Analyse des échanges convectifs sein d une lame d air ouverte et ventilée

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1 Analyse des échanges convectifs sein d une lame d air ouverte et ventilée Application au rafraîchissement passif de composants Photovoltaïques intégrés au bâti Stéphanie Giroux--Julien*, Christophe Ménézo** * IUT A Université Claude Bernard Lyon 1/ Laboratoire : CETHIL UMR5008 Département Génie Thermique et Energie 71, rue Peter Fink, Bourg-en-Bresse ** IUT A Université Claude Bernard Lyon 1/ Laboratoire CETHIL UMR5008 Département Génie Civil 43 boulevard du 11 novembre, Villeurbanne CEDEX giroux@iutboug.univ-lyon1.fr ; christophe.menezo@ univ-lyon1.fr Sections de rattachement : 60 Secteur : Secondaire / Tertiaire RÉSUMÉ. Bien que les systèmes passifs de récupération de chaleur (mur trombe, serre, véranda) ou de rafraîchissement ont été intensivement étudiés dans le passé, l étude de nouveaux concepts rendus nécessaires par les enjeux environnementaux induit de nouveaux problèmes d ingénierie et de nouvelles contraintes qui nécessitent des études complexes. Nos recherches s inscrivant dans ce contexte ont pour finalité l identification de configurations d intégration de composants photovoltaïques comme composants d enveloppe des bâtiments. Ces composants dont le rendement dépend de leur température doivent être refroidis naturellement. Ceci représente le fils conducteur des travaux tant expérimentaux que numériques que nous menons sur des lames d air ventilée naturellement et représentant des modèles physiques de façades de type double-peaux. MOTS-CLÉS : Photovoltaïque, Bâtiment, Intégration énergétique, Convection naturelle, Rafraîchissement composants solaires. 1. Introduction Dans le contexte international de la limitation des émissions de gaz à effet de serre (GES) et de l épuisement prévisible des ressources énergétiques fossiles mondiales, des recherches sont menées dans le domaine de l énergétique du bâtiment sur les moyens de subvenir aux besoins de ce secteur très énergivore. Le secteur du bâtiment représente en 1

2 effet près de 45% de l énergie totale consommée en France, devant celui des transports. La seule part liée au résidentiel consomme 70 millions de tonnes équivalent pétrole (Mtep). Par ailleurs, environ le quart des émissions totales de GES, soit environ 120 millions de tonnes de CO 2, provient également de ce secteur. Malgré les différentes réglementations thermiques mises en œuvre depuis 1974, la consommation énergétique totale n a jamais cessé de croître (60% en 30 ans), de même que la consommation d électricité qui a été multipliée par 4 sur cette même période. Les pistes permettant de produire de l'énergie électrique sont certes multiples, mais reflètent des degrés de maturité moindres que sur la production de chaleur voire de froid. Si l'on recense les moyens de produire de l'électricité sans consommation d'énergie fossile, fissile ou émission de GES l'alternative solaire photovoltaïque (PV) s impose logiquement. Cependant, alors que les ressources en énergie solaire sont immenses, seulement 0,015 % de la production mondiale d'électricité est photovoltaïque. Plusieurs facteurs sont en cause tels que le prix du kwh produit par rapport aux énergies, au faible rendement de photoconversion (18% pour filière cristalline), Ces facteurs tendent à s effacer face aux enjeux énoncés et aux surfaces de captation (d intégration) disponibles en site urbain au niveau du cadre bâti (18m²/habitant en Europe). Cependant les conditions d'intégration peuvent engendrer une augmentation de la température de fonctionnement de ces composants, ce qui rend la dépendance thermique de leur rendement (chute de l ordre de -0,5 % par degré) beaucoup plus sensible. Nous nous intéressons pour cela à des configurations d intégration de type double-peaux photovoltaïques. Le but recherché est de refroidir au maximum les cellules PV dont la perte de rendement est liée à leur augmentation de température. A ce titre, nous misons sur des alternances de zones opaques qui sont des sources de chaleur (panneaux PV) et de zones «froides» transparentes (verre) (figure 1). Figure 1. Représentation d une façade double-peau photovoltaïque 2

3 Ces conditions aux limites particulières obtenues grâce aux configurations d intégration peuvent notamment déstabiliser l écoulement de convection naturelle dans le canal en le perturbant thermiquement et d atteindre ainsi un régime d écoulement turbulent. L intérêt d avoir un écoulement turbulent est que celui-ci s accompagne d une augmentation des échanges convectifs. D autre part, ces alternances permettent également d'empêcher aussi le développement des couches limites thermiques favorisant ainsi les échanges de chaleur entre la paroi et le fluide. 2. Etat de l art sur l effet cheminée Etant donné que la problématique liée à une véritable intégration de composants PV au bâtiment est relativement ressente, il existe peu d études sur le sujet. Il ressort cependant d une manière générale deux types d approche. La première s attache au système global dans son ensemble et vise à produire des informations macroscopiques à travers la détermination du débit massique d air au sein de la lame d air, l estimation des pertes de charge de même que l écart de température entre l entrée et la sortie du canal. Certaines études ont déterminé les expressions analytiques du débit massique et de la vitesse et de la température, leurs répartitions étant supposées uniformes suivant la section de la lame d air. Ils ont considéré les effets liés au rayonnement ainsi que le régime d écoulement, laminaire ou turbulent. Les grandeurs globales déterminées dépendent d un facteur lié à la configuration géométrique et prennent en compte les effets de la localisation des composants PV sur la façade. Suivant la même approche, Brinkworth (2000) a déterminé une expression du débit massique en fonction des sollicitations thermiques en paroi, les pertes de charge entre l entrée et la sortie du canal mais aussi de deux paramètres tenant compte de l effet du vent et de la stratification thermique au sein de l écoulement. Différents modèles numériques ont été mis au point et validés expérimentalement suivant ce type d approche globale. Certains ont établi une évaluation des productivités thermique et électrique de ce type de composant. D autres ont réalisé une étude comparative entre les gains thermiques et électriques pour quatre différents modèles. Toutes les études réalisés suivant cette approche sont vraiment utiles pour la conception des bâtiments menées par les architectes et les ingénieurs. La seconde approche s attache à une analyse détaillée numérique et/ou expérimentale. Cette approche est primordiale au regard des objectifs visés qui sont d augmenter les échanges de chaleur à l interface fluide/paroi PV engendrant par conséquent une diminution des températures des cellules PV. Un des pionniers ayant étudié ce type de configuration fut Elenbaas (1942). Il posa le problème sous forme de nombres adimensionnés: nombre de Nusselt, de Rayleigh et de Prandtl. Il étudia l écoulement entre deux plaques planes parallèles et isothermes et mis en évidence une solution de l équation. Il modifia cette solution afin d obtenir une solution de couche limite auto-similaire pour le cas d une seule plaque plane lorsque la largeur tend vers 3

4 l infini. Il obtint ainsi une relation entre le nombre de Nusselt et de Rayleigh qui est valide sur un large domaine. Aung (1972) donna une solution exacte pour un canal infini et pour des parois isothermes ou à flux constant. Une étude numérique réalisée par Dalbert et al. (1981) fournit une solution pour un écoulement laminaire au sein d un canal dont les parois sont à flux de chaleur imposé. De plus, lorsque les deux parois sont chauffées avec le même flux de chaleur, ils ont analysé l effet cheminée : dans le cas des valeurs les plus élevées de leur nombre de Grashof modifié, l écoulement ne se comporte plus comme dans le cas de deux parois à effets séparés. Ils observent que les couches limites thermiques sont bien similaires à celle rencontrées le long d une seule paroi mais par contre une différence au niveau des profils de vitesse est constatée. Même pour d importantes valeurs du nombre de Grashof modifié, la vitesse reste importante au centre du canal : il y a un effet de succion généré par la différence de température au sein de l écoulement et la température ambiante. Un autre article intéressant est celui de Miyamoto et al. (1986) qui ont étudié les écoulements de convection naturelle au sein d un canal vertical de 5 mètres de hauteur. Une paroi est chauffée à flux imposé et l autre est adiabatique. Lorsque l on regarde les profils de vitesse, là encore l effet cheminée est observable. D autre part, cette étude permet de mettre en évidence un effet important qui est la transition de l écoulement d un régime laminaire à turbulent. En effet, l analyse de l évolution du champ de température pariétale met clairement en évidence une inflexion liée à une augmentation des échanges de chaleur à la paroi, caractéristique de l apparition de la transition au sein de l écoulement. Comme énoncé en introduction, nous pensons que comprendre les mécanismes régissant ce phénomène est important pour la finalité de nos études sur l intégration des composants PV. Depuis ces travaux des études numériques (Fedorov et Viskanta 1997, Muresan et al., 2006) ont montré ce changement de comportement au sein de l écoulement à partir de modèles à bas nombre de Reynolds. Un autre aspect important concernant notre étude est la non uniformité du champ de température pariétal liée à l alternance de zone chauffées et non chauffées (figure 1). Concernant les études menées sur cet aspect, il a été montré que la non uniformité de la distribution des flux de chaleur le long des parois favorise un accroissement des échanges de chaleur aux parois comparativement à une configuration de chauffage uniforme. La morphologie d une double-façade PV constitue alors, à travers l alternance des composants PV et des éléments verriers une solution a priori favorable au rafraîchissement des cellules photosensibles. Nous appuyant sur l ensemble de ces analyses nous avons décidé de développer un dispositif expérimental en laboratoire représentant un modèle physique d une double-façade photovoltaïque. Ces conditions de laboratoire permettent d éliminer un certain nombre d effets liés au vent, à la condensation éventuelle dans la double-peau,... ce qui est dans un premier temps indispensable afin d analyser clairement les effets liés au rapport de forme (largeur/hauteur) et à la répartition des flux de chaleur au paroi sur les échanges de chaleur au paroi et les régimes d écoulements. 4

5 3. Description du dispositif expérimental en conditions de laboratoire 3.1. Dimensions et caractéristiques techniques Ce banc (Vareilles, 2007) est constitué de deux parois verticales parallèles de largeur L=0,70 m, de hauteur H=1,50m, espacées d une distance d modulable [5cm-30cm]. Le canal est fermé latéralement de manière étanche. Les sollicitations thermiques pariétales sont imposées par une série de 15 feuillards inox par panneau d épaisseur 50 µm et de hauteur de bande 10 cm. Ces feuillards sont tendus et plaqués sur l isolant par un dispositif d accroche reprenant leur dilatation lors des séquences de chauffe. La gamme de puissance dissipée par les feuillards Inox peut aller jusqu à 1500W/m² par paroi. Les champs de température en paroi sont mesurés par 205 thermocouples type K disposés en face arrière des feuillards. L implantation des thermocouples est fixe et principalement sur l axe de symétrie vertical. Des thermocouples sont implantés latéralement permettant de vérifier l uniformité des températures et, le cas échéant, d évaluer les pertes latérales et éventuellement le comportement bi ou tri-dimentionnel de l écoulement. Dix-sept thermocouples instrumentent aussi le local expérimental, permettent de mesurer les conditions ambiantes et de regarder les effets de stratification. L 10cm H Figure 2. Banc expérimental développé 5

6 4. Evolution des transferts de chaleur aux parois 4.1. Détermination des coefficients d échange convectifs Les coefficients d échanges convectifs locaux sont déterminés à par une technique indirecte qui consiste à estimer l ensemble des flux de chaleur participant au bilan thermique surfacique de chaque feuillard, et ce à partir du champ de température pariétale et des puissances surfaciques injectées par effet Joule. Le flux convectif local [1], utilisé ensuite pour déterminer les coefficients d échange convectif [2] est donc estimé de la manière suivante : Q & conv = Q & elec -Q cond -Q rad (1) h = Q & / (T wall - T inlet ) (2) c Q & est la puissance électrique locale injectée, Q & est le flux local perdu par où elec cond conduction et Q & rad le flux local échangé avec l environnement (paroi opposée dans canal et ambiance extérieure). Pour déterminer le flux perdu par conduction, nous avons utilisé la loi de Fourrier 1-D en régime permanent où R k est la résistance thermique du panneau d isolant dont la température dans l alignement est T b-i. & (3) Q & =C k (z)(t wall -T b-i ) / R k + Qcond ép feuillard cond où & tient compte des pertes liées à l épaisseur du feuillard inox (50 µm). Q cond ép feuillard C k (z) est un coefficient de correction déterminé à partir d une analyse numérique du problème couplé conduction/convection. Ceci permet de prendre en compte les effets de bord entre une zone chauffée et non chauffée (nécessaire de prendre en compte pour le cas du chauffage alterné). Le calcul du flux radiatif est réalisé à partir de la méthode de Monte Carlo (Vareilles, 2007). Une campagne de mesures consistant à faire varier la configuration de chauffage (uniforme, alterné suivant différentes périodes spatiales), la largeur du canal et la puissance injectée. Au total 22 expérimentations ont été menées. La gamme de puissance injectée (électrique) s étend de 60 à 500 W/m² Résultats La figure 3 donne l évolution des coefficients d échanges convectifs déterminés par la technique décrite précédemment. Ces résultats sont tout à fait cohérents avec ceux obtenus numériquement lors d une étude préalable (Vareilles, 2006). Le cas 1 6

7 correspond au plus petit pas de zone de chauffe (10 cm), le cas 2 à 20 cm, etc. Le cas Ref correspond à un chauffage uniforme sur une paroi, l autre étant adiabatique et le dref aux deux parois du canal chauffées uniformément. Pour l ensemble des cas d étude en chauffage alterné (cas 1 à 4), le coefficient d échange convectif local est supérieur à celui observé pour une répartition uniforme du flux de chaleur. Ces écarts sont localement supérieurs de 60% à 30% environ suivant que l on se trouve en début ou en fin de zone chauffée. A l échelle globale, l alternance de zones chauffées/zones non chauffées empêche les couches limites de s épaissir ce qui conduit à une augmentation des échanges convectifs. L intensité de ces échanges est (figure 3), très forte au début de chaque bord d attaque thermique que représentent les zones chauffées (objectif visé, car les zones chaudes modélisent les composants PV). Ceci est indépendant du régime d écoulement et peut représenter globalement une différence de plus de 50% du niveau des échanges convectifs alors que la transition du régime d écoulement induit une augmentation généralement de 20 à 30% du niveau atteint avant la transition. Figure 3. Coefficient h d échange convectif local pour l ensemble des cas d étude et cas de référence (d/h=1/15 et q s =490 W/m²) 7

8 5. Conclusion Les différences observées entre les cas alternés eux-mêmes indiquent qu il doit exister un optimum sur la taille de la zone de chauffe et que l'alternance influence les échanges de chaleur mais également le développement de l écoulement. Ces études ont, par ailleurs, permis de confirmer qu il est nécessaire d apporter des informations sur la dynamique et la thermique (stratification) de l écoulement en parallèle de l évolution thermique aux parois, ce que nous sommes en train de mettre en place (PIV, LDA et système de déplacement de précision pour les températures). N ayant pas accès à cette information pour l instant, le seul moyen dont nous disposons actuellement est le recours aux simulations numériques que nous menons par ailleurs. Bibliographie Aung W., Fully Developed Laminar Free Convection Between Vertical Plates Heated Asymmetrically, Int. J. Heat Mass Transfer, 15, 1972, pp Brinkworth B. J., Marshall R. H., Ibarahim Z. A validated model of naturally ventilated PV cladding. Solar Energy, 2000, vol. 69, n 1, pp Dalbert A.-M., Penot F., Peube J.-L., «Convection naturelle laminaire dans un canal vertical chauffé à flux constant», Int. J. Heat Mass Transfer, 24 (9), 1981, pp Elenbaas W., Heat Dissipation of Parallel Plates by Free Convection, Physica 9 (1), 1942, pp Fedorov A.G., Viskanta R., Turbulent Natural Convection Heat Transfer in an Asymmetrically Heated, Vertical Parallel-Plate Channel, Int. J. Heat Mass Transfer, 40 (16), 1997, pp Miyamoto, Y. Katoh, J. Kurima, H. Sasaki, Turbulent Free Convection Heat Transfer from Vertical Parallel Plates, Heat Transfer 1986, proc. 8 th Int. Heat Transfer Conf., Hemisphere, Washington, 1986, pp Muresan C., Ménézo C., Bennacer R., Vaillon R., Numerical Simulation of a Vertical Solar Collector Integrated in a Building Frame: Radiation and Turbulent Natural Convection Coupling, Heat Transfer Engineering, 27 (2), 2006, pp Vareilles J., Ménézo C., Giroux-Julien S., Leonardi E.,, Numerical simulation of natural convection in double facades, Heat Transfer 2006, Proceedings 13 th International Heat Transfer Conference, Begell House Inc., New York, Published on CD-Rom, ISBN: , 2006, Paper NCV-44. Vareilles J., Etude des transferts de chaleur dans un canal vertical différentiellement chauffé : application aux enveloppes photovoltaïques-thermiques, Thèse de l Université Lyon 1, octobre