INTEGRATION DES MATERIAUX A CHANGEMENT DE PHASE …

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


« La science cherche le mouvement perpétuel.

Elle l’a trouvé : c’est elle-même. »

Victor HUGO


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.


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.


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.


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


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


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


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


Introduction générale

Introduction Générale


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-



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.


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


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


matique


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)


matique


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.


matique


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.


matique


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.


matique


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-


matique


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.


matique


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 ?


matique


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


matique


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


matique


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


matique


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


matique


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.


matique


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.


matique


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.


matique


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


matique


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,


matique


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-


matique


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 :


matique


(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-


matique


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-


matique


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 :


matique


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 :


matique


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-


matique


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


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


matique


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


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


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


matique


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


matique


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.


matique


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)


matique


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


matique


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)


matique


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


matique


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.


matique


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.


matique


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


matique


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.


matique


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))


matique


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.


Chapitre 2

Montage expérimental pour un pro-

totype d’échangeur air/MCP

Chapitre 2 : Montage expérimental pour un prototype d’échangeur air/MCP


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



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



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.



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.



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



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-



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



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.



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.



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.



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-



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



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



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



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



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.



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.



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.



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-



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



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.



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.



Figure 34: Fluxmètre fixé sur une plaque de MCP

Figure 35: Thermocouples de mesure de température d'air et de surface



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.



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



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) 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



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



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.



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.



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



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.



Figure 39: Banc d'essai vu de l'extérieur



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.



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.



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



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.



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.



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.



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



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



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.



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



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.


Chapitre 3

Comportement expérimental des

échangeurs air/MCP et validation

d’un modèle numérique

Chapitre 3: Comportement expérimental des échangeurs air/MCP et validation



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




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




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)




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,




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.




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)




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-




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)




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




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.




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.




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.




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.




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




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-




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




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.




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




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.




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




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.




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




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.




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




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.




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




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-




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.




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






20°C



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




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).




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-




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




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




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).




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




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





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





mental, solutions c et d, créneau 3


mental, solutions c et d, créneau 4




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.


tions c et d sur la durée du calcul


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.





expérimental, solutions a et c, scénario 2c


mental, solutions a et c, scénario 2c




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.


tions a et c, scénario 2 sur la durée de calcul


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.




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.




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.




Figure 83: Zoom 1 de la Figure 82




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




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.


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


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




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




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.




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



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.




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.




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

))




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.




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


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




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.




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

2

3

4

5

6

7


no

eu

ds v

ert

ica

ux (

dy=

0.0

02

5 m

)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1




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


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

2

3

4

5

6

7


no

eu

ds v

ert

ica

ux (

dy=

0.0

02

5 m

)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1




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

2

3

4

5

6

7


no

eu

ds v

ert

ica

ux (

dy=

0.0

02

5 m

)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1




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.




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


climatique de Lyon


climatique de Nice


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




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.




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.




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.




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.




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.




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




« 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)




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




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-




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




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


MCP en configuration 4





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.


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




température est supérieure ou égale à 26°C tombe à moins de 7,6% soit

approximativement 200 heures.



sidérées avec le climat de Lyon.


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


% d

u te

mp

s








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.



sidérées avec le climat de Nice.


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


% d

u te

mp

s










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


% d

u te

mp

s









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




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




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-




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.


Conclusion générale



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



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



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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Index des figures


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


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


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


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


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


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


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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