure 3 Ecoulement à l'intérieur d’une succession de singularités

L’écoulement à la sortie de la singularité se trouve donc perturbé sur une distance

dépendant des caractéristiques de la tuyauterie. Levin, dans les études qu’il a menées,

propose une équation permettant de calculer cette longueur. Cette équation est dépendante

du diamètre, du type d’écoulement, de la perte de charge linéaire et du type de singularité.

On a donc la formule de Levin : [4]

25,0)Re

(075,0

KDLo



Avec :

K : coefficient de la perte de charge de la 1ère singularité

λ : coefficient de perte de charge linéaire

D : diamètre hydraulique de la conduite

Re : nombre de Reynolds

Cette formule sous-entend que si la longueur L entre les deux singularités n’est pas

supérieure à Lo, on ne peut plus sommer simplement les coefficients de pertes de charge de

singularités considérées comme isolées.

J’ai appliqué cette formule sur un cas provenant d’un projet, afin de rendre compte

des distances entre singularités à prendre en considération.

Pour un tuyau en acier, DN600, avec un nombre de Reynolds Re = 9,28.105, on

trouve Lo = 3,17 m.

Selon lui, le terme d’interaction comprend les interférences directes qu’il y a entre la

pression et l’écoulement de distribution lorsqu’il y a un espace de moins de deux diamètres

entre les deux éléments, mais également les effets indirects sur les coefficients de pertes de

charge des coudes, causés par un changement de condition à l’entrée et à la sortie.

1.6 Méthode de calcul précis des pertes de charge proposé par D.S. Miller

La formule de pertes de charge de deux composants successifs de l’entrée à la sortie est la

suivante : [2]

g

u

D

LfC

g

u

ARKK

g

u

D

Lf

g

u

D

Lfh s

s

s

st

22)

1(

22

2

2

2

2221

2

1

221

2

1

2

1

1

11

Avec : 1

2

A

AAR ratio entre l’entrée et la sortie

C = facteur de correction d’interaction

1 = premier composant

2 = seconde composant

S = espace entre les deux composants

Le terme ²

1

ARest nécessaire pour exprimer le coefficient de perte de charge du second

composant avec les termes de vitesse d’entrée du 1er composant.



1.6.1 Succession de coudes

Pour trouver ce facteur de correction d’interaction C, on utilise les graphes provenant des

études faites par DS. Miller :

Figure 4 Abaques des coefficients de correction de pertes de charges pour les successions de

coudes d'après D.S. Miller [2]



Analyse :

On remarque que ces coefficients sont quasiment toujours inférieurs à 1, les pertes

de charge engendrées sont donc inférieures à celles que l’on calcule par addition de

coefficient de pertes de charge.

Les seuls cas où ces pertes sont supérieures sont lorsque les coudes utilisés ont un

rapport R/D faible (« Mitre » sur les graphes). Ce coefficient peut atteindre une valeur

maximum de 3.

On remarque également que le rayon de courbure joue un rôle déterminant dans ces

dispositifs de succession de coudes. Dans le dispositif en S, un rapport de rayon de

courbure sur le diamètre de 1 engendrera moins de pertes qu’un rapport de 3 si les coudes

sont espacés de 4 fois le diamètre, mais elles seront supérieures si les deux coudes sont

directement placés l’un après l’autre.

Ces données de construction peuvent être prises en compte pour diminuer les pertes de

charge d’un réseau.

1.6.2 Coude suivi d’un élargissement :

Quand une faible perte de charge est requise, et que l’espace disponible est limité, il

vaut généralement mieux avoir une distance entre une et quatre fois le diamètre entre les

deux composants. On retrouve ces valeurs dans les graphes suivants (celui de droite

correspond à un coude de type R/D=1, 90° collé suivi directement d’un diffuseur) :

A retenir :

On voit que la succession de ces deux éléments engendrera moins de pertes

avec un écart de plus d’une fois le diamètre entre les deux (un exemple sur cette

différence se trouve dans la suite).

Figure 5 Graphe des coefficients de correction d'un rétrécissement suivi d'un coude d'après D.S.

Miller [3]



1.7 Exemple appliquant la méthode de calcul de DS Miller:

Afin de mieux comprendre, nous allons étudier ces facteurs de correction sur un

exemple concret. Le but est d’estimer la perte de charge du système pour une vitesse

moyenne de 3 m/s. La température est à 15°C, et le diamètre des conduites en acier est de

1 m.

Nous évaluerons aussi la mise en place d’une longueur d’environ une fois le diamètre entre

le coude 6-7 et l’élargissement 7-8, tout en gardant les mêmes caractéristiques des

singularités.

Figure 6 Schéma des successions de singularités étudiées dans l'exemple

Dans un premier temps, on peut séparer l’étude en deux sections : stations 2-5 et 6-9.

Une estimation de l’interaction entre ces deux sections pourra alors être faite.

Données :

Viscosité cinématique : sm /1014,1 6

Rugosité : 0,025 mm

Rugosité relative : K/D = 0,000025

Nombre de Reynolds :

6

61064,2

1014,1

13.

Dv

Coefficient de friction pour tube en acier :

f = 0,0108

Coefficient de friction pour tube lisse

f = 0,0099



Méthode :

Correction du nombre de Reynolds dans le coude et coefficient de pertes de charge : 61064,2Re

R/D = 1 0,1c 242,0bK 242,0242,00,1 bK

R/D = 1 85,0c 16,0bK 136,016,085,0 bK

La section 2-5 correspond à la combinaison R/D=1+ 4x Ds + R/D=2, Combinaison

d’angle à 0°.

Le facteur de correction est d’environ : bbC = 0,74

Section 6-9

Coefficient de perte de charge du

diffuseur :

N/R = 4, AR = 2 ; Kd = 0,08

Nous sommes en présence d’un coude

suivi d’un diffuseur :

Coude de type R/D = 1, pas d’espace

entre les deux éléments

N/R = 4, AR = 2

Facteur de correction dbC = 2

Pertes par friction dans les conduites

droites :

238,01

104100099,0

D

LfK f

Section 2 – 5 :

28,074,0)136,0242,0(52 K

Section 6 – 9 :

644,02)08,0242,0(96 K

Pour prendre en compte les pertes dans la longueur entre la section 5 et 6, on peut

simplement appliquer une correction sur l’écoulement tangentiel de sortie de coude. Pour

une distance de sortie de 10 diamètres avec coefficient de perte de charge de 0,16 (Re =

106) on trouve un facteur de correction de 0,82. Le coefficient de perte totale peut être réduit

par :

(1-0,82) x Kb = (1-0,82) x 0,136 = 0,024



Sortie du diffuseur:

25,0²

19

ARK

Coefficient de pertes totales:

388,125,0024,0644,028,0238,0 fK

Comme toutes ces études ont été faites

sur des matériaux dits lisses, il faut

appliquer un facteur correctif pour obtenir

le coefficient pour de l’acier :

514,10099,0

0108,0388,1 tK

Pertes de charge du système :

mCEg

vKh tt 694,0

81,92

²3514.1

2

²

Regardons ce qui se passe lorsque nous

mettons un espace équivalent à un

diamètre, entre le coude et le diffuseur :

Cela implique que :

N/R = 4 passe à N/R = 2

Le coefficient de perte du diffuseur

(N/R = 2 ; AR = 2) devient Kd = 0,15

Le facteur de correction du à l’interaction

entre le coude de type r/d = 1, avec un

diamètre d’espace et un diffuseur de type

N/R = 2, AR = 2 devient :

8,0dbC

Concernant les pertes par friction

supplémentaires :

324,00099,08,0)15,0242,0(96 K

La réduction dans la totalité des pertes pour le rajout d’une distance entre le coude et

le diffuseur est de 0,32 pour une conduite lisse et 0,35 pour une conduite acier.

Pour l’acier, on aura donc une perte de 0,53mCE au lieu de 0,694mCE.

On remarque tout d’abord que le calcul précis de coefficients de pertes de charge

n’est pas uniquement une lecture d’abaques. Les valeurs trouvées étant des valeurs

empiriques, il faut appliquer un certain nombre de facteurs de correction afin de s’approcher

au mieux du cas étudié. Il est vrai que la lecture unique des abaques peut suffire dans une

majorité des cas, mais lorsque les contraintes sont importantes, il est préférable d’effectuer

un calcul le plus précis possible.

Avec cette note de synthèse, on se rend compte que beaucoup de chercheurs ont

étudié les phénomènes de successions de singularités, et on peut trouver un réel avantage à

calculer précisément ces pertes de charge. Comme on a pu le voir sur l’exemple final, le

simple fait de mettre une distance entre un coude et un élargissement entraîne une

diminution de perte de charge de 0,16mCE. Ce n’est pas grand-chose sur un réseau entier,

mais si ces techniques sont employées sur tout le réseau, on peut diminuer les pertes de

plusieurs mCE. Cela n’est pas négligeable pour le dimensionnement des pompes réseaux et

sur leurs consommations électriques annuelles.



1.8 Branchement à effet Venturi

Afin de limiter les pertes de charge dans le réseau, un autre point de vue à développer

était l’utilisation de l’effet Venturi sur un branchement. Les techniciens Climespace

s’interrogeaient sur les avantages d’un piquage au niveau d’un élargissement de section. Le

profil de vitesse diminuant à l’intérieur de l’élargissement pouvait limiter les pertes de charge

d’un branchement.

Figure 7 Différents cas de piquages d'après l'ASHRAE [5]

D’après les travaux pratiques de l’ASHRAE sur le sujet, aucune différence n’est faite

sur les pertes de charge engendrées par un tel montage. Le fait d’avoir un élargissement,

suivi d’un piquage aura les mêmes caractéristiques mécaniques que le piquage directement

sur l’élargissement.

.



2. Etude sur les pertes d’énergies sur un réseau

Dans mes objectifs de sujet de PFE, il m’est demandé d’étudier les facteurs

extérieurs intervenant dans les pertes thermiques d’une canalisation, mais également

l’influence de la vitesse sur différents phénomènes physiques. Après quelques recherches

bibliographiques sur ces différents éléments, il m’est venu à l’esprit de mettre en forme un

Outil Excel permettant de les quantifier. Il est clair que certains facteurs, comme l’érosion et

l’acoustique, ne peuvent être retranscrites de manières mathématiques, cela provient

essentiellement du fait que les analyses de ces phénomènes sont obtenues de manières

empiriques et qu’aucun cas n’est identique. Le but initial de cet outil était d’obtenir, à partir

de données de bases (matériau, longueur, diamètre, débit et l’épaisseur d’isolant, milieu

ambiant), les différentes pertes d’énergies (thermiques et mécaniques) sur le tronçon. On

verra par la suite, les rajouts qui m’ont semblés intéressants à étudier.

2.1 Choix des matériaux

La première étape de ce travail fut d’obtenir un maximum de données sur les différents

matériaux utilisés sur le réseau Climespace. La majorité des conduites du réseau sont en

acier, mais d’autres alternatives sont présentes :

Le polyéthylène haute densité (PEHD)

Le polypropylène

La Fibre de verre

La Fonte

J’ai donc pris contact avec plusieurs fournisseurs (Inpal, Logstore, Aquatherm, …) de

ce type de matériel afin d’obtenir les diamètres disponibles, les épaisseurs de tube, d’isolant

et de gaines correspondantes. Mais aussi des détails techniques tels que la rugosité du

matériau (essentielle dans le calcul de pertes de charge et de friction) et la conductivité (pour

les pertes thermiques). Voici le genre de données obtenues pour la fibre par exemple :

Tube Isolant Gaine

Rugosité (mm)

λ (W/m.K)

λ (W/m.K)

λ (W/m.K)

0,0053 0,33 0,0246 0,4

DN FIBRE Dint

FIBRE e tube (mm)

e isolant (mm)

e gaine (mm)

250 262,9 4,3 41 10

300 313,7 5 38 10

350 344,4 5,4 48 10

400 393,7 6,1 47 10

450 433,8 6,7 50 10

500 482,1 7,4 60 10

600 578,6 8,7 60 10

700 700 10,5 60 10

750 750 11,2 60 10

800 800 11,9 60 10

900 900 13,3 60 10

1000 1000 14,7 60 10

Figure 8 Données obtenues sur la fibre



2.2 Comparaison des matériaux

Acier/Fonte

Epaisseur du tube faible, entraine un moins gros encombrement

PN importante pour une épaisseur faible

Prix faible car beaucoup de demande

Conductivité thermique très élevée, beaucoup de pertes thermiques si non isolés

Rugosité importante = 0,1mm, ce qui entraine des pertes de charges importantes

Soudure à l’arc électrique, il est nécessaire d’avoir des soudeurs qualifiés et compétents.

Est très susceptible de se corroder à l’extérieur et à l’intérieur

PEHD

Rugosité faible = 0,01mm, entraine moins de pertes de charge

Pas de problème de corrosion, ni d’abrasion

Est protégé contre les BSR

Electro soudable, raccord mécanique, soudure bout à bout, mais nécessite de la place pour manœuvrer

Faible masse volumique

Epaisseurs importantes, plus encombrant

Fibre

Faible rugosité = 0,0056mm

Conductivité thermique faible = 0,33W/m.K

Epaisseur de paroi faible

Masse volumique faible 1800kg/m3 (le plus léger des matériaux en prenant en compte l’épaisseur et la masse volumique)

Assemblé et collé (le plus pratique)

Résistant à la corrosion, abrasion et aux BSR

Polypropylène

Résistant à la corrosion

Résistant aux éléments chimiques

Tube à souder

Léger

Faible rugosité

Epaisseur plus élevée

Conductivité thermique faible Figure 9 Comparaison des différents matériaux étudiés

Isolation utilisée :

La quasi-totalité du réseau Climespace est isolée à l’aide de polyuréthane. Cet isolant, bien

qu’ayant un prix à l’achat élevé, bénéficie de bon facteurs thermiques et mécaniques (une

conductivité thermique faible de 0,0246W/m.K, et des facilités de pose).

2.3 Données d’entrée du calcul Pour effectuer le calcul, il suffit de rentrer les données du projet en question, c'est-à-dire :

Le régime de température de l’eau glacée*

Le débit ou la puissance mis en jeu

Le diamètre du tube utilisé

* le calcul est basé sur la température la plus basse, mais la différence de température

permet de calculer la puissance ou le débit mis en jeu



2.4 Pertes de charge

A partir de ces trois données, il est possible de calculer les pertes de charges du

système.

On calcule tout d’abord le nombre de Reynolds qui permet de définir le type

d’écoulement. Dans le réseau Climespace, le régime turbulent est retrouvé dans la majorité

des cas, avec un nombre de Reynolds supérieur à 5105 .

DV Re

Avec :

: viscosité cinématique [m²/s]

V : la vitesse du fluide [m/s]

D : le diamètre intérieur de la conduite [m]

En appliquant la formule de Colebrook et à l’aide d’une itération faite sous Excel, on peut

calculer le coefficient de perte de charge en mmCE/m. [6]

D72,3Re

51,2log2

1

Pour obtenir la perte de charge linéaire J en [mCE], on utilise la formule de Darcy-

Weisbach :

2.5 Pertes par friction

Dans un réseau de froid, il est important de prendre en compte les pertes par friction,

car en plus de provoquer des pertes de charge, elles vont également avoir tendance à

réchauffer l’eau glacée. C’est un point de vue qui diffère des réseaux de chaud, où

l’élévation de la température d’eau chaude ne sera pas néfaste au système.

Pour évaluer ces pertes, on utilise la formule :

JqgP vf [W]

Ces pertes sont généralement plus importantes que les pertes thermiques dues à

l’isolation, c’est un des facteurs qui limite la réduction de la taille des tuyauteries. La rugosité

joue donc un rôle double dans le choix des matériaux, celui de la perte de charge qui aura

pour conséquence le dimensionnement des pompes, et aussi les pertes par friction qui

augmenteront les températures d’eau glacée. C’est l’un des intérêts de faire cette étude avec

d’autres matériaux que l’acier, qui a une rugosité importante.



2.6 Pertes thermiques

Concernant les pertes thermiques, beaucoup de facteurs rentrent en considération

dans cette étude. Il faut tout d’abord prendre en compte les caractéristiques techniques et la

température du milieu dans lequel se trouve le tuyau. Dans le tableur, on peut tout d’abord

faire le choix entre une conduite enterrée ou en galerie. Dans le premier cas, on entrera la

conductivité thermique du sol (ex : =1 [W/m.K] pour un sol sec, les conductivités

thermiques des sols souvent rencontrés sont dans le tableau suivant) ainsi que la

génératrice supérieure (c'est-à-dire la distance entre le haut de la canalisation et la surface

du sol).

Nature Conductivité thermique

Humidité 0,05 0,1 0,2

Masse volumique 1750 1900 1450 1750 1450 1600

Sable gravillonneux 2,35 3,17

Sable boueux 0,94 1,41 1,88

Terre maigre sablonneuse 0,94 1,41

Sable boueux avec diatomées

0,7 1,29 1,06 1,41

Terre de remblai 1,17 1,64 1,87 2,35 2,82 3,52

Argile 2,35 2,58

Figure 10 Conductivités thermiques du sol en fonction de sa nature et de son humidité [7]

Dans le second cas, on pourra choisir entre une galerie à convection naturelle ou une

convection forcée (qui demandera de définir une vitesse de l’air allant sur la canalisation).

Dans ces deux cas, il sera important de définir l’humidité relative de l’air ambiant qui jouera

un rôle dans les phénomènes de condensation.

Résistance thermique de la canalisation :

Afin de calculer la résistance thermique de la conduite, il faut définir le type

d’isolation. On peut se placer dans le cas d’une conduite non isolée, ou de choisir une

épaisseur d’isolant ainsi que sa conductivité (le polyuréthane est généralement l’isolant le

plus utilisé sur le réseau, à cause de sa faible conductivité thermique ( =0,0246 [W/m.K]).

Pour calculer la résistance thermique du tube, on utilise la formule : [8]

)ln(2

int)ln(

2

int)

intln(

2

int

Dis

Dext

gaine

D

Detube

Dis

is

D

D

Detube

tube

DR

Si on choisit de ne pas mettre d’isolant, on utilise uniquement le terme concernant le

tube (premier terme)

En plus de la résistance du tube, il faut prendre en compte la convection interne et externe.

La convection interne se calcule à partir du nombre de Nusselt dans le cas d’un régime

turbulent.



Nombre de Nusselt :

3/18,0 PrRe023,0 Nu

Qui dépend du nombre de Prandtl :

e

cp

Pr

Avec e Conductivité thermique de l’eau [W/m.K] et cp capacité thermique de l’eau [KJ/kg.K]

On a donc la convection interne :

intD

eNuhi

Pour calculer le facteur de convection extérieure, il faut différencier les deux cas en galerie :

Convection naturelle :

he

25,0)(49,2 TaTse

)(

))100

()100

(( 44

TaTse

TaTse

Convection forcée :

he

2,0

8,0

15,4D

V

)(

))100

()100

(( 44

TaTse

TaTse

Avec : Tse : température de surface externe [°C]

Ta : Température du milieu ambiant [°C] [9]

On remarque que la température de surface externe n’est pour l’instant pas connue, il est

difficile de l’établir car elle dépend du facteur convectif externe. J’ai donc procédé par

itération pour calculer cette température :

)1

( Rhi

S

Tse

Pour le cas de la conduite enterrée, seul le facteur convectif externe change. D’après les

publications de « Technique de l’ingénieur », on peut remplacer le terme convectif par :

Si P>4Rext :

1)

Re()

Reln(

2

1 2

xt

P

xt

PRsol

Si 2xRext<P<4xRext :

R

P

solRsol

2ln

2

1

Avec P : la profondeur en [m]

[9]



A partir de ces formules, on peut donc calculer les pertes thermiques de la conduite

étudiée, mais également, la température de l’eau à la sortie de la conduite, en utilisant la

formule suivante :

Température de sortie :

)..

..exp()(

Rtqvcp

LDextTentréeTaTaTs

On peut également rajouter les pertes par friction qui augmenteront cette température.

2.7 Phénomène de condensation :

Etant donné que nous travaillons chez Climespace avec de l’eau glacée, il est

important de prendre en compte les phénomènes de condensation. Ce phénomène se

produit lorsque la température de surface du tuyau est inférieure à la température de rosée

de l’air ambiant. Cette température de rosée peut être calculée à l’aide de la formule

suivante :

Température de rosée :

5,104))5,15

exp(631100

ln(.1,16 Ta

Troe

A partir du moment où cette température est inférieure à la température de

condensation, le facteur convectif externe sera calculé par la formule suivante définit dans

les « Techniques de l’Ingénieur » :

4/13

)(

)(728,0

DextTseTroee

Lgveeeh

[10]

Avec L : chaleur latente de l’eau

Avec cette formule, on obtient un facteur convectif beaucoup plus important, plus de

1000 W/m².K. Ces valeurs entrainent des pertes thermiques beaucoup plus importantes,

surtout si la conduite n’est pas isolée en galerie. Dans certains cas, les pertes thermiques

paraissent beaucoup trop élevées, ce qui laisse penser que cette formule n’est pas

forcément adaptée à la situation. En revanche, le calcul permet de desceller la présence ou

non de condensation, ce qui est dans tous les cas quelque chose à éviter.



2.8 Ajout des pertes de charges singulières

Comme la vitesse du fluide est calculée, j’ai rajouté un calcul de pertes de charge

singulières. Cela permet d’avoir une meilleure précision sur les pertes de charge totales du

réseau, comme évoqué précédemment. Il suffit de choisir les singularités présentes (coude,

vanne de réglage, vanne papillon, dérivation…) et leurs caractéristiques afin de trouver les

pertes de charge engendrées. Si aucune perte de charge singulière n’est rentrée

manuellement, un ratio de 10% des pertes de charge linéaires supplémentaires est appliqué.

Figure 11 Onglet Excel des pertes de charge singulières [1]

Il m’avait semblé intéressant de rajouter les résultats obtenus par les recherches sur

les successions de singularités, mais la méthode de calcul est complexe à mettre en œuvre

sous Excel au vue de la multitude de cas possibles.

Voici les premières possibilités de cet outil de calcul. A partir de ces éléments, et

après concertation de mon tuteur de stage, il nous a semblé intéressant de faire évoluer ce

tableur, afin de profiter un maximum des possibilités de ces résultats.

2.8.1 Dégradation de l’isolant Figure 12 Photo de dégradation d’isolation, avec phénomène de condensation

Lors de visites du réseau, les techniciens

Climespace m’ont souvent fait part de dégradation de

l’isolation au cours du temps. Soit l’isolant a été mal

posé, subi des chocs ou l’étanchéité de la gaine n’est

pas au point. Il arrive fréquemment que les coudes ne



soient pas isolés. Si les conditions ambiantes sont réunies, il est probable qu’une

condensation ait lieu. Si l’étanchéité de l’isolation au niveau du coude n’est pas correctement

effectuée, il arrive que l’isolant soit gorgé d’eau, ce qui entraine une baisse de la résistance

thermique de l’isolant Un isolant mouillé aura quasiment les mêmes propriétés thermiques

que l’eau, c'est-à-dire une conductivité thermique proche de 0,6 W/m.K, bien supérieure à

celle de l’isolant (0,0246 W/m.K).

Une cellule du tableur propose le choix d’avoir une dégradation de l’isolant ou non. Si le

choix de la dégradation est pris, la conductivité thermique de l’isolant sera automatiquement

changée.

2.8.2 Vieillissement des conduites :

Il est très difficile d’évaluer le vieillissement des conduites, c'est-à-dire l’augmentation de

la rugosité, et, en conséquence la réduction de la capacité de transport de la conduite au bout

de T années.

Divers facteurs peuvent intervenir dans l’augmentation de la rugosité d’une conduite, entre

autres : les caractéristiques de l’eau, le matériau de la conduite, le type et le mode

d’application du revêtement intérieur, le cas échéant, l’action des bactéries ferrugineuses, etc.

D’un point de vue pratique, on peut lutter contre les phénomènes de vieillissement de différentes manières :

Tenter de l’atténuer, en corrigeant les propriétés physiques de l’eau à transporter.

Appliquer un revêtement intérieur approprié, protégeant le matériau.

Surdimensionner la conduite, de manière à pouvoir compenser la réduction de sa capacité de transport.

Dans la plupart des cas, sauf, peut-être, quand il s’agit de conduites à usage provisoire,

la première solution sera probablement la plus économique. Il importe, par conséquent, pour

pouvoir prendre une bonne décision, d’avoir une idée du vieillissement.

L’augmentation de rugosité, [mm/an], est donnée par l’équation suivante :

6,21)log(

1

K

[4]

Où 1K est un coefficient qui devra être fondé , autant que possible, sur l’observation de

données expérimentales relatives aux conduites du même type existantes et transportant de

l’eau dotée des mêmes caractéristiques que l’eau à transporter par la nouvelle conduite.

A défaut de données expérimentales, et s’il on présume que la corrosion se maintiendra

dans des limites normales, la valeur 1K variera entre 0,01 et 0,05, on adoptera une valeur

comprise entre ces limites, suivant que l’on présume une plus ou moins grande tendance à

la corrosion.

S’il y a présomption de forte corrosion, il faudra appliquer des valeurs supérieures, qui

pourront atteindre 0,2.



De ce qui précède, on conclut qu’il est très difficile, dans l’état actuel de nos

connaissances, d’indiquer une méthode sûre pour la prévision de la corrosion.

Dans le tableur, en prenant en compte ces éléments, j’ai rajouté le calcul de

l’augmentation de la rugosité en fonction du temps. On peut donc définir la date de pose de

la conduite, et l’état de la corrosion (Faible, Moyenne, Forte, Très forte) qui permettra de

définir le coefficient 1K de la formule.

Cette augmentation varie de 0,005 à 0,1 mm/an, ce qui entrainera des différences sur les

pertes de charge et les pertes par friction non négligeables.

Figure 13 Evolution des pertes de charge en fonction du temps

2.8.3 Diamètre et épaisseur d’isolant recommandés

Lors des premiers essais, il était souvent long de trouver le diamètre adapté au

régime de température et au débit afin de ne pas obtenir de pertes de charge trop

importantes.

Il en est de même pour l’épaisseur de l’isolant, il fallait procéder par tâtonnements

pour obtenir des pertes thermiques pas trop élevées.

J’ai donc rajouté un élément permettant de fixer la valeur cible de pertes. Le tableur

affichera donc le diamètre et l’épaisseur d’isolant à mettre en place pour ne pas dépasser

ces valeurs.



2.8.4 Bilan carbone sur l’isolant :

Le bilan carbone d’un produit est un outil de comptabilisation des émissions de gaz à

effet de serre, devant tenir compte de l’énergie primaire et de l’énergie finale des produits et

services. N’étant pas membre de l’association Bilan Carbone, les résultats obtenus sont à

titre indicatif.

Pour effectuer ce bilan, j’ai recherché la masse de CO2 émis par mètre cube d’isolant.

D’après une étude sur le bilan carbone des isolants [11], reconnue par l’ADEME, le

polyuréthane entrainerait 130kgCO2/m3 d’isolant (comprenant la production et la pose). En

recalculant le volume d’isolant placé sur la conduite (en fonction de l’épaisseur choisie et la

longueur), on peut donc calculer l’émission de CO2 engendrée.

2.8.5 Le modèle de Velikanov

Etude théorique [12]

Dans les processus d'érosion, on a distingué trois phases distinctes :

destruction du matériel (ablation du matériel) ; transport ; accumulation des particules (dépôt de sédiments).

Ablation du matériel : Ce phénomène intervient lorsque les particules présentes dans l’eau,

percutent les parois de la canalisation, engendrant des impacts, fissures ou autres

détériorations du matériel. Généralement, ce phénomène intervient lorsque la vitesse du

fluide est supérieure à la vitesse de sédimentation et que les particules ont une densité

supérieure à celle de l’eau

Transport : C’est le cas intermédiaire entre la destruction du matériel et l’accumulation de

débris, lorsque les particules présentes dans l’eau, se déplacent à l’intérieur de l’écoulement

sans percuter les parois, n’ayant donc aucun effet néfaste sur la canalisation.

Dépôt de sédiment : Ce phénomène intervient lorsque la vitesse de l’écoulement est

inférieure à une vitesse limite, appelée vitesse de sédimentation. Ainsi les particules, ayant

généralement une densité plus importante que l’eau, présentes dans l’eau vont se déposer

au fond des canalisations.

On constate l’importance de la vitesse de l’écoulement dans les contraintes de

phénomènes d’érosion. Dans les deux cas, autre que le transport, l’impact de l’érosion se

verra sur la rugosité des matériaux, facteur néfaste sur les pertes de charge (on se rappelle

que dans l’équation du calcul de pertes de charge linéaires de Colebrook et White, la

rugosité a un rôle important sur ces pertes)

Dans ses études, Velikanov a cherché à mettre sous équation l’évolution des

particules dans une conduite d’eau. Il a abouti à une équation permettant de savoir si, en

fonction de la taille et de la concentration de particules, la particule va sédimenter, être

transportée ou provoquer de l’érosion.



Ce modèle est mis en forme dans le tableur Excel réalisé.

Les caractéristiques des particules sont décrites sous la forme suivante :

D : diamètre des particules (m)

: Masse volumique des particules (kg/m3)

C : concentration (g/l ou kg/m3)

min : constante puissance minimum

max : constante puissance maximum

Vsed : vitesse de sédimentation

Plim : puissance limite pour le transport

s : gravité spécifique

g : accélération de la pesanteur (m/s²)

fluide : masse volumique du fluide (kg/m3)

: viscosité cinématique du fluide (m²/s)

18

²)1(

18

1²

DsgDg

fluide

fluideVsed

fluide

fluideVsedgCP

lim

Pour chaque conduite, on calcule deux bornes Pmin et Pmax comme suit (V est la

vitesse de circulation du fluide, H la perte de charge et L la longueur de la conduite).

En comparant Pmin et Pmax par rapport à Plim, on va prédire le comportement des

particules dans la canalisation.

L

HVgP

minmin

L

HVgP

maxmax

Pour faciliter la tâche, dans le tableur Excel effectué, au lieu de calculer Pmin et

Pmax pour chaque canalisation, on va ramener Plim au calcul d’un coefficient adimensionnel

(puissance réduite) par division de tous les termes par L

HVg

, que l’on peut

comparer à min et max :

HVg

LPPl

lim

borné supérieurement par inf= max+0,5 ( max- min)

Ainsi on a :

Erosion : Plim<Pmin < min

Transport : Pmin<Plim<Pmax min< < max

Sédimentation : Pmax<Plim max<



Avec ces équations, on peut prévoir les événements d’érosion qui risquent de se

produire dans nos canalisations. Mais cette méthode possède l’inconvénient de nécessiter

des informations très précises sur les particules se trouvant dans le fluide. Il n’est pas

toujours évident de connaitre le diamètre, ainsi que la concentration de particules se trouvant

dans l’eau utilisée.

J’ai donc récupéré des données sur l’eau du réseau de Climespace. On y retrouve le pH, la

concentration de cuivre et de fer et les différents éléments du réseau.

En insérant ces données dans la méthode de Velikanov, la seule chose que l’on peut

prévoir est la sédimentation, le transport ou l’érosion possible en fonction du diamètre de la

particule en question.

Application du modèle de Velikanov :

Sur un des projets en cours, j’ai mis en application le modèle de Velikanov, afin

d’avoir une approche sur la sédimentation dans les conduites. Dans l’exemple qui suit,

(DN150, acier, v = 0,6 m/s) on peut en déduire que les particules ayant un « diamètre » de

moins de 32 m auront tendance à se déplacer en provoquant des impacts sur la paroi, alors

que les particules à « diamètre » supérieures à 36 m auront tendance à sédimenter. Dans

Propriétés physico chimiques du réseau Climespace

pH 9,5

TH (°f) °f 3,2

Conductivité µS 634

Cuivre mg/L 0,13

Fer mg/L 1,3

Propriétés bactériologiques Climespace

Bactéries sulfato réductrices

N/100mL 35

Bactéries aérobies à 22°C

UFC/mL 225

Bactéries aérobies à 36°C

UFC/mL 46

Dépôts

Présence de boues, dépôts et matières en suspension composés de : fer, carbone, produits anticorrosion,

bactérie (bio film), particules fines (10 )m

Figure 14 Propriétés de l'eau du réseau Climespace



Erosion, Transport, Sédimentation en fonction de la taille de particules

-1,5

-1

-0,5

0

0,5

1

1,5

0,1

5,8

7,1

8,4

9,7 11

12,3

13,6

14,9

16,2

17,5

18,8

20,1

21,4

22,7 24

25,3

26,6

27,9

29,2

30,5

31,8

33,1

34,4

35,7 37

38,3

39,6

40,9

42,2

43,5

44,8

46,1

47,4

48,7 50

51,3

52,6

Taille des particules (um)

-1:E

rosio

n 0

:Tra

nsp

ort

1

Séd

imen

tati

on

Etat

l’outil Excel réalisé, on peut donc prévoir approximativement quel type de particules va se

déposer, éroder les parois ou simplement être transporté.

Pour les particules de diamètre supérieur à 1 µm, la formation de dépôts dans les

canalisations est attribuée à la sédimentation. Pour des particules plus petites (< 1 µm), les

charges électriques sont responsables du maintien en suspension et le phénomène de dépôt

de ces particules est attribué à des captures par la paroi lors de chocs. Les particules de

corrosion présentent le plus souvent des diamètres compris entre 5 et 25 µm et des densités

comprises entre 3 et 4.

Figure 15 Onglet de l'outil Excel sur le principe de Velikanov



2.9 Mise en place d’un calcul de pertes de charge « dynamique » en analogie avec les consommations d’un réseau existant.

La centrale de Bercy dispose d’une puissance de 44MWf installée, répartie sur sept

groupes froids. Chaque groupe dispose d’une pompe évaporateur et condenseur qui lui sont

dédiées. Production et distribution sont séparées par un bipasse, la bouteille de découplage

existante ayant été scellée après avoir été mal dimensionnée. Quatre pompes de distribution

assurent la distribution de l’énergie frigorifique sur le réseau. Côté condenseur, le

refroidissement est assuré par l’eau de Seine, par l’intermédiaire de plusieurs échangeurs à

plaques entre les boucles condenseur et eau de Seine (EDS).

Figure 16 Schéma de fonctionnement du réseau Climespace

Les résultats obtenus sont des valeurs en instantanées, c'est-à-dire que les variations

de charge au cours de l’année ne sont pas prises en compte. Il nous a donc semblé

judicieux d’étudier les consommations de pompes et de compresseur associées au tronçon

étudié.

La centrale de Bercy assure l’alimentation

des clients de la zone Bercy-Tolbiac. Le réseau

s’étend sur 2x7 km de part et d’autres de la Seine.

L’essentiel des clients étant des bureaux installés

dans des bâtiments modernes du nouveau

quartier de la Bibliothèque nationale de France.

Ces bâtiments récents sont néanmoins fortement

vitrés, ce qui donne lieu à des besoins de

refroidissement important.

Le client réceptionne l’énergie frigorifique

grâce aux échangeurs à plaques installés dans

son bâtiment en sous-station. Le nombre

d’échangeurs varie entre un et trois selon les

besoins. Un dispositif de comptage permet de Figure 17 Schéma du réseau de Bercy



déterminer l’énergie frigorifique et le volume d’eau consommés par le client sur une période

d’utilisation. La prestation de Climespace s’arrête au niveau de l’échangeur.

Il a donc été simple de se baser sur les consommations annuelles du réseau de

Bercy. Le réseau de Bercy a l’avantage de contenir une unique centrale de 44MW, on peut

donc faire une analogie entre les puissances froides en sortie de centrale et le tronçon

étudié.

Pour cela, j’ai extrait pour chaque heure de l’année 2011 (ce qui représente 8760

données fois le nombre de variables) les puissances, les débits et les températures aller-

retour de la centrale de Bercy.

A partir de ces valeurs, et en procédant par analogie, on peut estimer la

consommation heure par heure du tronçon étudié. La puissance que l’on rentre dans les

données de départ (ou celle calculée, si l’on choisit de rentrer le débit) correspondra à la

puissance maximum de l’année 2011. Par une règle de 3, on peut donc approcher toutes les

puissances et débits sur le tronçon étudié au cours d’une année.

A chaque extrémité se trouve un échangeur qui va générer une perte de charge

supplémentaire. Généralement, on considère que l’échangeur se trouvant à la production

aura une perte de charge en pleine charge de 1 bar, celui en sous station 1,5bar.

Comme le débit varie en fonction de l’année et que les pertes de charge varient en fonction

du carré de la vitesse, on peut appliquer une loi mathématique permettant de recalculer la

perte de charge des échangeurs pour chaque débit concerné. Elles seront rajoutées aux

pertes linéaires et singulières initiales.

L’intérêt de ces calculs est de pouvoir quantifier les consommations des pompes. En

effet, le fait d’avoir les débits à chaque heure de l’année, permet de calculer les pertes de

charges du réseau et donc la puissance absorbée de pompage :

JqgP v

abs

Comme ces résultats sont calculés heure par heure sur une année, on a donc

l’énergie électrique annuelle consommée.

En plus de cela, nous avons les puissances froides consommées à chaque heure,

ainsi que les pertes thermiques. En définissant un COP saisonnier, on peut donc calculer les

puissances électriques consommées par les machines frigorifiques, puis l’énergie annuelle

consommée. L’évolution des performances techniques des centrales de Bercy permet de

choisir un COP annuel d’environ 4.



Figure 18 Evolution du COP global du réseau de Bercy

Ces résultats mettent en évidence l’intérêt ou non de mettre en place un diamètre

plus petit, afin de réduire le cout à l’investissement. En effet, le prix des matériaux dépend

énormément du diamètre de la conduite, qui joue également un rôle sur l’épaisseur de

l’isolation. Pour des raisons de prix, mais également de place disponible dans les galeries ou

en enterré, on a tendance à vouloir diminuer les diamètres de conduites. Le débit traversant

la conduite ne variant pas. La vitesse sera plus importante, ce qui entrainera des pertes de

charge supplémentaires et une augmentation des consommations des pompes.

Le tableur permet donc d’estimer cette différence d’un point de vue énergétique et

économique.

L’importance de la rugosité joue un rôle important dans ces phénomènes. Cette

caractéristique est un élément majeur dans le calcul de pertes de charge. On note une

rugosité très importante de l’acier et de la fonte comparée aux autres matériaux utilisés

(fibre, polypropylène, PEHD…). Ces autres matériaux ont aussi l’avantage de moins subir

les problèmes de corrosion. Par contre, les épaisseurs de ces matériaux (excepté la fibre)

sont plus importantes que celle de l’acier et de la fonte, leurs caractéristiques mécaniques

sont moins avantageuses. Ce paramètre peut jouer dans le choix de matériaux lorsque

l’espace disponible pour faire passer une conduite est restreint.

On peut obtenir les différentes courbes caractéristiques du réseau :

Evolution des puissances froides et absorbées sur une année

Les différentes courbes-réseaux en fonction de la période de l’année

NB : Les rendements des pompes et des compresseurs (COP) sont des rendements moyens

annuels.



Figure 19 Onglet courbe-réseau de l'outil Excel



2.10 Retour sur investissement :

Après un certains nombres d’études de cas effectués, j’ai constaté que les déperditions

des canalisations enterrées ne varient que très peu entre une conduite isolée ou non. En

effet, lorsque le sol est de nature sec, le sol joue le rôle d’isolant malgré sa conductivité

thermique de 1W/m.K. La profondeur intervient dans la formule de la résistance thermique :

Si P>4Rext :

1)

Re()

Reln(

2

1 2

xt

P

xt

PRsol

Si 2xRext<P<4xRext :

R

P

solRsol

2ln

2

1

Plus la conduite est enterrée, plus la résistance thermique est grande. Lors des

travaux Climespace, les tuyaux sont généralement enterrés à une profondeur de 0,8m. Pour

un DN250, le sol entrainera une résistance de 1,14 W/m².K pour une perte de 12,9W/m, la

même conduite isolée aura une résistance de 2,3 W/m².K pour une perte de 6,3W/m.

On a donc diminué les pertes par deux en isolant la conduite enterrée. Mais comme

ces pertes sont relativement faibles pour un sol sec, une étude sur la nécessité de mettre en

place une isolation semblait intéressante à effectuer.

Pour cela, j’ai tout d’abord mis en place un calcul de l’énergie supplémentaire que

devront fournir les machines frigorifiques afin de lutter contre ces pertes. En utilisant un COP

saisonnier et le prix du kWh électrique, on peut retrouver la différence de prix à l’année.

Mais ce n’est pas tout. Comme cette énergie sera perdue, elle ne pourra pas être

vendue, cette perte d’argent est aussi à prendre en compte.

La tarification dite « binôme » : Les termes R1 et R2

La facture de fourniture de chaleur comprend un terme

« Consommation » ou R1 et un terme « abonnement », généralement appelé R2.

La consommation (R1) :

La consommation est l’élément proportionnel de la facture, qui correspond au coût

des énergies utilisées. Elle s’exprime en €/MWh. La quantité de froid consommé (MWh) est

mesurée par un compteur d’énergie au niveau de la sous station.

Dans les contrats Climespace, R1=81€/MWh

On peut calculer la perte du chiffre d’affaire :

hRPaffairedchiffrePerte 11501' en €/an

Avec : P la différence de pertes thermique entre isolé et non isolé en [W]

Et les 1150h représentent le temps annuel où le système est en pleine consommation



L’abonnement (R2) :

L’abonnement est l’élément fixe de la facture, qui correspond aux frais de mise à

disposition du froid au point de livraison. L’opérateur prend en charge ces frais pour produire

et distribuer l’eau glacée (frais d’exploitation, infrastructures, personnel...). Il est lié aux

besoins thermiques du bâtiment et s’exprime en fonction de la puissance souscrite ou de la

surface du bâtiment. Il s’exprime alors en €/kW/an ou en €/m2/an.

Dans les contrats Climespace, R2 = 65,7 €/kWfs et le foisonnement f est de l’ordre de 65%


f

RPaffairedchiffrePerte

2'

en €/an

Droit de raccordement :

Il faut également prendre en compte le droit de raccordement sur 30 ans qui est DR = 835

€/kWfs


30'

f

DRPaffairedchiffrePerte en €/an

Une fois ces trois éléments calculés, on obtient la perte globale du chiffre d’affaire en les

sommant.

Calcul de la perte de marge :

Le chiffre d’affaire €/kWh s’obtient de la manière suivante :

hP

lePerteglobaaffaireChiffred

1150'

en €/kWh

Il faut alors retirer l’EBITDA et le branchement sous station de Climespace :

EBITDA = 87,5€/MWh

BSS = 11,1 €/MWh

BSSFbibataffaireChiffredePertedem 'arg

en €/kWh/an ou en €/an si on le multiplie par la différence d’énergie.

EBITDA (Earnings Before Interest, Taxes, Depreciation, and Amortization) désigne

les revenus avant intérêts, impôts (taxes), dotations aux amortissements et provisions sur

immobilisations (mais après dotations aux provisions sur stocks et créances clients).



On peut donc calculer la perte économique sur l’énergie non vendue et la perte due

aux machines frigorifiques. Pour finir ce calcul de retour sur investissement, il suffit alors de

rentrer le montant du devis de la pose d’isolation sur la canalisation afin d’estimer au bout de

combien de temps l’isolation sera remboursée par le gain énergétique de la mise en place de

l’isolation.

Dans beaucoup de cas concrets du réseau Climespace, on peut se rendre compte

que si le sol est de bon état (sol sec) et que la tuyauterie est enterrée à une profondeur

suffisante, le retour d’investissement dépasse la centaine d’années. Cela laisse penser que

la pause de l’isolation dans le cas d’une conduite enterrée, n’a pas de réel avantage

économique. Cela provient également du prix de pose qui est généralement très élevé.

Ce cas de figure est à exclure dans le cas d’une conduite en galerie. Le fait de ne pas

isoler la conduite engendrera de la condensation et une perte thermique trop importante pour

que ce choix soit judicieux.



Figure 20 Onglet retour sur investissement de l'outil Excel



3. Le calcul du coefficient de pertes thermiques de Frigolo

3.1 Coefficient Frigolo existants

L’un des buts de mon PFE était de redéfinir les critères de pertes thermiques dans le

logiciel Frigolo, utilisé au sein de Climespace. Ce dernier est un logiciel crée par Safege

permettant la conception optimisée des réseaux de climatisation urbains (réseaux urbains,

quartiers d’affaires, villages olympiques) ou industriels (aéroports). Il découle du logiciel

Picolo utilisé sur les réseaux de chaleur.

Pour définir les pertes thermiques dans Frigolo, des coefficients sont rentrés dans la

base de données du logiciel par les ingénieurs Climespace, lors de l’acquisition du logiciel.

Ce coefficient est en W/m.K, il représente donc la conductivité thermique du matériau,

englobant les pertes par convection internes et externes. Voici les différentes valeurs :

Type de pose

Egout Galerie DN100 Retour

DN150 Retour

DN200 Retour

DN300 Retour

DN400 Retour

DN500 Retour

DN600 Retour

DN700 Retour

DN800 Retour

Coefficient Echange [W/m.K]

4 4 4 4 4 5 5 6,5 8,9 11,5 12,5

Figure 21 Coefficients actuels de pertes de charge dans Frigolo

3.2 Analyse de ces coefficients :

On remarque tout d’abord aucune différence entre le coefficient en galerie et le

coefficient en enterré, cela peut provenir du fait que l’isolation joue son rôle de résistance

thermique, mais vu que le sol joue généralement le rôle d’un isolant supplémentaire, on

devrait avoir un coefficient d’échange plus faible pour les conduites enterrées.

Dans un deuxième temps, les diamètres pour les conduites aller ne sont pas

différentiés, cela voudrait dire qu’un tuyau de faible diamètre engendrera autant de pertes

qu’un tuyau de gros diamètre. Ce qui parait aberrant, vu que la surface d’échange est bien

plus grande et l’épaisseur d’isolant aussi.

Sur les tubes de retour, on a donc des coefficients allant de 4 à 12,5 W/m.K. Vu la

différence qu’il y a entre les diamètres, il semblerait qu’ils correspondent à des coefficients

de conduite en galerie non isolé. La condensation n’a pas l’air d’être prise en compte, malgré

que les températures de surface de retour non isolé en galerie soient généralement

inférieures à la température de rosée du milieu.

Nous avons donc calculé ces coefficients pour chaque diamètre utilisé sur le réseau

enterré. Voici ces coefficients (les épaisseurs d’isolants utilisées sont celles fournis par les

constructeurs) :



On remarque une très grande différence dans

ces coefficients. Ils sont deux fois plus petits,

comparés au coefficient rentré dans la base de

données.

Sur un projet à la Réunion, j’ai calculé les pertes thermiques du réseau d’un réseau

en PEHD, où les coefficients étaient plus proches de ceux que j’avais calculés (surement

rentré après une étude plus précise). Lorsqu’on applique ces coefficients dans Frigolo, on

trouve des déperditions de l’ordre de 942kW.

J’ai également effectué ces calculs grâce à l’outil Excel, nous trouvons 917kW de

pertes thermiques. Ce qui donne une différence de 51kW. Cette différence peut provenir des

pertes dans les branchements clients, qui ne sont pas prises en compte dans le calcul

manuel, à l’inverse de Frigolo.

A partir de ces résultats, ces nouveaux coefficients seront rentrés dans le logiciel

Frigolo lors de la réalisation de nouveaux projets.

DN isolé

W/m.K non isolé W/m.K

800 0,73 2.5

700 0,631 1,69

600 0,701 1,451

500 0,528 1,451

450 0,551 1,121

350 0,452 0,916

300 0,346 0,82

250 0,298 0,702

200 0,284 0,575

150 0,252 0,452

125 0,219 0,382

100 0,186 0,318

Figure 22 Nouveaux coefficients de pertes thermiques pour Frigolo



Figure 23 Onglet principal de l'outil Excel



3.3 Exemple d’un projet Climespace

Durant ma période de stage, un projet de raccordement entre deux réseaux était en

cours. Les ingénieurs Climespace avaient un souci de manque de place disponible pour

enterrer la canalisation. Ils voulaient donc savoir si l’utilisation d’un diamètre inférieur était

envisageable (d’un point de vue des pertes par friction) et si l’utilisation d’un matériau autre

que l’acier était plus adaptée à cette disposition.

Caractéristiques de la conduite et du milieu :

Matériaux : Acier, Fibre, PEHD, PP

Régime eau: 5-12°C

Dint = 400

Débit = 570m3/h

Longueur = 340m

Conduite enterrée

Sol sec à 20°C (lambda = 1W/m.K)

Profondeur = 0,8m

Pertes de charge :

Afin d’établir une comparaison entière de ces matériaux, j’ai inclus le calcul des

pertes thermiques qui seront ajoutées aux pertes par friction et d’établir un premier bilan sur

l’isolation des conduites enterrées.

Voici les résultats :

ACIER DN400 PEHD DN500 Fibre DN400 PP DN450

Diamètre intérieur [m] 0,393 0,409 0,393 0,399

Vitesse [m/s] 1,3 1,2 1,3 1,26

Pertes de charge [mmCE/m]

3,6 2,62 3,13 2,95

Pertes de charge [mCE] 1,34 0,98 1,17 1,1

Pertes par friction [kW] 1,9 1,38 1,65 1,55

Pertes thermiques non isolée [W/m]

14,6 15,5 14,4 13,9

Pertes thermiques isolée [W/m]

6,4 9,3 6,4 8,4

Figure 24 Résultats obtenus sur l'exemple de projet traité

Remarque :

Tout d’abord, on distingue une légère différence sur le choix des diamètres, pour le

polypropylène et le PEHD, le diamètre nominal correspond au diamètre extérieur, pour l’acier

et la fibre c’est le diamètre intérieur.



Les faibles rugosités du PEHD, de la fibre et du PP entrainent des pertes de charge

plus faibles. A l’aide de ces matériaux le choix d’une canalisation de diamètre plus faible,

pour un gain de place, peut être adopté.

Comme je l’ai énoncé dans la partie « retour sur investissement », la différence entre

les pertes thermiques des canalisations isolées ou non est faible en cas d’un sol sec. Cette

différence sera encore plus faible sur la canalisation retour.

Ces calculs ont abouti au choix d’une conduite en fibre de DN350, non isolée. Mais

attention, le choix de ne pas isoler les canalisations enterrées n’est pas systématique.

Le calcul est nécessaire, car les caractéristiques du sol étudié jouent un rôle non

négligeable sur les pertes thermiques.

Caractéristiques du sol :

On a vu précédemment que l’humidité et la nature du sol faisaient varier la

conductivité thermique du sol. On peut passer d’un lambda de 0,8 à 3,52 W/m.K en

présence d’un sol humide ou non.

Prenons le cas de l’acier enterré dans un sol sec (1W/m.K) comparé à un sol très humide

(3,52W/m.K)

Pour un DN700 et un milieu à 20°C :

ACIER DN400

Sol sec Sol humide ∆P

Pertes thermiques non isolée

[W/m]

Profondeur 1,2 m 16,4 57,2 40,8

Profondeur 2 m 11,1 39 27,9

Figure 25 L'influence de la profondeur et l'humidité du sol sur les pertes thermiques

La différence de pertes n’est pas négligeable. En plus de cela, la nature du sol n’est

que très rarement prise en compte dans les calculs de pertes. Il ne faut pas oublier la

température du sol qui peut varier en fonction de la localisation géographique des travaux.

Ces pertes augmenteront linéairement avec la température du sol.

C’est ce projet qui a permis d’aboutir au calcul du retour d’investissement de l’isolation.

NB : Cette étude n’est pas faite sur le cas des canalisations en galerie, la présence

des phénomènes de condensation, des pertes thermiques qu’ils engendrent, permet

de conclure que l’isolation des conduites est primordiale en galerie.



4. Recommandation sur la vitesse d’écoulement

4.1 La présence de bactérie Sulfato-réductrices dans le réseau

Depuis la création du réseau en 1993, une bactérie sulfato-réductrice est présente dans

l’eau glacée. Les bactéries sulfato-réductrices sont des bactéries anaérobies,

comme Desulfovibrio ; ce sont les sulfates qui remplacent l'oxygène pour la respiration

cellulaire. Au cours du métabolisme, les sulfates sont réduits en sulfures. Ces sulfures

peuvent provoquer une corrosion, appelée biocorrosion.

Ces bactéries sont la cause de la plupart des fuites

répertoriées à ce jour. Elles ont tendance à se

développer dans les conditions suivantes :

Présence d’un métal et d’eau

Absence d’oxygène

On retrouve ces paramètres lorsque les vitesses sont

faibles et qu’un biofilm puisse se déposer sur les parois.

C’est ce qui mène à l’absence d’oxygène. Pour analyser

le réseau Climespace, il m’a semblé intéressant d’étudier les vitesses d’eau à l’intérieur des

conduites. Afin de comprendre la provenance de ces phénomènes, voici une carte à l’instant

t des vitesses dans le réseau, que j’ai obtenu à l’aide de Frigolo).

Attention, ces mesures ont été faites à un instant t, il est clair que la fermeture d’une vanne,

une variation de charge, peuvent entrainer de fortes divergences de ces valeurs.

Figure 26 Fonctionnement de la BSR

Figure 27 Carte des vitesses d'écoulement du réseau à un instant t

http://fr.wikipedia.org/wiki/Respiration_cellulaire

http://fr.wikipedia.org/wiki/Respiration_cellulaire

http://fr.wikipedia.org/wiki/M%C3%A9tabolisme



On peut constater qu’un bon nombre de raccordements clients ont des vitesses très

faibles. Ce sont ces conduites qui sont les plus à risque de bactéries sulfato-réductrices.

Comme nous l’avons vu dans la partie sur le modèle de Velikanov, une vitesse faible est

propice à la sédimentation des particules se trouvant dans le réseau. Ces dernières seront

les nutriments des BSR, qui vont se développer sous ce dépôt, au contact de la paroi

qu’elles vont attaquer.

Pendant tout le temps où le client n’a quasiment pas consommé d’eau glacée, les

bactéries ont eu le temps de proliférer et de percer la canalisation. C’est au moment où les

besoins en froid reviennent que la vanne va s’ouvrir, permettant à un débit plus important de

traverser la conduite. Lors de la remise en service de la climatisation d’un client,

l’augmentation de la vitesse engendrée va retirer le biofilm qui protégeait le nouveau trou,

aboutissant à la fuite (qui peut être très contraignante pour les canalisations enterrées. Les

vitesses trop faibles sont donc à proscrire. Pour lutter contre ces phénomènes, Climespace

traite et filtre l’eau de manière constante, mais étant données les longueurs de réseau,

l’efficacité n’est pas encore totale.

Figure 28 Conséquences de la BSR sur le réseau

Figure 29 Récapitulatif sur la BSR



4.2 Recommandations de l’ASHRAE sur les vitesses d’écoulement dans le réseau

Voici les limites de vitesses établie par l’ASHRAE en 1985, le temps de fonctionnement et

les types d’utilisation sont les critères de sélection de vitesse. [13]

Type d’utilisation Vitesse [m/s] Références

Utilisation générale De 1,2 à 3 Carrier 1973 Crane 1978 Navco 1984

Eau de ville De 0,9 à 2,1 Carrier 1973

Alimentation de chaudière

De 1,8 à 4,6 Crane 1978

Pompe d’aspiration et de drainage

De 1,2 à 2,1 Carrier 1973

Temps de fonctionnement annuel [h/an]

Vitesse de l’écoulement [m/s]

1500 4,5

2000 4,3

3000 3,95

4000 3,65

6000 3,05

Il est clair que d’utiliser des vitesses élevées durant une longue période sera plus

propice à l’usure du réseau qu’avec des vitesses plus faible durant la même période.

Dans le réseau Climespace, le fonctionnement du réseau à

pleine charge dure environ 1150h par an. Les débits traversant les

canalisations seront donc inférieurs au débit maximum le reste du

temps. Comme le réseau Climespace fonctionne la totalité de

l’année (excepté dans les branchements des clients), il est donc

préférable (d’après ces données) d’utiliser des vitesses

d’écoulement plus faible que 3,05 m/s.

Ces limitations ont comme buts de contrôler les niveaux de

bruits, d’érosion, de coup de bélier et pour des raisons

économiques (consommation électrique des pompes). Selon

Carrier, il est impératif de ne pas obtenir des vitesses supérieures

à 4,6 m/s.

Figure 30 Recommandations de l'ASHRAE sur la vitesse à l'intérieur d'une canalisation

Figure 31 Conséquence d'un coup de bélier sur une membrane anti-vibratile



4.3 Influence de la vitesse sur l’érosion des canalisations

L’érosion intérieure des tuyauteries provient des impacts de bulle d’eau, de sable ou

d’autres matériaux solides sur la surface des tuyaux. Très peu de recherches ont été

effectuées sur l’érosion, car c’est un phénomène très difficile à prévoir. Cependant, c’est en

étudiant les phénomènes de cavitation sur des tests d’impacts que Ripkin [14] ne découvrit

aucunes pertes matérielles mesurables à des vitesses de fluide de 89,9 m/s. Ces études

furent réalisées sur des centrales hydro-électriques. Pour obtenir des vitesses de ces ordres

la, elles ont dû être mesurées sur des vannes en cours de fermeture ou sur des turbines

Pelton. Il est clair que de telles vitesses ne sont pas acceptables dans une conduite, elles

entraineraient des pertes de charge trop importantes. Mais dans ces cas :

- La fermeture d’une vanne entraine la réduction de section et une augmentation de la vitesse

- Les débits importants dans les turbines (de 2,5 à 80m3/s dans les centrales hydro-électriques françaises) entrainent des vitesses importantes (de plus de 60m/s) afin de développer une force importante sur les aubes.

On peut déjà en conclure que de fortes vitesses n’entrainent pas forcément d’érosion, tant

qu’aucun phénomène de cavitation n’est présent.

Pour revenir à des vitesses de l’ordre de grandeur de notre réseau, Soldan et Siegel

affirme à travers leurs expériences que l’on peut augmenter la vitesse d’alimentation d’eau

en toute sécurité. Ils augmentèrent graduellement la vitesse du fluide de 2,4 m/s à une

moyenne de 10.9 m/s. Après trois ans, ils ne décelèrent aucune trace d’érosion dans les

tuyauteries et les différentes vannes de raccordements. Ils en conclurent que des vitesses

plus élevées pouvaient être utilisées dans les réseaux, sans prendre de risque vis-à-vis de

l’érosion. Pour des raisons économiques (consommation des pompes, due à une

augmentation des pertes de charge) et des pertes par friction, la vitesse d’écoulement est

généralement limitée à 5,5 m/s. Aucun problème d’érosion à long terme n’a été descellé

avec cette augmentation de vitesse.

Il est donc important de souligner qu’une augmentation de vitesse dans les conduites

n’engendrera normalement que très peu d’érosion. Mais il faut être vigilant, la qualité de

l’eau est à prendre en compte, une eau présentant des grains de sable ou d’autres

matériaux solides aura plus tendance à provoquer plus d’érosion qu’une eau « saine ». De

plus, une vitesse d’écoulement importante sera un facteur important sur l’apparition de la

cavitation. Cette érosion aura généralement lieu sur des singularités (vannes, tés, coudes,

pompes …).

4.4 Influence de la vitesse sur le bruit

Le bruit de l’écoulement peut provenir des phénomènes comme la forte turbulence, la

cavitation ou les coups de bélier…

4.4.1 Forte turbulence

Ce bruit provient de l’impact de l’écoulement sur les parois de la canalisation, dû aux

importantes turbulences du liquide. Marseille (1965) a effectué des mesures sur le bruit



engendré par l’écoulement sur différents matériaux (acier, cuivre, PVC…), voici les

résultats :

Vitesse [m/s]

Niveau de bruit dans différents matériaux [dBA]

Cuivre Acier Plomb PVC PVC recouvert

de cuivre

0,11 24 26 25 29 23

0,55 27 30 29 30 26

3,4 46 38 39 41 29

5,2 46 38 38 41 29

Figure 32 Influence de la vitesse sur les phénomènes acoustiques [14]

Ces mesures ont été effectuées sur de faibles diamètres dans un circuit fermé (circuit

muni de coudes). Sur les mesures sur le cuivre, Marseille a mis en place des coudes

flexibles, ce qui diminua le bruit de 21dBA pour une vitesse de 5,2m/s.

4.4.2 Présence de singularités

Rogers [14] effectua des mesures sur la différence que peut apporter la présence de

coudes dans un système par rapport à une conduite droite sur le niveau sonore. Il fit donc

des mesures sur une conduite droite, d’autres sur une conduite droite connectée à 4 coudes,

tout cela en faisant varier la vitesse :

Vitesses [m/s]

Conduite droite

Conduite droite connectée à 4

coudes

1,8 41 (dBA) 50 (dBA)

2,4 48 (dBA) 58 (dBA)

3,0 52 (dBA) 60 (dBA)

3,7 54 (dBA) 64 (dBA)

Figure 33 Influence de la vitesse sur les phénomènes acoustiques [14]

On peut tout d’abord noter qu’une différence de 10 dBA apparait entre la conduite

droite et celle muni de coude. Les singularités sont donc des facteurs déterminant dans les

phénomènes acoustiques. Elles vont provoquer des turbulences supplémentaires (comme

évoquer dans la partie 1.), provenant des tourbillons en sortie de singularité.

4.5 Cavitation/ transport d’air

Le bruit généré par l’écoulement du fluide augmente intensivement lorsqu’il y a

présence de cavitation ou transport de bulle d’air. La combinaison d’une vitesse importante

avec un changement de direction ou une augmentation de section entraine une chute de

pression soudaine qui peut causer des phénomènes de cavitation. C’est généralement lors

du passage dans des sections plus réduites ou dans certaines singularités, que l’on retrouve

ces phénomènes. D’après un bon nombre d’études, ils sembleraient que la cavitation est



générée uniquement en présence d’un grand nombre de singularités (vannes, orifice,

réduction…). Pour des vitesses inférieures à la limite donnée précédemment (pour

l’écoulement turbulent), aucun signe de cavitation n’a été descellé, on peut donc en conclure

que la cavitation ne génère pas de bruit supplémentaire à ceux déjà existant pour les

vitesses que nous utilisons. Par contre, la cavitation peut provoquer des conséquences plus

notables d’un point de vue détérioration des matériaux.

Quelle qu'en soit l'origine, la cavitation a deux effets différents :

Les bulles de vapeur changent complètement le comportement du liquide. La cavitation hydrodynamique détruit le rendement de la pompe. L'énergie n'est plus transformée en mouvement (par exemple), mais soit elle reste dans l'engin moteur (qui peut ne pas supporter de sortir ainsi des conditions normales de travail), soit elle est diffusée sous une forme incontrôlée et donc probablement nuisible.

Le plus souvent la bulle de vapeur est transitoire : son apparition élimine instantanément les conditions qui lui ont donné naissance. Il se produit donc une implosion de la bulle. Cette dernière peut-être si violente que les pressions et les températures à l’intérieur de la bulle peuvent prendre des valeurs très élevées (plusieurs milliers de bar, plusieurs milliers de Kelvin). En implosant, la bulle peut émettre une onde de choc dans le liquide, qui permet de casser des gouttes, de disperser ou briser des particules solides, ou encore de nettoyer ou éroder des surfaces solides .

C'est pourquoi le contrôle du phénomène de cavitation est essentiel en

hydrodynamique : il représente une limite, à cause de la perte de rendement voire de la

destruction (des hélices et pompes) qu'il peut provoquer. Les impacts sur celles-ci se font

toujours aux points de vitesse les plus élevées.

La cavitation a un effet destructeur principalement sur les pompes hautes pressions : les

micro explosions arrachent la matière et détruisent la pompe. Les causes les plus fréquentes

sont un filtre d'aspiration colmaté ou une prise d'air sur l'aspiration.

Les risques de cavitation sont augmentés par :

L’augmentation de la température

Une baisse de pression à l’aspiration

Des pertes de charge à l’aspiration élevée (filtre encrassé, vanne partiellement

fermé)

Une augmentation du débit

4.6 Influence de la vitesse sur les pertes énergétiques La vitesse joue aussi sur la perte de charge, sur les pertes par friction et évidement sur

les systèmes de pompage. Les pertes de charges sont proportionnelles au carré de la

vitesse (voir graphes), des précautions sont donc à prendre pour ne pas que les pompes

absorbent trop d’énergie électrique. Il faut également éviter les vitesses trop importantes,

pour limiter les pertes par friction, qui augmenteront la température de l’eau glacée.



J’ai effectué une comparaison entre l’acier et la fibre. Les épaisseurs des tubes sont quasi

identiques, seule la rugosité diffère de manière importante. Dans le tableau suivant, la

conduite étudiée est de DN1000 sur une distance de 1 km.

On peut distinguer l’énergie perdue

annuellement par friction (qui se

répercute sur la température d’eau

glacée, l’énergie électrique annuelle

absorbée par le système de pompage et

la perte de charge du réseau. On

remarque évidement que les pertes sont

bien plus faibles sur la fibre, en vue de la

différence de rugosité entre ces deux

matériaux, les pertes sont bien

proportionnelles aux carré de la vitesse.

4.7 Récapitulatif :

Quand on regarde la carte des vitesses du réseau de Climespace, on constate que

les vitesses sont généralement comprises entre 0,5 et 4m/s. A ces vitesses, les risques de

provoquer des phénomènes d’érosion sont très faibles. Les particules auront plus tendance

à sédimenter, pour former un biofilm à la surface de la paroi. En plus de réduire la surface de

passage du fluide, ce biofilm sert de nutriment aux différentes bactéries présentes dans le

réseau, en particulier les bactéries sulfato-réductrices.

Ces dernières sont la cause principale de toutes les fuites trouvées sur le réseau

durant ces 15 dernières années. Présentes dans l’eau glacée depuis la création du réseau,

elles se développent au contact des parois, protégées par le biofilm déposé en cas de faible

vitesse. Elles s’attaquent aux surfaces métalliques jusqu’à leurs percement. La remise en

charge de la canalisation retire progressivement le biofilm, le risque de fuite est important.

Afin de lutter contre ces phénomènes, des traitements des eaux sont appliqués, mais

ils ne sont pas entièrement efficaces. Les branchements vers les clients sont les plus

touchés, car les vitesses sont faibles lorsqu’ils ne consomment pas. L’utilisation de

Figure 34 Influence de la vitesse sur les pertes d'énergies pour

l’acier et la fibre



matériaux type polymères, subissant moins ces problèmes de corrosion, est de plus en plus

préconisée.

La corrosion par BSR donne donc une limite basse de vitesse. Pour la limite haute,

c’est les risques de cavitation et les pertes de charge et de friction qui la définissent. Les

pertes étant proportionnelles au carré de la vitesse, une vitesse importante entrainera

rapidement une forte consommation des pompes, mais également un réchauffement de l’eau

glacée dû au phénomène de friction.

5. Autres travaux

Durant ces 6 mois passés au sein de Climespace, j’ai également travaillé sur d’autres

projets plus ou moins conséquents. En plus d’avoir utilisé l’outil Excel effectué sur les

différentes études en cours, je me suis chargé du calcul du taux de disponibilité du réseau

de Climespace et la rédaction du cahier technique n°4 de Climespace.

Le calcul du taux de disponibilité consistait à répertorier toutes les coupures, pour des

opérations de maintenance ou des fuites, survenues au cours de l’année 2011 et leurs

durées, et de les comparer au temps de bon fonctionnement en suivant la méthode de l’IGD

(Institut de la Gestion Déléguée) [15]. Cette étude se trouve en annexe.

Le cahier technique rédigé porte sur les principes de raccordements au réseau

structurant. Ce cahier sera à l'attention des maitres d'ouvrage, des concepteurs et des

installateurs. Il prend en compte les agencements de systèmes de pompage (pompage

centralisé, fractionné…), mais aussi des systèmes hydrauliques (vannes 2 voies, vannes 3

voies, 4 tubes, "change over", ainsi que leurs régulations) de raccordement des ventilo-

convecteurs ou batteries de CTA placés chez les clients. Il se trouve également en annexe.

6. Conclusion

Ces différentes études ont permis d’aborder les différents facteurs rencontrés lors du

dimensionnement des réseaux et des systèmes de pompage. Comme les performances

énergétiques des systèmes de production de froid dépendent surtout sur les améliorations

des constructeurs de machines frigorifique, c’est essentiellement sur ces éléments que des

optimisations énergétiques peuvent être établies par les ingénieurs Climespace.

Les études sur les pertes énergétiques, influencées par la vitesse de l’écoulement,

ont pu aboutir sur des préconisations concernant les vitesses à risque pour le bon

fonctionnement du réseau au cours du temps. Un bon dimensionnement des canalisations

sera un facteur primordial sur les phénomènes physiques rencontrés (corrosion,

acoustiques, vieillissement, pertes de charge, etc.).

L’étude sur les successions de singularité, qui au départ était au départ un facteur à

risque pour le sous dimensionnement des systèmes de pompage, a permis de mieux

comprendre les phénomènes intervenant dans l’écoulement caractériel du fluide. Elle

permettra un calcul de pertes de charge plus précis, entrainant un dimensionnement précis

des pompes, mais elle aura surtout un rôle non négligeable dans les travaux effectués sur



les réseaux futurs. La diminution de pertes de charge engendrées lors de la mise en place

de successions adéquates, permettra de disposer au mieux les conduites dans des espaces

de faibles volumes et donc de privilégier certaines dispositions, dans un but d’optimisation

des consommations électriques de pompage.

L’étude concernant les pertes thermiques, et aboutissant à l’outil Excel, permettra à

l’ensemble du personnel de Climespace de comprendre les phénomènes thermiques

intervenant sur les conduites d’eau glacée en fonction des éléments intérieurs et extérieurs.

Il permettra aussi d’effectuer de multiples choix concernant les matériaux, l’isolation et la

mise en place en fonction du milieu ambiant sur les projets en cours d’étude, mais

également sur les projets futurs.

Enfin, d’un point de vue personnel, ce projet de fin d’étude m’a permis d’intégrer une

équipe au sein du développement technique de la société Climespace et de me familiariser

avec le métier d’ingénieur en génie climatique et énergétique, en appliquant les notions

physiques étudiées durant mes années passées à l’INSA de Strasbourg. J’ai pu également

comprendre les enjeux technico-économiques du fonctionnement d’un réseau d’eau glacée,

gérer de manière autonome un projet dans sa globalité et d’aboutir sur les résultats attendus.

7. Bibliographie [1] I.E. Idel’cik, Le mémento des pertes de charge, 1986

[2] D.S. Miller, Internal flow systems, 1978

[3] D.S. Miller, Internal flow -A guide to losses in pipe and duct systems-, 1971

[4] A. Lencastre, SAFEGE, Hydraulique générale, 1999

[5] An. : ASHRAE Handbook, Fundamentals, 1993

[6] J.Ligen et M.Leguay, Pertes de charge, 2007

[7] J. Danckaert, Dossier Techniques de l’Ingénieur, Isolation thermique industrielle

[8] Y. Jannot, Ecoles des Mines de Nancy, Transferts thermiques, 2011

[9] W.Cereser, Dossier Techniques de l’Ingénieur, Tuyauterie : transmissions de la chaleur

[10] J-M Delhaye, Dossier Techniques de l’Ingénieur, Transfert de chaleur : ébullition ou

condensation des corps purs

[11] An. : Infos énergie du Rhône, Performance thermique et choix des matériaux d’isolation

[12] SAFEGE, La modélisation des réseaux d’eau potable, 1998

[13] ASHRAE Handbook, HVAC Applications, 1991

[14] ASHRAE, Water Flow Rate Limitation, No.3106 (RP-450)

[15] IGD, Charte des services publics locaux, Indicateurs de performance pour les réseaux

de chaleur et de froid, 2009



8. Sommaire des annexes

Annexe 1 : Méthode de calcul du taux d’interruption pondéré du service

Annexe 2 : Indicateurs de performance majeurs et complémentaires

Annexe 3 : Cahier Technique n°4

Documents

Institut National des Sciences - eprints2.insa-strasbourg.freprints2.insa-strasbourg.fr/1341/1/Synthèse_PFE_-_Schneider... · Redéfinition globale des critères technico-économique