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CENTRO DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES AVANZADOS

DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO

DETERMINACIÓN EXPERIMENTAL DEL FLUJO TERMICO A TRAVES DE LOSAS PARA

TECHUMBRE, AISLADAS CON DIVERSOS

RECUBRIMIENTOS.

T E S I S

QUE COMO REQUISITO PARA OBTENER EL GRADO DE MAESTRO EN CIENCIA Y TECNOLOGÍA AMBIENTAL

PRESENTA: JORGE LUCERO ALVAREZ

DIRECTOR DE TESIS DR. IGNACIO R. MARTÍN DOMÍNGUEZ

CHIHUAHUA, CHIH. JULIO DE 2010

Tabla de contenido INDICE DE GRÁFICAS. iv INDICE DE FIGURAS. vii INDICE DE TABLAS. viii

I. RESUMEN 1

II. INTRODUCCIÓN 2 II.1. Aislamiento térmico en edificaciones 2 II.2. Evaluación de los recubrimientos termoaislantes para techos 4 II.3. Antecedentes. 6

Reseña histórica del uso de aislantes térmicos en edificaciones 6 Marco Teórico de la Transferencia de Calor 7 Transferencia de calor entre el ambiente y el techo de las edificaciones 10 Transferencia de calor por conducción en el techo de las edificaciones 14 Balance del flujo de calor en techos de edificaciones 15 Investigación relacionada a determinar el flujo de Calor en envolventes de

edificaciones 18 II.4. Planteamiento del Problema 23

Medición del efecto aislante en techumbres 24 Enunciado del problema 24

II.6. Hipótesis 24 II.7. Propuesta de solución y delimitación del problema 25 II.8. Justificación 26 II.9. Objetivos 26

Objetivo general 26 Objetivos particulares 26

III. METODOLOGIA EXPERIMENTAL 28 III.1. Dimensionamiento de las probetas 28 III.2. Diseño y construcción de la caseta 33 III.3. Fabricación de probetas y aplicación de los recubrimientos 36 III.4. Descripción de los materiales probados 39 III.5. Instrumentación de la caseta 42

Sistema de aire acondicionado 43 Sistema de medición de temperaturas 44 Sistema de adquisición y almacenamiento de datos 44 Estación meteorológica portátil 44

III.6. Determinación del flujo de calor 45 III.7. Pruebas pre-operacionales y propagación del error 48

IV. RESULTADOS 53 IV.1. Datos climáticos durante las pruebas realizadas 53 IV.2. Gráficas de temperaturas 58

Afectación de las variables climáticas en las temperaturas superficiales 58 Coeficiente de transferencia de calor por convección en el interior de la caseta.

61

iii

Perfiles de Tse y Tsi,equivalente. 67 IV.3. Gráficas del Flux de Calor. 76 IV.4. Calor Ganado y Calor Perdido. 83

Comparación de Concreto Convencional y Concreto Aligerado. 87 Comparación del Acrílico Blanco contra el Acrílico Rojo. 87 Resultados de las pinturas Acrílicas Celulares. 88 Comparación de los Materiales Termoaislantes. 89

CONLUSIONES. 92 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS. 94

iv

INDICE DE GRÁFICAS.

Gráfica 1. La zona de confort para personas, definida por ASHRAE. ............ 2

Gráfica 2. Espectros de la Radiación Solar en el exterior de la atmosfera,

bandas de absorción por componentes de la atmosfera y radiación

solar incidente en la superficie terrestre para un día típico

(modificado de Cengel, 2007). ................................................... 10

Gráfica 3. Modelo Estándar del espectro de la radiación de la atmósfera

en Estados Unidos, se compara la radiación atmosférica que incide

sobre un plano horizontal, sobre un superficie con una inclinación

de 15°, y con el espectro de la radiación de un cuerpo negro a

13.1°C, (Berger y Bathiebo, 2003). ............................................ 12

Gráfica 4. Espectros de la reflectancia solar y emitancia infrarroja para

tres diferentes materiales metál icos para techos,

(http://heatisland.lbl.gov/CoolRoofs/Samples.html , accesado Junio

17, 2011). ............................................................................. 13

Gráfica 5. Predicción del uso de energía (KJ día-1) para un día típico del

mes de jul io en Tucson, en función de la reflectividad solar y

diferentes niveles de aislamiento térmico del techo (Simpson y

McPerson, 1997). .................................................................... 22

Gráfica 6. Resultados de simulación de envolventes de edificios con

diversos valores de emisividad infrarroja y reflectividad solar vs

carga térmica anual para el acondicionamiento del aire, en cuatro

ciudades con diferente cl ima (Shi y Zang, 2011). .......................... 23

Gráfica 7. Gráfica de errores E i para temperaturas de nodos centrales en

superficies de probeta. Las l íneas verdes representan el rango de

0.1°C. ................................................................................... 33

Gráfica 8. Densidad vs Conductividad Térmica para Acrí l icos

Convencionales y Celulares. ...................................................... 41

Gráfica 9. Comparación de emisividad y reflectividad estandarizadas de

las pinturas acrí l icas evaluadas en este trabajo, con pinturas

acrí l icas de diversos colores. ..................................................... 42

Gráfica 10. Valores máximos, valores mínimos y promedios (círculos

azules) de las 6 repeticiones para cada termopar, comparando con

el valor del termopar K (l ínea roja). ........................................... 49


rojos) de las 6 repeticiones en la medición del espesor para cada

probeta, comparando con el promedio general (l ínea azul). ............. 50

Gráfica 12. Curvas de incertidumbre para el flux de calor, octubre 10,

probeta 10. ............................................................................ 52

Gráfica 13. Variación diaria de la temperatura ambiental (a la sombra)). ... 54


azules) de las 6 repeticiones para cada termopar, comparando con

el valor del termopar K (l ínea roja). ........................................... 55

Gráfica 15. Variación por día de la Humedad Relativa. ............................ 56

v

Gráfica 16. Variación diaria de la velocidad del viento. ........................... 56

Gráfica 17. Variación de las variables cl imáticas en un día soleado. .......... 57

Gráfica 18. Comparación de Temperaturas en un día soleado, probeta 1,

octubre 10. ............................................................................ 59

Gráfica 19. Comparación de Temperaturas en un día nublado, probeta 1,

octubre 10. ............................................................................ 60

Gráfica 20. Comparación de Temperaturas en un día con nublados por la

tarde. ................................................................................... 60

Gráfica 21. Comparación de Temperaturas entre las probetas 1 y 11 del

día octubre 10, 2010. .............................................................. 61

Gráfica 22. Variación de la Temperatura T s i en las probetas 1 y 11,

octubre 10, 2010. ................................................................... 62

Gráfica 23. Comparación de los coeficientes h i para las probetas 1 y 11. ... 64

Gráfica 24. Comparación de los coeficientes h i (promedios por día) de

las 12 probetas. ...................................................................... 66

Gráfica 25. Comparación de las Temperaturas T s i , equ iva l en te , corregida por un coeficiente de convección promedio ℎ𝑖 , para las probetas 1 y

11. ....................................................................................... 67

Gráfica 26. Perfi l de temperaturas en probeta 1, octubre 10, 2010. .......... 70









Gráfica 35. Perfi l de temperaturas en probeta 10, octubre 10, 2010. ......... 74



Gráfica 38. Perfi l del flux de calor para probeta 1, octubre 10, 2010. ....... 77








vi


Gráfica 47. Perfi l del flux de calor para probeta 10, octubre 10, 2010. ..... 81

Gráfica 48. Perfi l del flux de calor para probeta 11, octubre 10, 2010. ..... 82

Figura 49. Perfi l del flux de calor para probeta 12, octubre 10, 2010. ...... 82

Gráfica 50. Comparación de calor ganado por día para las 12 probetas. ..... 84

Gráfica 51. Comparación de calor ganado por día para las 12 probetas. ..... 84

Gráfica 52. Comparación de calor ganado para las 12 probetas, semana

octubre 10 a octubre 16, se incluye el intervalo de la

incertidumbre. ........................................................................ 86

Gráfica 53. Comparación de calor perdido para las 12 probetas, semana

octubre 10 a octubre 16, se incluye el intervalo de la

incertidumbre. ........................................................................ 86

Gráfica 54. Comparación de calor ganado durante una semana para las

12 probetas. .......................................................................... 90

Gráfica 55. Porcentaje de calor ganado durante una semana con

respecto probeta 1. ................................................................. 90

Gráfica 56. Comparación de calor perdido durante una semana para las

12 probetas. .......................................................................... 91

Gráfica 57. Porcentaje de calor perdido durante una semana con

respecto probeta 1. ................................................................. 91

vii

INDICE DE FIGURAS.

Figura 1. Instrumentación uti l izada para determinar propiedades

térmicas en materiales, A) Aparato de Caja Cal iente , B) Medidor

de Flujo de Calor, C) Equipos portáti les para determinar la

reflectancia solar y la emitancia infrarroja, D) Emisometro portáti l

para determinar la emitancia infrarroja. ....................................... 5

Figura 2. Balance Anual Global de la Energía propuesto por Kiehl y

Treberth (1997), valores de flux de calor (promedio diario) en W

m -2. ...................................................................................... 11

Figura 3. Analogía entre la resistencia eléctrica y la resistencia térmica

para un techo simple (A), tres capas en serie (B), y tres capas en

paralelo (C). .......................................................................... 15

Figura 4. Representación gráfica del balance de flux de calor en un techo

y perfi les de temperaturas, considerando una ganancia de calor

diurna con una alta absorción de la radiación solar (A ), con una

baja absorción de la radiación solar (B), y durante la perdida de

calor durante la noche (C). ....................................................... 17

Figura 5. Diversos experimentos para comparar el flujo térmico en

materiales de edif icaciones, A) Evaluación del desempeño de

recubrimientos coloreados para techo con alta reflectancia

infrarroja (Levinson et al, 2007), B) Dos casetas experimentales

para determinar el f lujo de calor con el método TETD (Önder e t al,

2009), C) Simulación del flujo de calor, ajustada con temperaturas

medidas en las superficies del techo en un edifico (Jo et al, 2010,

D) Serie de casetas experimentales con diversos materiales

termoaislantes donde se comparo la energía eléctrica con sumida

por los equipo de cl imatización arti ficial (Cabeza et al, 2010). ......... 20

Figura 6. Condiciones para el anál isis de distribución de temperatura y

flujo de calor en la interface probeta-estructura. ........................... 30

Figura 7. Distribución de temperatura para probetas con longitud L de

0.2, 0.3 y 0.4m, en condiciones de verano. .................................. 31

Figura 8. Distribución de temperatura para probetas con longitud L de

0.2, 0.3 y 0.4m, en condiciones de invierno. ................................ 32

Figura 9. Vista en planta de la caseta experimental. .............................. 34

Figura 10. Vista en sección de la caseta experimental. ........................... 35

Figura 11. Caseta de experimentación, A) Vista al SE de la caseta,

donde se observa equipo de refrigeración, B) Vista al NW y el

acceso a la caseta, C) Vista a l techo desde el interior mostrando

los espacios para colocar las probetas, D) Detal le de la estructura

de fabricada para el soporte de las probetas. ................................ 36

Figura 12. Detal le del molde para el vaciado de las probetas. .................. 37

Figura 13. Proceso de fabricación de las probetas, A) Molde de acero,

con un lado despegable, B) Mezclado por medio de revolvedora

mecánica, C) Vaciado del concreto en los moldes, D) Aspecto final

de las probetas durante el fraguado del concreto. .......................... 38

viii

Figura 14. Apl icación de los recubrimientos en las probetas, A) Centro

de la probeta y punta del termopar para instalar, B) Termopar

instalado adherido con cintas de aluminio y de papel, C) Apl icación

del recubrimiento, D) Probeta con pintura acrí l ica blanca apl icada

(terminada), y dos probetas con adhesivo para instalar los

aislantes de pol iestireno expandido. ........................................... 39

Figura 15. Instrumentación de la Caseta Experimental, A) Maquina

soldadora para preparación de termopares, B) Estación

Meteorológica Portáti l uti l izada en el experimento, C) Instalación

de adquiridor de datos conectados a los termopares (cables

azules), D) Detal le de una probeta desde el interior de la caseta,

mostrando la conexión del termopar. .......................................... 43

Figura 16. Diagrama esquemático de una probeta mostrando las

temperaturas que fueron medidas. .............................................. 47

Figura 17. Representación gráfica de la metodología para obtener el flux

de calor en el instante i (q´ cond , i), calor transferido en el instante i

(Q cond , i); el área naranja corresponde al calor ganado durante el

día, y el área azul representa el calor perdido. ............................. 47

Figura 18. Comparación de los coeficientes h i promediados durante la

primera semana de mediciones. ................................................. 65

INDICE DE TABLAS.

Tabla 1. Relaciones fundamentales para el estudio de la transferencia de

calor, flujo unidimensional y estacionario. ..................................... 9

Tabla 2. Datos para la Ecuación [23] y valores de las temperatu ras en

superficies de las probetas, para un FCUE en condiciones

extremas. .............................................................................. 29

Tabla 3. Resultados del cálculo de temperaturas (en °C) para un FCUE y

en nodos centrales de las superficies de probetas para diferente

longitud de probeta L. .............................................................. 32

Tabla 4. Lista de probetas con los recubrimientos anal izados. .................. 40

Tabla 5. Propiedades Térmicas de Materiales Probados. .......................... 41

Tabla 6. Valores de los l ímites de precisión Pi y de exactitud B, e

incertidumbre para la temperatura de la superficie interior T s i

(valores en °C). ...................................................................... 51

Tabla 7. Valores de los l ímites de precisión Pi y de exactitud B, e

incertidumbre para el espesor de probeta “d” (valores en mm). ........ 51

Tabla 8. Resultados del calor ganado diurno durante la semana del 10 al

16 de octubre, incluyendo los valores de incertidumbre (valores en

MJ m - 2) ................................................................................. 85

ix

Tabla 9. Resultados del calor perdido nocturno durante la semana del 10

al 16 de octubre, incluyendo los valores de incertidumbre (valores

en MJ m -2) ............................................................................. 85

I. RESUMEN

El aislamiento térmico en las edificaciones constituye uno de los

primeros pasos para ser más eficiente el consumo de energía destinada a la climatización artificial. A pesar de que existe una serie de

metodologías para determinar las propiedades térmicas de los materiales de construcción, los desarrolladores de nuevos productos

requieren de evaluaciones experimentales para comparar estos productos. En este trabajo se determinó experimentalmente el flujo de

calor a través de losas de concreto para techumbre, donde se aplicaron diversos recubrimientos, llevándose a cabo bajo condiciones reales de

operación. La determinación del flujo de calor a través de las losas

permitió hacer una comparación del comportamiento térmico entre los diferentes recubrimientos y aislantes térmicos analizados.

Los resultados que se destacan incluyen una mayor eficiencia para la resistencia al flujo de calor en pinturas acrílicas con microesferas

poliméricas, con respecto a las pinturas acrílicas normales. Estos resultados también fueron útiles para destacar la importancia de los

recubrimientos reflectivos, y además permitieron conocer el comportamiento térmico de un nuevo material aislante denominado

“polinsulate” y de un concreto aligerado.

2

II. INTRODUCCIÓN

II.1. Aislamiento térmico en edificaciones

Una de las funciones básicas de toda edificación es proteger a personas, equipos y materiales de un clima adverso, y en especial

cuando se presentan temperaturas extremas que puedan afectar el metabolismo y la comodidad de las personas, y el funcionamiento de los

equipos o las propiedades de los materiales. En la gráfica 1 se muestra la zona de confort para personas, definida por la American Society of

Heating, Refrigerating and Air Conditioning Engineers (ASHRAE), se estable en función de una “temperatura operativa”, que toma en cuenta

la temperatura del aire y el efecto de la transferencia de calor por

radiación entre el individuo y las superficies en el interior de un edificación.

Para conseguir que el interior de las edificaciones cuente con un rango ideal de temperaturas, como la zona de confort humano, se han

desarrollado una gran diversidad de equipamiento para obtener una climatización artificial, sin embargo estos equipos requieren de una

significativa cantidad de energía, por ejemplo para el caso de viviendas en México, la calefacción y el aire acondicionado representa en

promedio el 44% de total de consumo energético (Martín-Domínguez, 2004).

Gráfica 1. La zona de confort para personas, definida por ASHRAE.

3

El aislamiento térmico en las edificaciones constituye uno de los

primeros pasos para ser más eficiente el consumo de energía destinada a la climatización artificial, siendo el techo uno de los elementos de la

envolvente de los edificios que presenta una mayor dinámica en la

transferencia de calor entre el interior de las edificaciones y el ambiente, debido a que es el elemento constructivo que generalmente presenta

una mayor interacción con la radiación solar y la radiación atmosférica.

Actualmente se han desarrollado diversos productos para el

recubrimiento de los techos, que tienen por finalidad, además de impermeabilizar, proporcionar un menor flujo térmico. Para incrementar

la resistencia a la conducción térmica, los materiales desarrollados generalmente presentan una estructura celular, que atrapa e inmoviliza

aire u otro gas en su estructura, con el fin de minimizar la conductividad térmica del conjunto, tales productos se incluyen el poliuretano

espumado, poliestireno expandido y la fibra de vidrio. Para edificaciones en climas cálidos, se han desarrollado pinturas que incrementan la

reflexión de la radiación solar incidente, y aumentan la emisividad del techo, reduciendo de tal forma la ganancia de calor por la absorción

fototérmica de la radiación.

El uso de materiales termoaislante en edificación puede traer beneficios económicos y ambientales. Existen diversos ejemplos de las

ventajas económicas de utilizar sistemas de techos térmicamente más eficientes (Akbari et al, 1999; Akbari, 2003; Jo et al, 2010). El

incremento en el costo para utilizar el aislamiento térmico en techos, puede en gran parte de los casos, ser justificado con el ahorro en el

consumo de energía que se utiliza para la climatización artificial de la construcción.

Una de las medidas propuestas para mitigar el problema de las islas de calor urbanas, consiste en cambiar los sistemas de techos de

construcciones actuales, por sistemas más eficientes en el aspecto térmico. Las islas de calor consisten en que la temperatura promedio en

las ciudades difiere a la de los alrededores, debido a la modificación de las propiedades térmicas del terreno y a fuentes de calor

antropógenicas, este fenómeno puede incidir en un mayor consumo

energético, elevar el nivel de contaminantes como el ozono, e incluso aumentar las tasas de mortalidad (Rizwan et al, 2009). Para el caso

donde las islas de calor representan un aumento de temperatura, se prefieren los denominados techos fríos o cool roofs, que consisten

principalmente en incrementar la reflexión de la radiación solar y la emisión de radiación infrarroja en la superficie de los techos.

4

Una reducción en el consumo de energía para la climatización

artificial por una envolvente térmicamente más eficiente, implica una reducción en la emisión de CO2, en Europa se considera que el uso de

energía en edificaciones representa el 40% de la emisión de CO2

(Cabeza et al, 2010). Akbari (2009) encontró que el aumento de la reflectancia solar de un techo en 0.25 podría compensar 64 kg de CO2

por metro cuadrado del techo, para un aumento de 0.4 (reemplazar un techo obscuro por uno blanco) el CO2 compensado es de 100 kg por

metro cuadrado.

II.2. Evaluación de los recubrimientos termoaislantes para

techos

En la actualidad, para evaluar los materiales aislantes que son

utilizados como recubrimientos para techos, se utilizan en general tres propiedades físicas: conductividad térmica, reflectividad solar y

emisividad infrarroja. Para determinar estas propiedades se han establecido diversos procedimientos, algunos de los cuales corresponden

a métodos normalizados.

En México, la NOM-018-ENER-1997 establece las características y

métodos de prueba para evaluar los materiales termoaislantes utilizados

en las edificaciones, donde se hace referencia a dos métodos que deben ser utilizados para determinar la conductividad térmica: el medidor del

flujo de calor y el aparato de placa caliente, descritos en las normas NMX-C-181 y NMX-C-189 respectivamente.

Normas internacionales para la determinación de la conductividad térmica, se pueden incluir los estándares ASTM C177 y ASTM C518, los

cuales describen métodos de laboratorio donde son utilizados los dispositivos guarded hot plate (GHP) para el estándar ASTM C177 y el

heat flow meter apparatus (HFMA) para el estándar ASTM C518, ambos métodos utilizan placas isotérmicas paralelas que inducen a un

gradiente de temperaturas con un flujo de calor unidimensional y estacionario a través de un espesor del material a analizar. También

son utilizados los cálculos de la conductancia térmica (factor C) y la resistencia térmica (Valor R), los cuales están respectivamente descritos

en los normas ASTM C976 y ASTM C1363 (ASHRAE, 2009). Tanto la

conductancia térmica como la resistencia térmica están relacionadas a la conductividad térmica y el espesor del material que es evaluado.

Además de la conductividad térmica, existen dos propiedades superficiales que también se utilizan para evaluar recubrimientos para

techos, y ambas están relacionadas a la transferencia de calor por radiación: reflectividad solar y emisividad infrarroja. La reflectividad

5

solar puede ser determinada en el campo (ASTM E1918) o en el

laboratorio (ASTM C1549), mientras que la emisividad infrarroja se determinar de acuerdo a la norma ASTM C1371.

La figura 1 muestra algunos de los instrumentos que son descritos

en las normas mencionadas.

Otras propiedades que pueden ser de utilidad para la evaluación

térmica de estos materiales son la densidad y la capacidad calorífica, particularmente cuando se considera un estado transitorio.

Figura 1. Instrumentación utilizada para determinar propiedades térmicas en

materiales, A) Aparato de Caja Caliente , B) Medidor de Flujo de Calor, C)

Equipos portátiles para determinar la reflectancia solar y la emitancia

infrarroja, D) Emisometro portátil para determinar la emitancia infrarroja.

Una vez que se determinan las propiedades térmicas tales como la

conductividad térmica, la reflectancia solar y la emitancia infrarroja, comparar la eficiencia para disminuir el flujo de calor, de un

recubrimiento con respecto a otros puede ser aun problemático, al no

conocer la significancia que tiene cada una de estas propiedades en el desempeño real, tomando en cuenta que el flujo de calor a través de

estos materiales se realiza en estado no estacionario, debido a la variación en la temperatura ambiental y la irradiación solar.

6

Una de las formas de conjuntar los valores de estas propiedades es

mediante el cálculo de cargas térmicas y la simulación. El cálculo de las cargas térmicas en edificaciones incluye diversos métodos que han sido

ampliamente desarrollados, debido a que son utilizados para el diseño y

dimensionamiento de los equipos de climatización artificial, variando las propiedades de los materiales de la envolvente del edificio, varían

también las cargas térmicas, por medio de las cuales se podría realizar la comparación. Para la simulación se pueden utilizar diversos paquetes

de programación tales como TRNSYS (Martin-Domínguez, 2004), y ENERGY PLUS (Shi y Zang, 2011), con los cuales se puede simular el

flujo de calor para una determinada vivienda variando las propiedades térmicas del techo.

La determinación experimental del flujo de calor a través de la envolvente de las edificaciones ha sido utilizada para validar los

métodos para el cálculo de las cargas térmicas (ASHRAE, 2009), por otra parte algunos trabajos experimentales recientes son discutidos en

el apartado de Antecedentes.

II.3. Antecedentes.

Reseña histórica del uso de aislantes térmicos en

edificaciones

La selección de materiales para la construcción, que tenga

beneficios térmicos se conoce desde la antigüedad, el uso de adobe, y madera son ejemplos de estos materiales, mientras que el corcho fue

utilizado durante siglos como cubierta aislante para los techos. En el siglo XVIII, se incremento el uso de materiales termoaislantes rústicos

tales como mezclas de arcillas, paja, trapos y tiras de madera. La lana mineral fue producida comercialmente primero como un aislante para

tubería en Gales en 1840, y en 1880 este material empezó a ser utilizada por los constructores para incrementar el aislamiento térmico

en las casas. Un artículo de la revista Scientific American publicado en 1887, detalló los beneficios de aislar toda la casa, lo que dio un impulso

importante al uso del aislamiento térmico en las construcciones residenciales (Cengel, 2007).

Las virutas de madera fue otro material ampliamente utilizado para

el aislamiento térmico en construcciones debido a su gran disponibilidad y bajo precio.

En 1897, el ingeniero químico CC Hall produce lana de roca, en 1901, comenzó la elaboración y comercialización de este producto, y

hacia la década de los 50s se presentó un auge en el uso de este

7

material. La fibra de vidrio tuvo sus inicios en el antiguo Egipto, pero las

técnicas modernas de fabricación fueron desarrolladas en 1931, su uso es popular hasta el día de hoy.

El poliestireno extruido originalmente fue desarrollado por la Dow

Chemical Company en los Estados Unidos durante la década de 1940, pero fue hasta 1950 que se extendió el uso como material termoaislante

en edificaciones comerciales y residenciales.

Otto Bayer consiguió la primera síntesis de poliuretano en 1937, la

producción industrial empezó en 1940. Sin embargo, debido a la falta de recursos por la Segunda Guerra Mundial, la producción creció muy

lentamente. Actualmente el poliuretano espumado es uno de los materiales ampliamente utilizados para el aislamiento térmico en techos

(Bynum R, 2000).

El pigmento blanco de titano (TiO2) fue desarrollado para su

comercialización en 1921 por una empresa noruega, actualmente es el principal pigmento del mundo que se utiliza para dar blancura en

pinturas con altos valores de reflectancia solar.

Marco Teórico de la Transferencia de Calor

El calor actualmente se define como la forma de la energía que se

puede transferir de un sistema a otro como resultado de las diferencias de temperaturas. La rama de la ciencia que trata sobre la determinación

de las razones de transferencia de esta forma de energía es la Transferencia de Calor (Cengel, 2007).

Siendo el calor Q una forma de energía, la unidad en el sistema

internacional es el joule (J); la cantidad de calor transferido por unidad

de tiempo se llama razón de transferencia de calor se denota por 𝑄 y

tiene la unidad de J s-1, que equivale al watt (W). La razón de la

transferencia de calor por unidad de área perpendicular a la dirección de esa transferencia se define flux de calor q´, y sus unidades son W m-2.

Los principios de esta rama dan inicio en 1701, cuando Isaac Newton formuló la ecuación correspondiente a la rapidez Transferencia

de Calor por Convección, mejor conocida como Ley de Enfriamiento de Newton.

En 1822, J. Fourier expresó por primera vez la Ley de Conducción de Calor. En 1859, Gustav Kirchhoff propuso que si un cuerpo, o su

superficie, está en equilibrio termodinámico con su entorno, su

emisividad es igual a su absortividad (Ley de Kirchhoff de la radiación).

8

El fundamento teórico de la radiación fue establecido en 1864 por James

Clerk Maxwell, quien postuló que las cargas aceleradas o las corrientes eléctricas dan lugar a campos electromagnéticos o radiación

electromagnética y representan la energía emitida por la materia como

resultado de los cambios en las configuraciones electrónicas de los átomos o moléculas. En 1887 Heinrich Hertz demostró en forma

experimental su existencia. La energía por unidad de tiempo y por unidad de área superficial emitida por un cuerpo negro, que es un

objeto capaz de emitir y absorber todas las frecuencias de la radiación uniformemente, fue determinada de manera experimental por Joseph

Stefan, en 1879, posteriormente, en 1884, esta relación fue verificada por Ludwig Bolztman, de esta forma se determinó lo que actualmente se

conoce como la ley de Stefan-Boltzman.

Max Planck en 1900, probó que la radiación electromagnética podía

concebirse como la propagación de una colección de paquetes discretos llamados fotones o cuantos, y un año más tarde desarrolló la relación

para el poder de emisión espectral del cuerpo negro, conocida actualmente como ley de Planck.

Otros conceptos importantes son el coeficiente de la emisividad ε

que indica la razón entre la radiación emitida por la superficie de un

cuerpo real o “cuerpo gris”, a una temperatura dada, y la radiación emitida por un “cuerpo negro” a la misma temperatura, tomando

valores entre 0 y 1.

9

Tabla 1. Relaciones fundamentales para el estudio de la transferencia de calor, flujo

unidimensional y estacionario.

La irradiación G (W m-2) es el flux de radiación incidente sobre una

superficie desde todas direcciones, la fracción de la irradiación G

absorbida por la superficie se llama absortividad α, la fracción reflejada

por La superficie recibe el nombre de reflectividad ρ, y la fracción

transmitida es la transmisividad τ, por lo tanto α + ρ + τ = 1, y para las

superficies opacas α + ρ = 1, y τ = 0, para fines de este trabajo se

considera el techo de las edificaciones como un material opaco.

La radiosidad J (W m-2) es la razón a la cual la energía de radiación

sale de una unidad de área de una superficie en todas direcciones, la radiosidad J puede expresarse como la suma de la radiación reflejada

por la superficie y la radiación emitida por la misma superficie.

Relación Ecuación

Ley de Enfriamiento de Newton 𝑄 𝑐𝑜𝑛𝑣 = ℎ𝐴(𝑇𝑠 − 𝑇∞) [1]

Ley de la Conducción de Calor 𝑄 𝑐𝑜𝑛𝑑 =𝑘𝐴(𝑇𝑠1−𝑇𝑠2)

𝑑 [2]

Concepto de Emisividad 𝜀 =𝐸𝑏

𝑞´𝑟𝑎𝑑 [3]

Ley de Kirchhoff 𝜀 = 𝛼 [4], en equilibrio Termodinámico.

Ley de Stefan-Boltzman

𝐸𝑏 = 𝜎𝑇𝑠4 [5]

𝑄 𝑟𝑎𝑑 = 𝜀𝜎𝐴𝑇𝑠4 [6]

Ley de Planck 𝑑𝐸𝑏 =8𝜋ℎ𝑐

𝜆5 𝑒 (ℎ𝑐 𝜆𝑘𝑇 ) −1 𝑑𝜆 [7]

10

Transferencia de calor entre el ambiente y el techo de las

edificaciones

Sobre la superficie de la tierra ocurren una complejo serie de

mecanismos de transferencia de calor, los cuales tienen una importante

variación con el tiempo.

La irradiación solar que llega al exterior de la atmosfera terrestre se

considera que tiene un valor de 1367 W m-2 y se conoce como la constante solar Gsc (W m-2), (Duffie y Beckman, 1990); considerando la

distancia entre el Sol y la Tierra, y el radio del Sol, el espectro de la radiación solar corresponde al de un cuerpo negro con temperatura

superficial aproximada de 5520 K. Una parte de la radiación solar que

incide sobre la Tierra es absorbida o reflejada por los gases de la atmósfera, en la gráfica 2 se comparan los espectros de la radiación

solar que llegan a la superficie de la tierra, al exterior de la atmosfera y el de un cuerpo negro a 5520 K. En la radiación solar a nivel del mar, se

pueden observar las bandas de absorción, el ozono absorbe radiación

ultravioleta, mientras que el H20, O2 y el CO2 absorben radiación infrarroja. La irradiación solar incidente llega a la superficie terrestre

tanto en forma directa como difusa, y varía debido a la rotación y traslación de la Tierra con valores máximos entre 800 y 1000 W m-2 para

regiones templadas, durante un mediodía del Verano.

Gráfica 2. Espectros de la Radiación Solar en el exterior de la atmosfera, bandas de

absorción por componentes de la atmosfera y radiación solar incidente en la

superficie terrestre para un día típico (modificado de Cengel, 2007).

11

Las fuentes más importantes que emiten y absorben radiación

térmica han sido revisadas por Kiehl y Trenberth (1997), donde muestran un balance global de energía (figura 2).

Además de la radiación emitida por el sol, cuyo rango de longitud

de onda fluctúa en el ultravioleta y el infrarrojo cercano (gráfica 2), la otra fuente importante que incide sobre la superficie terrestre

corresponde a la radiación atmosférica, que emite en el infrarrojo lejano (gráfica 3); la superficie terrestre, incluyendo los techos de las

edificaciones, emiten radiación en este mismo rango, por lo que se presenta una compleja interacción térmica entre los gases de la

atmósfera y la superficie terrestre, incluyendo los edificios.

Figura 2. Balance Anual Global de la Energía propuesto por Kiehl y Treberth (1997),

valores de flux de calor (promedio diario) en W m-2.

La temperatura atmosférica y el contenido de vapor de agua (humedad relativa) presentan un descenso gradual durante los primeros

10 km sobre la superficie terrestre, para efectos de los cálculos de transferencia de calor, generalmente se considera una temperatura

ficticia denomina Temperatura Efectiva del Cielo Tcielo, con lo cual la

radiación emitida por la atmosfera se puede modelar como:

𝐺𝑐𝑖𝑒𝑙𝑜 = 𝜀𝑐𝑖𝑒𝑙𝑜 𝜎𝑇𝑐𝑖𝑒𝑙𝑜4 [8]

12

Gráfica 3. Modelo Estándar del espectro de la radiación de la atmósfera en Estados

Unidos, se compara la radiación atmosférica que incide sobre un plano horizontal, sobre un superficie con una inclinación de 15°, y con el espectro de

la radiación de un cuerpo negro a 13.1°C, (Berger y Bathiebo, 2003).

El valor de la temperatura efectiva del cielo es siempre inferior a la

temperatura del aire a nivel del suelo (Berdahl y Fromberg, 1982). La diferencia entre ambas (depresión de temperatura) es típicamente de

20ºC a 30ºC, aumentando conforme se reduce la humedad del aire, y reduciéndose con alta humedad y cielos nublados. Generalmente se

presenta una pérdida de calor por radiación desde la superficie y edificios hacia la atmosfera.

Los mecanismos de radiación térmica entre un edificio y el

ambiente, quedan definidos por la interacción que se tiene con la radiación solar y la radiación atmosférica incidente, las cuales son un

parte absorbida y otra parte reflejada por la superficies exteriores de los techos de las edificaciones, también influye la emisividad de radiación

infrarroja que presente los materiales del edificios, de tal forma que la ganancia o perdida de calor estarán directamente influenciadas por la

emisividad y reflectividad de los materiales en las superficies exteriores de las edificaciones, la gráfica 4 muestra una comparación los espectros

normalizados de reflexión de radiación solar y emisión infrarroja de algunos materiales metálicos para techos, se incluyen los valores

promedio que definen la reflectancia solar (rango de longitud de onda entre 0.25μm y 2.5 μm) y emitancia infrarroja (longitud de onda entre

2.5μm y 100μm) de una superficie.

13

Gráfica 4. Espectros de la reflectancia solar y emitancia infrarroja para tres diferentes

materiales metálicos para techos, (http://heatisland.lbl.gov/CoolRoofs/Samples.html,

accesado Junio 17, 2011).

El otro mecanismo de transferencia de calor se presenta cuando

existen gradientes de temperaturas entre las superficies exteriores de las edificaciones y el aire que fluye sobre esas superficies, originando un

flujo de calor por convección. Este tipo de transferencia de calor entre las edificaciones y el ambiente es común, pero presenta complicaciones

para ser evaluado, particularmente para definir el coeficiente de transferencia de calor por convección h (Ecuación 1, Tabla 1). Algunos

textos de transferencia de calor presentan tablas con valores de h, que

involucran números adimensionales tales como el número de Reynolds, el número de Nusselt y el número de Prandtl.

A la dificultad de evaluar el coeficiente h, se suma la variación de la

temperatura del ambiente, que afecta el gradiente de temperaturas, y la velocidad del viento, que afecta el valor de h, presentándose un estado

transitorio en el flujo de calor por convección.

Existen una serie de ecuaciones simplificadas definidas por la ASHRAE, utilizadas para el diseño de equipos de climatización artificial,

http://heatisland.lbl.gov/CoolRoofs/Samples.html

14

que define los valores del coeficiente h para techos en función del

gradiente de temperaturas ΔT, la longitud promedio de los lados del

techo L y la velocidad del viento v. Para techos con exposición al sol se

tienen las siguientes ecuaciones en unidades del SI:

Para flujo laminar donde L3ΔT < 1.0 ℎ = 1.32(𝛥𝑇

𝐿)

14 [9]

Para flujo turbulento con L3ΔT > 1.0 ℎ = 1.52(𝛥𝑇)1

3 [10]

Para convección forzada sobre superficies horizontales se tiene:

Para flujo laminar (vL < 1.4m2 s-1) ℎ = 2.0(𝑣

𝐿)

12 [11]

Para flujo turbulento (vL > 1.4m2 s-1) ℎ = 6.2(𝑣4

𝐿)

15 [12]

Transferencia de calor por conducción en el techo de las edificaciones

Para evaluar la conducción de calor en techos se utiliza la ecuación de Fourier (Ecuación 2, Tabla 1), de modo que si se conoce el

valor de la conductividad térmica k, y el gradiente de temperaturas

entre dos puntos del techo, se podrá evaluar un flux de calor por conducción instantáneo, entre ambos puntos. Cuando los techos están

compuestos de diversos materiales que tienen valores diferentes de k,

se utiliza una metodología análoga a la resistencia eléctrica, donde se

define R como la Resistencia Térmica (K W-1), esta metodología se muestra en la figura 3.

𝑅 =𝑑

𝑘𝐴 [13]

En los techos de edificios reales, generalmente la longitudes de la superficie (La y Lb en figura 6-A) son mucho mayores que el espesor del

techo d, por lo que para fines prácticos es común tratar a los techos

como paredes de longitud infinita, y por tanto aplica un flujo de calor unidimensional, con una dirección que es perpendicular al plano del

techo.

15

Figura 3. Analogía entre la resistencia eléctrica y la resistencia térmica para un techo

simple (A), tres capas en serie (B), y tres capas en paralelo (C).

En el análisis térmico de las edificaciones, es común utilizar dos

propiedades denominadas valor Rth (m2 K W-1, aunque es más común

expresar en unidades inglesas ft² °F h BTU-1), que corresponde a la

resistencia térmica por unidad de área y valor U (W m-2 K-1) o

conductancia por unidad de área:

𝑅𝑡ℎ =𝑑

𝑘 [14]

𝑈 =1

𝑅𝑡ℎ [15]

Balance del flujo de calor en techos de edificaciones

Los flujos de calor por radiación y por convección entre el techo de un edificio y el ambiente, son balanceados con el flujo de calor por

conducción, que a su vez se balancea con los flujos de calor por radiación y por convección en el interior de los edificios.

Los mecanismos de transferencia de calor entre la superficie interna de un techo y el interior de una edificación consisten en la convección

que se presenta por el aire que fluye adyacente a la superficie, así como por la interacción de la radiación térmica entre la superficie interior del

techo y las superficie de paredes, piso, personas, iluminación artificial y los diversos objetos que estén en el interior del edificio.

16

Balances generales de la transferencia de calor en paredes y techos

han sido establecidos para el cálculo de cargas térmicas en el método de Balance de Calor en Residencia o RHB por sus siglas en ingles (ASHRAE

2009), de forma general se puede definir el siguiente balance del flux de

calor en la superficie exterior del techo:

𝑞´𝑟𝑎𝑑 ,𝑠𝑜𝑙 + 𝑞´𝑟𝑎𝑑 ,𝐼𝑅 + 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑣 ,𝑒𝑥𝑡 − 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑒𝑥𝑡 = 0 [16]

Para la superficie interior el balance es:

𝑞´𝑟𝑎𝑑 ,𝑡𝑜𝑐 + 𝑞´𝑟𝑎𝑑 ,𝑡𝑜𝑙 + 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑣 ,𝑖𝑛𝑡 + 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖𝑛𝑡 = 0 [17]

Para la ecuación [16], el flux de calor q´rad,sol corresponde a la

irradiación solar ganada por la superficie externa y dependerá de la

reflectancia solar del techo, mientras que q´rad,IR corresponde a la

interacción de la atmósfera y depende tanto de la emitancia infrarroja del techo, como la reflectancia que presente en el rango espectral de

infrarrojo lejano. El flux de calor neto por radiación q´rad,neto corresponde

a la suma de ambos componentes y se puede definirse en función de la

irradiación solar Gsolar, la temperatura efectiva del cielo Tcielo, la

temperatura de la superficie expuesta Tsup, la reflectividad de la

superficie al espectro solar αsup,sol, la emisividad de la superficie en el

infrarrojo εsup,IR, y la emisividad del cielo εcielo (Martín-Domínguez, 2011):

𝑞´𝑟𝑎𝑑 ,𝑛𝑒𝑡𝑜 = 𝛼𝑠𝑢𝑝 ,𝑠𝑜𝑙𝐺𝑠𝑜𝑙𝑎𝑟 + 𝜀𝑠𝑢𝑝 ,𝐼𝑅𝜎 𝜀𝑐𝑖𝑒𝑙𝑜 𝑇𝑐𝑖𝑒𝑙𝑜4 − 𝑇𝑠𝑢𝑝

4 [18]

Para los procesos de convección y conducción se definen por

qćonv,ext y qćond,ext respectivamente.

Para el balance en el interior dada por la ecuación [17], q´rad,toc corresponde a la ganancia por radiación térmica de onda corta, donde se

incluye la radiación solar difusa que entra por ventanas, así como la

radiación ganada por iluminación artificial (lámpara, focos, etc), por otra parte la interacción de la radiación térmica infrarroja con paredes, piso y

otros objetos en el interior del edificio está dada por q´rad,tol; qćonv,int y

qćond,int corresponden a los flujos de calor por convección y conducción

respectivamente.

La figura 7 muestra de forma gráfica el balance del flujo térmico en un techo, donde se destaca la importancia de contar una superficie

externa con alta reflectancia solar, si se presenta una significativa ganancia de calor por la radiación solar (figura 7-A), la temperatura de

la superficie externa Tsup,ext podría ser más grande que la temperatura del

aire exterior Taire,ext, estableciéndose un doble flujo de calor (por

convección hacia el exterior, y por conducción hacia el interior a través

17

del techo). Si la superficie externa del techo cuenta con reflectancia

solar alta, la ganancia de calor es mínima (figura 7-B), presentándose un flujo de calor en un solo sentido (hacia el interior del edificio), se

puede observar que el gradiente de la temperatura de la superficie

interna del techo Tsup,int menos la temperatura del aire interior Taire,int, que

está relacionada a la carga térmica, es menor cuando es mínima la

ganancia de calor por radiación solar.

Figura 4. Representación gráfica del balance de flux de calor en un techo y perfiles de

temperaturas, considerando una ganancia de calor diurna con una alta

absorción de la radiación solar (A), con una baja absorción de la radiación

solar (B), y durante la perdida de calor durante la noche (C).

18

Si se considera un flujo de calor estacionario, el flux de calor por

conducción en la superficie exterior q´cond,ext es igual al flux de calor en la

superficie interior q´cond,int; si se calcula en estado no estacionario debe

incluirse el termino que denota la energía térmica almacenada en el

techo, relacionado con las propiedades de densidad y capacidad calórica

y debe resolverse sistemas de ecuaciones mediante métodos numéricos.

Investigación relacionada a determinar el flujo de Calor en

envolventes de edificaciones

Existen diversos métodos para determinar el flujo de calor a través

de los diversos elementos de construcción, una buena parte de estos métodos se utilizan para determinar las cargas térmicas, en el diseño

del equipo de climatización. La carga térmica es la cantidad de energía que se requiere vencer en una edificación para mantener determinadas

condiciones de temperatura y humedad para una aplicación específica (ej. Confort humano).

Para el caso de la carga térmica para calefacción, frecuentemente se utiliza el cálculo básico de UAΔt, considerando un flujo

unidimensional y estacionario, donde el gradiente térmico Δt, es definido por la temperatura más crítica en invierno, y la temperatura que se

desea conservar en el interior de la construcción.

El cálculo de la carga térmica para refrigeración es más detallado, y considera un flujo de calor no estacionario; pueden ser relativamente

simples, como los métodos de diferencias de temperatura para cargas térmicas/factor de cargas para refrigeración (cooling load temperatura

difference/ cooling load factor, CLTD/CLF), el método de diferencia total de temperatura equivalente (total equivalent temperatura difference,

TETD), y el método de factores de cargas para residencias (residential load factor method, RLFM). Algunos métodos son más complejos, y

presentan una mayor precisión, como el método de funciones de transferencia (transfer function method, TFM), el método de balance de

calor en residencias (residential balance method, RBM). Los métodos CLTD/CLF, RLFM y RBM han sido publicados en los manuales de

fundamentos de la ASHRAE.

Recientemente se han desarrollado trabajos de investigación que

tienen la finalidad de determinar el flujo de calor a través de techos, en

los cuales se han aplicado diferentes materiales aislantes. Algunos trabajos han sido desarrollados en viviendas y otros tipos de

edificaciones reales, o in situ (Michels et al., 2008; Jo et al., 2010), Mientras que otros autores han utilizados casetas experimentales

(Önder et al., 2009; Miranville et al., 2003 y Akbari, 2003).

19

Levinson et al. (2007) realizaron una comparación de la resistencia

térmica y calor ganado entre recubrimientos para techos de color con alta reflectancia infrarroja y recubrimientos de color convencionales,

para esto se utilizaron 6 modelos de edificios a escala (figura 5-A).

Önder et al. (2009) determinaron el flujo de calor en 8 diferentes tipos de paredes y 2 tipos de techo, en dos casetas experimentales,

aplicando el método de diferencia total de temperatura equivalente (TETD), los materiales utilizados son de amplio uso en Turquía, donde

se realizó el experimento, en este trabajo se enfocaron al comportamiento de flujo térmico por conducción en estado no

estacionario, ya que se homogenizaron todas las superficies exteriores, tanto en paredes como en techos (ver figura 5-B).

Jo et al. (2010) compararon el desempeño térmico de un recubrimiento convencional contra un nuevo recubrimiento reflectivo,

ajustando datos experimentales de temperaturas tomadas en las caras exterior e interior de techo de un edificio en la ciudad de Phoenix, con

un simulación realizada con el programa EnergyPlus, los resultados revelaron un ahorro de 8.4 a 12.6% para el consumo mensual de la

energía eléctrica destinada al enfriamiento del edificio.

Cabeza et al (2010) utilizaron una serie de casetas experimentales cuyas paredes y techos fueron aisladas con diversos materiales, para

realizar una comparación de la temperatura de las superficies interiores de techos y paredes, así como de la energía consumida (kW h) por un

equipo de climatización artificial en cada caseta.

20

Figura 5. Diversos experimentos para comparar el flujo térmico en materiales de

edificaciones, A) Evaluación del desempeño de recubrimientos coloreados para

techo con alta reflectancia infrarroja (Levinson et al, 2007), B) Dos casetas

experimentales para determinar el flujo de calor con el método TETD (Önder et

al, 2009), C) Simulación del flujo de calor, ajustada con temperaturas medidas

en las superficies del techo en un edifico (Jo et al, 2010, D) Serie de casetas

experimentales con diversos materiales termoaislantes donde se comparo la

energía eléctrica consumida por los equipo de climatización artificial (Cabeza et

al, 2010).

Algunos trabajos están enfocados en la validación de métodos para

determinar el comportamiento térmico dinámico en construcciones (Aude et al., 2000; Jaffal et al., 2009; Lundin et al., 2004). También se

han determinado coeficientes de transferencia de calor por convección en construcciones (Davies, 2005; Shao et al., 2009). Un modelamiento

de temperaturas en interior de una construcción fue realizado por Rios-Moreno et al. (2007).

Una línea de investigación para mejorar la eficiencia térmica de los techos, es llevada a cabo en diversas universidades e institutos de

investigación, en Estados Unidos existen diversos programas como Building Envelopes Program del Oak Ridge National Laboratory, el Heat

Island Group del Berkeley National Laboratory, y el Building Science Program del Florida Solar Energy Center.

21

La mayor parte de los procedimientos establecidos para evaluar el

desempeño de un material termoaislante son referidos a los mecanismos de transferencia de calor por conducción, ya sea mediante

la determinación de la conductividad térmica o por el cálculo del valor R

(resistencia térmica); sin embargo, existe discusión acerca de como evaluar los mecanismos de transferencia de calor por radiación

(Avdelidis y Moropoulou, 2003; Brito et al., 2011; Levinson et al., 2005) y convección (Davies et al., 2005; Clear et al., 2002).

Uno de los temas de mayor discusión es medir la emisión atmosférica de radiación de onda larga, para determinar esta variable se

requiere de equipo caro y sensitivo, y por ello resulta complicado. Existen varios esfuerzos que han desarrollado diversos modelos,

basados en temperatura del aire y la humedad relativa, tanto para cielos claros como para nublados (Berdahl y Fromberg, 1982). Sin embargo no

se tiene ninguna formulación que sea confiable en todos los casos. Un modelo asume que el cielo se comporta como cuerpo gris, con una

“emisividad de cielo”, sin embargo no hay razones para suponer que la emisividad se mantenga constante. La emisividad del cielo aumenta con

la humedad y con la aparición de nubes (Duarte et al., 2006).

La importancia de la reflectividad y emisividad de los techos ha sido tratada en diversos trabajos. El aumento en la reflectancia de los techos

urbanos se estima que puede reducir las cargas de enfriamiento hasta en un 50% en muchas ciudades de los EE.UU. (Taha et al., 1992).

En el Laboratorio Nacional Lawrence Berkeley se realizan mediciones que confirman reducciones de hasta el 50% en las cargas

térmicas de enfriamiento al utilizar recubrimientos reflectivos. Iniciándose la creación de normas para calcular el índice de reflectancia

solar para techos, y se desarrolla la metodología para calcular la temperatura superficial en estado estable para techos sometidos a

radiación, en función de su reflectividad y emisividad (Akbari et al., 1996).

En la Universidad de Arizona se realizaron experimentos en modelos de casas a escala, midiendo el uso de energía en igualdad de

condiciones para asegurar su similitud. Posteriormente se aplicaron

diferentes recubrimientos y niveles de aislamiento a los techos y se realizaron comparaciones entre ellas. En base a sus resultados se

presenta la gráfica 5, que permite determinar la combinación de albedo (reflectividad solar) y resistencia térmica conductiva del techo, que

producen un mismo consumo energético en una vivienda (Simpson y McPherson, 1997).

22

Gráfica 5. Predicción del uso de energía (KJ día-1) para un día típico del mes de julio

en Tucson, en función de la reflectividad solar y diferentes niveles de

aislamiento térmico del techo (Simpson y McPerson, 1997).

Shi y Zhang (2011) utilizaron la simulación con el programa Enegy Plus, y analizaron el efecto de la emisividad de onda larga y la

reflectancia solar de la envolvente en un edificio de referencia, con respecto al ahorro energético en diversos condiciones climáticas, en los

resultados se presentan gráficas, con los valores de reflectividad solar y

de emisividad térmica entre 0.1 y 0.9, combinándolos entre sí, contra la carga térmica para el equipo de climatización artificial, donde se puede

observar los valores óptimos de emisividad y reflectividad para obtener la mínima carga térmica en 35 ciudades.

23

Gráfica 6. Resultados de simulación de envolventes de edificios con diversos valores

de emisividad infrarroja y reflectividad solar vs carga térmica anual para el

acondicionamiento del aire, en cuatro ciudades con diferente clima (Shi y

Zang, 2011).

II.4. Planteamiento del Problema

La norma oficial mexicana hace énfasis en que los techos de vivienda tengan una mayor resistencia a la conducción de calor, pero

prácticamente ignora la posible importancia de utilizar recubrimientos reflectivos/emisivos que reduzcan la cantidad de radiación solar

absorbida e incrementen la cantidad de radiación infrarroja emitida.

Fabricantes de recubrimientos reflectivos para techos, han tratado

de demostrar que sus productos contribuyen a la reducción del flujo de calor en viviendas con poco éxito, debido a que enfocaron sus esfuerzos

al desarrollo de impermeabilizantes de conductividad térmica reducida.

Una empresa privada ha desarrollado un nuevo producto al que se

ha determinado la conductividad térmica mediante pruebas en laboratorio, y se han realizado pruebas experimentales in situ para

comparar el comportamiento de su producto contra otros recubrimientos existentes en el mercado, sin embargo Los resultados obtenidos fueron

contrarios a lo esperado, y por lo tanto no son completamente

concluyentes.

24

Para conocer concretamente su efectividad, es importante contar

con mecanismos experimentales que puedan evaluar el comportamiento térmico de estos productos, y para poder realizar comparaciones entre

varios materiales es necesaria la igualdad de condiciones ambientales y

de operación. El uso de una caseta experimental permitirá dar solución a ambas necesidades, y presenta algunas ventajas en comparación con

otras metodologías.

Medición del efecto aislante en techumbres

Si bien es posible hacer comparaciones teóricas-analíticas del efecto aislante de cualquier recubrimiento del cual se conozca su conductividad

térmica o valor R, reflectancia solar y emisividad; los desarrolladores de nuevos productos aislantes prefieren tener resultados experimentales

que les permitan comparar de manera objetiva, el comportamiento térmico de diferentes recubrimientos.

Existen diversos métodos para determinar las propiedades térmicas de los recubrimientos; sin embargo la mayor parte estos métodos se

realizan en laboratorio bajo condiciones que están controladas, o bien se realizan in situ para determinar el flujo de calor en una construcción

específica. Por lo que hay pocas opciones para evaluar el

comportamiento térmico para varios tipos de recubrimientos, de forma simultánea y en condiciones reales de operación, que permita realizar

las comparaciones deseadas.

Enunciado del problema

¿Cómo se puede comparar el flujo de calor entre diferentes recubrimientos aplicados en losas para techumbre, bajo condiciones

climáticas y condiciones interiores idénticas?

II.6. Hipótesis

Es posible evaluar comparativamente la eficiencia en reducir el flujo de calor entre diferentes recubrimientos para techos de viviendas,

midiendo el gradiente térmico en cada losa sobre la cual se aplican, mientras se someten a condiciones ambientales externas e internas

idénticas.

Con la evaluación comparativa de flujo de calor entre diversos

recubrimientos se quiere probar lo siguiente.

25

La adicción de microesferas poliméricas al impermeabilizante

acrílico reduce el flujo de calor en comparación al acrílico convencional.

Un impermeabilizante blanco por su mayor reflectancia solar

reduce significativamente el flujo de calor en comparación con un impermeabilizante rojo.

II.7. Propuesta de solución y delimitación del problema

Para poder comparar el efecto aislante de los recubrimientos, es

necesario determinar simultáneamente el flujo de calor a través de losas recubiertas, entre las condiciones climáticas ambientales y un espacio

cerrado que presente un rango ideal de temperatura, el cual se desea tener en el interior de la edificación, de esta forma se puede determinar

cuáles son los recubrimientos más efectivos para obtener una mayor resistencia al flujo de calor y que implicarían un menor requerimiento

energético utilizado para la climatización de la construcción.

Para determinar el flujo de calor a través de losas con diversos

recubrimientos, se propone el uso de una caseta experimental, construida en termopanel (muro de poliuretano entre dos láminas

metálicas), en la cual debe mantener condiciones del aire interior

constantes y controladas, y en cuyo techo se pueden colocar 12 probetas rectangulares, en orificios cortados a la medida en el

termopanel. Las probetas consisten de una losa de concreto de un determinado espesor. Sobre las probetas se aplican los recubrimientos

a analizar, y se midieron la temperatura en las superficies interior y exterior de las probetas de concreto con termopares. De esta forma se

determina la diferencia de temperaturas entre las caras para poder calcular el flux de calor existente a través de la losa, puesto que su

espesor y conductividad son conocidos con precisión. De esta manera las probetas son sometidas a las mismas condiciones climáticas

exteriores, y en el interior de la caseta se tiene una misma condición de temperatura y velocidad del aire, entonces la medición de las

temperaturas en las caras de cada probeta y los flujos de calor asociados a ellas permite conocer, a los desarrolladores de los

materiales aislantes, el desempeño de sus productos, y compararlos

contra varios otros disponibles en el mercado.

El método propuesto se limita a conocer y compara el flujo térmico

a través de las losas con los diversos recubrimientos, sin determinar cómo influyen los mecanismos de transferencia de calor por radiación y

por convección entre la superficie exterior del techo y el ambiente.

26

II.8. Justificación

Este tipo de experimentación es útil a los desarrolladores de recubrimientos, para que puedan conocer que tan térmicamente

eficientes son sus productos en comparación a otros existentes, también

puede ser utilizado por constructores de viviendas o cualquier cliente que requiera de este tipo de productos, de modo que se puedan evaluar

diversos arreglos de recubrimientos, o bien optimizar espesores de materiales que serán utilizados en un determinado tipo de construcción.

Las pruebas realizadas en este trabajo corroboran la importancia de contar con techos reflectivos-emisivos, para evitar mayores ganancias

de calor por radiación solar y generar pérdidas de calor en forma pasiva, y por lo tanto deben ser reconocidos en normas mexicanas sobre

construcción.

No se han encontrado referencias de experimentos en prototipos

similares que puedan determinar el flujo de calor simultáneamente en losas con diversos recubrimientos, bajo condiciones reales de operación,

utilizando solo una caseta, razón por la cual se ha optado por el diseño de este nuevo prototipo experimental.

II.9. Objetivos

Objetivo general

Determinar experimentalmente el flujo de calor a través de varias

(12) probetas (losas de concreto) para techumbre, donde se apliquen diversos recubrimientos a cada una, de forma simultánea y bajo

condiciones climáticas similares.

Objetivos particulares

Diseñar y construir un caseta experimental, equipada con climatización artificial, cuyo techo consista de 12 probetas de

concreto y una estructura de soporte, de tal forma que las condiciones en el exterior e interior de las casetas sean similares

para todas las probetas.

Instrumentar la caseta para determinar el gradiente térmico entre

las superficies exterior e interior de las probetas.

Realizar mediciones sobre periodos extendidas de tiempo, para

determinar el comportamiento de los recubrimientos bajo

diferentes condiciones climáticas.

27

Analizar los resultados obtenidos para inferir los parámetros y

mecanismos que influyen en el fenómeno de transferencia de calor a través de losas para techumbres expuestas al ambiente.

28

III. METODOLOGIA EXPERIMENTAL

Como primer paso se realizó una revisión bibliográfica para conocer

trabajos anteriores que trataron problemáticas similares, así como publicaciones donde se dan a conocer los principios teóricos y los

métodos más comunes relacionados con la determinación del flujo de calor en edificaciones, la información analizada sirvió para fundamentar

la metodología que fue llevada a cabo en la experimentación y el análisis de los resultados.

III.1. Dimensionamiento de las probetas

Debido a que la relación entre el espesor y las dimensiones

laterales de una probeta serán mucho menores al de un techo en una

vivienda real, el primer paso para el diseño de la caseta, fue establecer las dimensiones mínimas de las probetas, de modo que se garantice las

condiciones para un flujo de calor unidimensional en el centro geométrico de cada probeta, esto es, que el calor fluye en la dirección

normal (perpendicular) al espesor de la probeta, como ocurre en techumbres reales. En teoría esto se logra cuando la probeta aproxime

su comportamiento térmico al de una pared plana infinita.

Para conocer las condiciones de flujo de calor a través de las

probetas, se realizó un análisis bidimensional de la transferencia de calor en estado estacionario, con la ayuda del programa de análisis del

elemento finito FEHT (Finite Element Heat Transfer). En este análisis se consideraron probetas de varias longitudes, y se compararon los

resultados obtenidos en el centro de la probeta contra los valores resultantes del análisis para un flujo de calor unidimensional, que

representa a la pared plana infinita. La longitud de probeta que

garantice alcanzar diferencias de temperatura inferiores a 0.1ºC, entre

el caso unidimensional y el bidimensional, se considerará como la

longitud de diseño a usarse en los experimentos.

Para efectos de diseño se consideran las condiciones extremas de

temperatura para invierno y verano, así como los coeficientes combinados de transferencia de calor por convección y radicación,

sugeridos en el manual de fundamentos de la ASHRAE 1993 (Cengel, 2007, p. 181), también se supone un flujo de calor unidimensional y en

estado estacionario (FCUE), de modo que el flujo de calor puede quedar expresado como:

𝑄 = ℎ𝑒𝐴 𝑇𝑒 − 𝑇𝑠𝑒 = 𝑘𝐴𝑇𝑠𝑒−𝑇𝑠𝑖

𝑑= ℎ𝑖𝐴 𝑇𝑠𝑖 − 𝑇𝑖 [19]

29

Donde he y hi representan los coeficientes combinados de

transferencia de calor por convección y radicación del exterior e interior

de la caseta, respectivamente. Considerando los valores de los coeficiente combinados, las temperaturas extremas en invierno y verano

de la ciudad de Chihuahua Te (Martín-Domínguez, 2004), la

conductividad térmica de la probeta k (NOM 008-ENER-2001), el

espesor de la probeta d, y la temperatura interior de diseño Ti , se

pueden calcular, las temperatura de la superficie exterior e interior de

las probetas, Tse y Tsi respectivamente, La tabla 2 muestra los valores de

diseño y los resultados de los cálculos para Tse y Tsi en condiciones de

verano e invierno de acuerdo a las ecuaciones [19].

Los resultados de las temperaturas superficiales Tse y Tsi, de la Tabla

2, corresponden a un flujo de calor unidimensional en estado estable

(FCUE) y pueden ser utilizadas para analizar los efectos relacionados con la transferencia de calor en el contacto de las probetas y la

estructura de soporte.

Tabla 2. Datos para la Ecuación [23] y valores de las temperaturas en superficies de

las probetas, para un FCUE en condiciones extremas.

30

Se consideran las temperaturas extremas ya que representan las

condiciones en la que más se ve afectado el flujo de calor a través de la probeta, por el efecto del contacto con la estructura de soporte, que

tiene diferente valor de k. Esta diferencia en los valores de la

conductividad térmica entre la probeta y la estructura provoca que el flujo de calor no se comporte de forma unidimensional en la interface y

en los bordes de la probeta y la estructura de soporte (figura 6).

La figura 6 muestra la sección vertical de una probeta de longitud

L, en contacto perimetral con la estructura de soporte. Se muestran las

condiciones de frontera que se utilizaron para realizar el análisis

bidimensional de la distribución de temperatura en ambos cuerpos, dichas condiciones son similares al utilizado para el FCUE e incluyen los

coeficientes de transferencia de calor y las temperaturas de diseño (tabla 2).

Figura 6. Condiciones para el análisis de distribución de temperatura y flujo de calor

en la interface probeta-estructura.

Se realizó el análisis de la distribución de la temperatura para 5

diferentes longitudes de probeta L: 0.1, 0.2, 0.3, 0.4 y 0.5m; en las

31

figuras 7 y 8 se muestran los resultados con datos para las condiciones

extremas de verano e invierno respectivamente, para tres longitudes L

de las probetas: 0.2, 0.3 y 0.4 metros, donde se detalla las isotermas

en un rango de temperatura entre 31°C y 37°C, para el verano, y entre 1°C y -5°C para el invierno. También se adiciona las temperaturas en

los nodos del centro de la probeta, y la línea roja sobre las probetas representa una desviación de 0.25°C en la superficie de la probeta con

respecto a las temperaturas para un FCUE calculadas en la Tabla 2.

La diferencia entre la temperatura calculada para flujo de calor unidimensional, y la temperatura de los nodos centrales en las

superficies de la probeta del análisis bi-dimensional, se debe al efecto del borde de la probeta en contacto con la estructura de soporte, y se

denota por Ei.

𝐸𝑖 ( 𝑇𝑠𝑒) = 𝑇𝑠𝑒 , 𝐹𝐶𝑈𝐸 − 𝑇𝑠𝑒 , 𝑛𝑜𝑑𝑜 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑙 [20]

𝐸𝑖 ( 𝑇𝑠𝑖) = 𝑇𝑠𝑖 , 𝐹𝐶𝑈𝐸 − 𝑇𝑠𝑖 , 𝑛𝑜𝑑𝑜 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑙 [21]

En la tabla 3 se muestra los resultados de las temperaturas en el

centro de las superficies de las probetas y los gradientes de temperatura, en esta tabla se puede comparar los valores para un FCUE

(longitud infinita de probeta) con los valores obtenidos con el análisis bi-dimensional para diferentes longitudes de probeta.

Figura 7. Distribución de temperatura para probetas con longitud L de 0.2, 0.3 y

0.4m, en condiciones de verano.

32

Figura 8. Distribución de temperatura para probetas con longitud L de 0.2, 0.3 y

0.4m, en condiciones de invierno.

Tabla 3. Resultados del cálculo de temperaturas (en °C) para un FCUE y en nodos

centrales de las superficies de probetas para diferente longitud de probeta L.

33

Los errores por el efecto del flujo de calor en la interface Ei pueden

ser graficados para cada longitud de probeta L, la gráfica 7 muestra los

resultados para las temperaturas de los nodos centrales en las superficies exterior e interior de la probeta calculadas con FETH para

distintos valores de L. Considerando un rango aceptable de 0.1°C,

que representa una exigencia mayor que la precisión de los termopares comunes. Estos resultados concluyen que para no tener un efecto

significativo en el flujo de calor por efecto de la interface, es recomendable tener probetas con longitudes mayores o iguales a 0.4 m.

Gráfica 7. Gráfica de errores Ei para temperaturas de nodos centrales en superficies

de probeta. Las líneas verdes representan el rango de 0.1°C.

III.2. Diseño y construcción de la caseta

La caseta experimental se debe construir con paredes y piso del

material de mayor aislamiento térmico disponible, con el fin de que el

flujo de calor en estos elementos sea el mínimo posible, y tenga efectos mínimos en el flujo de calor a través de las probetas entre el interior de

la caseta y el ambiente. El material seleccionado para la construcción de la caseta es un termopanel, que consiste de dos láminas de acero

galvanizado con un núcleo de espuma rígida de poliuretano, el panel tiene un espesor de 0.038 m (1.5 pulgadas) y un ancho efectivo de 1.1

m.

34

Un vez que se obtiene la longitud mínima para las probetas, la cual

resultó ser de 0.4 m, se procedió a realizar la planeación física de la caseta. Para el dimensionamiento de la caseta, primero se contemplo un

arreglo de 3 X 4 para colocar las 12 probetas en el techo, también se

consideró el tamaño de panel que será utilizado para las paredes, con el objetivo de hacer más eficiente el costo por la construcción, y tener una

menor generación de desperdicio, de modo que fue necesario construir una caseta para medición de probetas con 2 paneles por los lados E y

W, y 2.5 paneles por los lados N y S. De este modo se determinó una caseta de 2.75 X 2.20 metros, con espacios entre probetas de 0.23 a

0.25 metros; además se diseñó una caseta anexa para albergar parte de la instrumentación necesaria para la medición de temperaturas, la

cual tiene una medida de 1.10 X 2.20 metros (1 X 2 paneles), la figura 9 muestra la planta del diseño físico de la caseta.

En el techo de la caseta se perforaron 12 cuadros de 0.4 m, y se construyó un dispositivo con lamina de acero para el soporte de las

probetas, este dispositivo permite que las probetas pueden desplazarse verticalmente hasta 13 cm, esto con el objetivo de que las superficies

exteriores de las 12 probetas estén alineadas con la superficie exterior

del techo.

Figura 9. Vista en planta de la caseta experimental.

En la figura 10 se muestra el diseño en sección de la caseta, donde se observa la habitación en cuyo techo se colocaron las probetas

35

(izquierda) y la conducción de los termopares utilizados para la medición

de las temperaturas superficiales en las probetas. La habitación de la derecha permite el acceso hacia el interior y contiene los instrumentos

de medición y adquisición de datos. La estación meteorológica mostrada

se instaló finalmente en un edificio cercano, debido a la poca altura de la caseta. Para permitir la movilidad de la caseta, ésta se construyó sobre

una base metálica provista de ruedas. Debido a la movilidad de la caseta, el suministro eléctrico se hizo por medio de un cable de uso rudo de varios

metros de longitud.

Figura 10. Vista en sección de la caseta experimental.

La figura 11 muestra fotografías del exterior de la caseta, así como

de la estructura del techo, donde se pueden observar los espacios para

colocar las probetas.

La orientación de la caseta se hizo de modo que el techo presente una inclinación de 5° hacia el Sur, tratando que la radiación solar incida

de forma perpendicular durante los días de verano.

36

Figura 11. Caseta de experimentación, A) Vista al SE de la caseta, donde se observa

equipo de refrigeración, B) Vista al NW y el acceso a la caseta, C) Vista al

techo desde el interior mostrando los espacios para colocar las probetas, D)

Detalle de la estructura de fabricada para el soporte de las probetas.

III.3. Fabricación de probetas y aplicación de los

recubrimientos

Una vez dimensionadas las probetas, se construyeron 13 moldes a

base de una estructura de acero, para realizar el vaciado de forma simultánea, asegurando que todas las probetas tengan el mismo

proceso de fabricación, incluyendo el tiempo y las condiciones de

fraguado, 11 de estas 13 probetas fueron utilizadas para la medición en la caseta experimental, y dos fueron reservadas para realizar otro tipos

de pruebas, como la determinación de la conductividad térmica y la densidad.

Para la fabricación, se utilizó un producto cuya fórmula incluye además de la mezcla en seco de cemento, agregados pétreos y aditivos

para un fraguado rápido, el nombre comercial del producto es DINAMIX FR, y fue seleccionado ya que representa una mezcla homogénea, tanto

en la composición como tamaño de los agregados pétreos, lo cual se espera que el concreto resultante tenga una mayor similitud de sus

propiedades térmicas, así como la posibilidad de ser repetible para análisis posteriores, conservando las misma características que en estas

primeras pruebas.

37

Para la etapa de vaciado del cemento, se fabricaron moldes de

acero para asegurar una mayor precisión en las dimensiones finales de las probetas (figura 12 y figura 13-A).

La preparación de la mezcla se realizó con una revolvedora

mecánica (figura 13-B), y se utilizaron 12 sacos de 27.2 kg de cemento en seco y 5 litros de agua por saco para la fabricación de las 13

probetas. Según las especificaciones del producto, el concreto alcanza un porcentaje alto de la resistencia a la compresión (300 kg/cm2) a las

24 horas de fraguado, sin embargo el tiempo de fraguado que se utilizó para las probetas fue de 18 días, a los que posteriormente fueron

aplicados los recubrimientos.

Figura 12. Detalle del molde para el vaciado de las probetas.

Para tener una mayor resistencia en el concreto de las probetas,

estas fueron hidratadas durante 5 días después del vaciado de las mismas, con cuatro sesiones de regado por día.

Los moldes de acero fueron retirados a las 24 horas posteriores al vaciado de las probetas, las longitudes finales de los lados de las

probetas tuvieron un promedio de 0.387 metros, dejando 0.013 metros aproximadamente de espacio para la estructura de soporte (figura 13-

C), y un espesor aproximado de probeta de 0.07 metros.

38

Figura 13. Proceso de fabricación de las probetas, A) Molde de acero, con un lado

despegable, B) Mezclado por medio de revolvedora mecánica, C) Vaciado del

concreto en los moldes, D) Aspecto final de las probetas durante el fraguado

del concreto.

Para la aplicación de los recubrimientos en las probetas, primero fue necesario instalar los termopares de la superficie exterior, puesto

que es necesario conocer la temperatura entre la probeta de concreto y el recubrimiento, el primer paso fue realizar un orificio en una esquina

de la probeta para pasar el cable del termopar hacia al lado que da al interior de la caseta (figura 14-A), y posteriormente se adhirió la punta

del termopar al centro geométrico de la probeta con una cinta de aluminio, de aproximadamente 2 X 4 centímetros, posteriormente se

adhirió todo el cable con una cinta de papel (figura 14-B), la cinta de aluminio permite conducir más rápido el calor, de modo que la lectura

del termopar represente un mayor área del centro de la probeta. La

cinta de papel ayudo a inmovilizar el cable durante la aplicación de los recubrimientos (figura 14-C), instalación de la probeta en la caseta, y

medición de las temperaturas.

39

Figura 14. Aplicación de los recubrimientos en las probetas, A) Centro de la probeta y

punta del termopar para instalar, B) Termopar instalado adherido con cintas de

aluminio y de papel, C) Aplicación del recubrimiento, D) Probeta con pintura

acrílica blanca aplicada (terminada), y dos probetas con adhesivo para instalar

los aislantes de poliestireno expandido.

III.4. Descripción de los materiales probados

Los recubrimientos para techos analizados fueron seleccionados por la empresa privada que solicitó el experimento, e incluyen tres tipos de

materiales termoaislantes ampliamente utilizados en la construcción: el poliestireno expandido, el poliuretano espumado así como

impermeabilizantes acrílicos. Estos materiales fueron comparados con

nuevos productos desarrollados por una empresa, como una nueva generación de pinturas acrílicas que poseen una mayor resistencia

térmica con respecto a los impermeabilizantes acrílicos convencionales, un pasta acrílica, un nuevo material aislante denominado polinsulate, y

un probeta fabricada con concreto aligerado por medio de la formación de vesículas.

También se analizó una probeta sin recubrimiento para ser considerada como referencia, para de esta forma poder comparar el

calor ganado o perdido con respecto a los recubrimientos analizados, así como para comparar el concreto convencional, con el nuevo concreto

40

desarrollado por la empresa. Las 12 probetas que fueron preparadas

para la experimentación son listadas en la tabla 4.

Tabla 4. Lista de probetas con los recubrimientos analizados.

Aunque no es el objetivo de este trabajo determinar las propiedades térmicas de los materiales utilizados para recubrir las

probetas, es importante conocer estas propiedades para el análisis de los resultados finales, en la tabla 5 se enlistan los materiales utilizados y

algunas propiedades térmicas que fueron tomadas de diversas referencias.

Los datos de la conductividad térmica para el concreto y el concreto aligerado con Arkel de esta tabla, fueron los utilizados para el cálculo del

flujo de calor.

PROBETA DESCRIPCIÓN

1 Sin recubrimiento

2 Impermeabilizante acrílico celular blanco @ 1.5 L/m2

3 Impermeabilizante acrílico celular blanco @ 3.0 L/m2

4Poliuretano espumado de 1 “ de espesor + Impermeabilizante

acrílico rojo @ 1 L/m2

5Placa de Poliestireno de 1 “ de espesor + Impermeabilizante acrílico

rojo @ 1 L/m2

6Placa de Poliestireno de 1 “ de espesor + Impermeabilizante acrílico

celular blanco @ 1.5 L/m2

7 Pasta texturizada acrílica celular blanca @ 2.0 L/m2

8Polinsulate (Aislante no tejido espumado) de ½” +

Impermeabilizante acrílico celular blanco @ 1.5 L/m2

9 Impermeabilizante acrílico blanco @ 1.0 L/m2

10 Impermeabilizante acrílico rojo @ 1.0 L/m2

11 Impermeabilizante acrílico celular rojo @ 1.5 L/m2

12Concreto aligerado con Arkel densidad 1.2 (Conductividad térmica =

0.18 W/m·K)

41

Tabla 5. Propiedades Térmicas de Materiales Probados.

Las pinturas acrílicas celulares consisten en que se adicionan microesferas poliméricas a la pintura acrílica normal, modificando su

densidad y conductividad térmica, la gráfica 8 muestra una comparación entre las pinturas acrílicas convencionales y las acrílicas celulares donde

se puede observar una correlación directa entre estas dos propiedades.

Gráfica 8. Densidad vs Conductividad Térmica para Acrílicos Convencionales y

Celulares.

Conductividad

TérmicaDensidad

Reflectancia

Solar

Emitancia

Infrarroja

k (W m-1

K-1)

(kg m-3

) ρ ε

Pintura Acrílica Blanca 0.12* 1290* 0.8** 0.91**

Pintura Acrílica Roja 0.49&

0.9&

Pintura Acrílica Celular Blanca 0.0612* 471.26* 0.84** 0.88**

Pintura Acrílica Celular Roja

Poliestireno Expandido 0.0302* 30.45*

Poliuretano Espumado 0.0215* 31.32*

Concreto 1.65ξ 2200ξ

Concreto Aligerado con Arkel 0.18Ѱ

1200Ѱ

* Pagina de ONNCCE (http://www.onncce.org.mx/, accesado Junio 19, 2011)

**Evaluados por PROINSA en el laboratorio PRI Construction Materials Technologies de acuerdo a las normas ASTM C1549 y C1371 & Promedio de 5 pinturas de la pagina de CRRC (http://www.coolroofs.org/index.html, accesado Junio 19, 2011) ξ Valores según la Norma NMC-C-460-ONNCCE-2009Ѱ Evaludos por PROINSA

Material

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Co

md

uct

ivid

ad T

érm

ica

( W

/m·

C )

Densidad ( Kg/m³ )

Conductividad Térmica vs Densidadpara Algunos Recubrimientos Comerciales .

Acrílicos Convencionales

Acrílicos con Microesferas

42

Por otra parte, se tienen los datos de la reflectancia solar y

emitancia infrarroja de las dos pinturas blancas, la acrílica celular muestra un incremento de 0.04 en la reflectancia solar con respecto a la

pintura convencional, mientras que se reporta una mayor emitancia

infrarroja para la pintura normal (Tabla 5); sin embargo, no hay una diferencia muy significativa si se compara con otras pinturas blancas, la

gráfica 9 muestra los valores de reflectancia solar contra emitancia infrarroja de una serie de pinturas acrílicas de diversos colores, estos

datos fueron tomados de la pagina web del Coof Roof Rating Counsil (CRRC), que es un organismo de Estado Unidos encargado de evaluar

las propiedades térmicas-ópticas de materiales para techos.

Gráfica 9. Comparación de emisividad y reflectividad estandarizadas de las pinturas

acrílicas evaluadas en este trabajo, con pinturas acrílicas de diversos colores.

III.5. Instrumentación de la caseta

El equipamiento de la caseta, incluye la electrificación con una línea

de 220 voltios, iluminación, un sistema de aire acondicionado para mantener un rango de temperatura en el interior de la caseta, así como

un sistema de medición de las temperaturas que incluye un par de termopares para cada probeta, tres termopares para la medición de la

temperatura interior, un termopar para medir la temperatura exterior, un adquiridor de datos, y un sistema de computo para el

almacenamiento de los datos. También fueron utilizados los datos de

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

Emit

anci

a

Reflectancia

Gráfico de Emitancia vs Reflectancia para varios Recubrimientos Acrílicos para Techo Separados por Color.

Amarrillo

Azul

Blanco

Acrílico Blanco Celular

Acrílico Blanco Normal

Café

Gris

Naranja

Negro

Rojo

43

una estación meteorológica instalada en el CIMAV, para conocer datos

como temperatura exterior e irradiación solar.

Sistema de aire acondicionado

Se utilizó un sistema de acondicionamiento de aire para mantener

las condiciones del interior de la caseta lo más constantes posible.

El equipo instalado para la climatización artificial consiste de un

minisplit con una capacidad de enfriamiento de 12,000 Btu/h, una capacidad de calefacción de 13,500 Btu/h con un suministro de energía

de 220 V. Este sistema es suficiente para mantener condiciones de temperatura en el rango de confort utilizado en viviendas reales.

El sistema cuenta con un termostato digital para controlar la temperatura del aire a un valor promedio establecido por el usuario.

Figura 15. Instrumentación de la Caseta Experimental, A) Maquina soldadora para

preparación de termopares, B) Estación Meteorológica Portátil utilizada en el

experimento, C) Instalación de adquiridor de datos conectados a los

termopares (cables azules), D) Detalle de una probeta desde el interior de la

caseta, mostrando la conexión del termopar.

44

Sistema de medición de temperaturas

Este sistema incluye 28 termopares tipo T (cobre-constantano) con longitudes del cable que varían desde los 2.4 hasta 4.7 metros, con

estos termopares se midieron las 24 temperaturas de las superficies

interiores y exteriores de las 12 probetas de concreto que fueron analizadas, también se utilizaron 3 termopares para medir la

temperatura en diversos puntos del interior de la caseta, y un termopar fue utilizado para medir la temperatura ambiental a la sombra.

Los termopares fueron preparados con una maquina soldadora modelo KULP-L_WELD II de la marca Burrell Scientific Inc (figura 15-A).

El funcionamiento de los termopares está basado en el llamado Efecto Seebeck, que consiste en la generación de un voltaje en ciertos

conductores eléctricos cuando las temperaturas de sus extremos son diferentes entre sí, diferentes materiales generan diferentes voltajes.

Utilizando dos cables de diferentes materiales, y uniendo un extremo de cada uno con el del otro, se puede conocer la temperatura de la unión

midiendo el voltaje generado y la temperatura del otro extremo.

Sistema de adquisición y almacenamiento de datos

Para la conversión de la señal analógica de los termopares se utilizó

un sistema de adquisición de datos modelo Agilent 34970A, al cual se le adicionaron con dos tarjetas de multiplexoras 34901A de 20 canales

cada una para la conexión de los termopares (figura 15-C).

Las tarjetas multiplexoras cuentan con un sistema de medición

interno de la temperatura del bloque de conexiones muy preciso, que sirve de temperatura de referencia para los termopares conectados al

mismo.

Para el almacenamiento de los datos se utilizó una computadora

personal, en la cual se instaló el software necesario para procesar y almacenar los datos generados por el sistema de adquisición.

Las mediciones se realizaron en intervalos de dos minutos, durante tres periodos de 7 días cada uno.

Estación meteorológica portátil

Los datos climáticos se obtuvieron con una estación meteorológica

inalámbrica Davis modelo Vantage Pro2, con esta estación se obtuvieron

medidas de la temperatura ambiental, irradiación solar, presión barométrica, humedad, precipitación pluvial, velocidad y dirección del

45

viento entre otros datos climáticos, los cuales fueron almacenados en

una computadora personal. El intervalo de las mediciones fue de 15 minutos, esta estación mide las condiciones climáticas de forma

permanente, por lo que se decidió no modificar el intervalo de tiempo en

las mediciones.

III.6. Determinación del flujo de calor

Existen dos distinciones de entre los métodos para determinar el flujo de calor, considerando un flujo de calor estacionario, o bien

considerándolo en estado no estacionario. El primer caso resulta en métodos muy prácticos, pero con una menor precisión ya que realmente

las condiciones ambientales varían con el tiempo.

Considerando los balances del flujo de calor en techos (ecuaciones

[16] y [17]), y las dificultades para evaluar los flujos térmicos por radiación y convección tanto en la parte exterior, como en la parte

interior del techo, la determinación del flujo conductivo a través de la losa resulta el más conveniente.

Para un flujo estacionario, la metodología que se puede aplicar es considerar mediciones en intervalo de tiempos relativamente pequeños,

y aplicar la ecuación de la conducción de calor (Tabla 1) directamente:

𝑄 𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 = 𝑘𝐴 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖−𝑇𝑠𝑖 ,𝑖

𝑑 [22]

Donde 𝑄 𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 es el flujo de calor para el instante i en W, k es la

conductividad térmica (W m-1 °C-1), A es el área de la pared plana

expuesta al flujo de calor (m-2), d el espesor de la pared plana (m), 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 la

temperatura de la superficie exterior (°C), 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖 es la temperatura de la

superficie interior (°C), si se considera un unidad unitaria del área,

puede establecerse el flux de calor 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑑 , dado en W m-2, mediante la

siguiente relación:

𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 = 𝑘 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖−𝑇𝑠𝑖 ,𝑖

𝑑 [23]

𝑄 𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 , 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖, 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖 y 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 corresponden exclusivamente al intervalo de

tiempo i, y el error que se representa este cálculo, con respecto al

estado no estacionario, es por el almacenamiento de calor en la probeta, minimizando el tamaño del intervalo de tiempo, el error por utilizar este

procedimiento disminuye significativamente.

Considerando que la conductividad térmica k, y el espesor d son

similares en todas las probetas, entonces el flux de calor para el

46

instante i puede ser graficado contra el tiempo, y de esta forma analizar

la variación de 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 durante el día. De acuerdo a la ecuación [23],

cuando 𝑞´𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 es positivo entonces se considera un flujo de calor hacia

el interior de la caseta, y si es negativo el flujo térmico será hacia el

exterior de caseta. Multiplicando el flux de calor instantáneo 𝑞"𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 por

el intervalo de tiempo (Δt, en s) de las mediciones, se obtiene una

buena aproximación del calor transferido 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 en el instante i y sus

unidades corresponden al joule (J). Para el cálculo del calor ganado

durante un día, se puede realizar una integración numérica, sumando el

calor ganado en cada intervalo de tiempo, considerando solo los gradientes 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖 positivos.

𝑄𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑔𝑎𝑛𝑎𝑑𝑜 =𝑘

𝑑𝛥𝑡 (𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖)

𝑛𝑖=1 𝐶𝑢𝑎𝑛𝑑𝑜 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖 > 0 [24]

De igual forma se puede considerar la formulación para obtener el

calor perdido por día considerando solo los gradientes 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖

negativos.

𝑄𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑜 =𝑘

𝑑𝛥𝑡 (𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖)

𝑛

𝑖=1

𝐶𝑢𝑎𝑛𝑑𝑜 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖 < 0 [25]

Siendo n el número de intervalos en el día, el cual está en función

del intervalo de tiempo (Δt, en s) seleccionado.

𝑛 =43,200

𝛥𝑡

Debido a las grandes cantidades de las unidades de energía que resultan, se opta por expresar las cantidades de calor ganado y calor

perdido en MJ (megajoules) por día. Las figuras 16 y 17 muestran de

manera esquemática la metodología seleccionada.

47

Figura 16. Diagrama esquemático de una probeta mostrando las temperaturas que

fueron medidas.

Figura 17. Representación gráfica de la metodología para obtener el flux de calor en

el instante i (q´cond,i), calor transferido en el instante i (Qcond,i); el área naranja

corresponde al calor ganado durante el día, y el área azul representa el calor

perdido.

48

III.7. Pruebas pre-operacionales y propagación del error

Las mediciones se realizaron en intervalos de 2 minutos por tres semanas: del 10 al 16 de Octubre, de 22 al 28 de Octubre, y del 29 de

Octubre al 4 de Noviembre. Previo a estas mediciones se realizo algunas

pruebas para conocer la incertidumbre en las lecturas de temperaturas tomadas en las superficies de las probetas, así como la variación en los

espesores de las probetas.

Antes de aplicar los recubrimientos, se compararon algunas

mediciones de los 12 termopares que serían aplicados en la parte superior de las probetas (para medir Tse), se tomaron tres lecturas para

cada termopar en un recipiente con agua y hielo, simultáneamente se

tomaron lecturas con un termopar tipo K, estas pruebas indicaron un rango máximo de precisión de 0.2°C, definido por la diferencia de la

lectura máxima menos la lectura mínima, y una desviación máxima con respecto a los termopares tipo K de +0.04°C.

Una prueba similar se realizó para los termopares de las superficies interiores, utilizados para medir las lecturas Tsi y Ti, tomando 6

repeticiones en agua a temperatura ambiente, y se compararon con la

lectura del termopar K. En la gráfica 10 aparecen los resultados obtenidos en esta prueba, donde se muestran los valores promedios, el

valor máximo y el valor mínimo para cada termopar, el mayor rango de precisión es 0.23°C (valor máximo menos valor mínimo) corresponde al

termopar de la probeta 8, mientras que la máxima desviación con

respecto al termopar K se presentó en el termopar 9 con un valor de +0.23°C (diferencia entre el promedio de lecturas en el termopar y la

lectura del termopar K).

49

Gráfica 10. Valores máximos, valores mínimos y promedios (círculos azules) de

las 6 repeticiones para cada termopar, comparando con el valor del termopar

K (línea roja).

Para conocer la variación en el espesor de las probetas, se tomaron

6 lecturas para cada una de las probetas, obteniéndose un promedio general de 73.8 mm, el cual fue utilizado como el valor de espesor “d” en el cálculo del flux de calor (ecuación [23]). El mayor rango en el

espesor se obtuvo en la probeta 12 (5.69 mm) y la mayor desviación con respecto al promedio general se presentó en la probeta 9 con +2.6

mm (gráfica 11).

27.5

27.6

27.7

27.8

27.9

28

28.1

28.2

28.3

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Tem

pe

ratu

ra (

C

)

Numero de Termopar

27.86 C (Termpar K)

50

Gráfica 11. Valores máximos, valores mínimos y promedios (círculos rojos) de las 6

repeticiones en la medición del espesor para cada probeta, comparando con el

promedio general (línea azul).

Para determinar la incertidumbre en las temperaturas superficiales

de las probetas y en el espesor de las mismas, se utilizó la metodología descrita por Wheeler y Ganji (1992), y se consideró tanto el error de

precisión como el error por exactitud.

El límite de precisión Pi se estimó utilizando el estadístico t:

𝑃𝑖 = 𝑡𝑆𝑥

El valor de t se determinó con grados de libertad igual a 5 y un

intervalo de confianza de 95%, ya que en ambos casos, espesor y temperatura, el tamaño de las muestras fue de n=6.

El límite de exactitud B se definió como la diferencia entre el promedio de las 6 repeticiones para cada probeta menos un valor de

referencia, en el caso de las temperaturas el valor de referencia es la lectura del termopar K (que cuenta con una mejor calibración), y para

los espesores el valor de referencia es el promedio general.

La incertidumbre w combina tanto el límite de precisión Pi como el

límite de exactitud B, mediante la raíz de la suma de cuadrados.

66.0

68.0

70.0

72.0

74.0

76.0

78.0

80.0

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Esp

eso

r (m

m)

Probeta No.

Espesor promedio = 73.8 mm

51

𝑤 = (𝐵2 + 𝑃𝑖2)

Las tablas 6 y 7 muestran los valores de incertidumbre wTsi y wd

para la temperatura de la superficie interior Tsi y el espesor de la probeta

d. Para la conductividad térmica se tomó una incertidumbre wk de ±0.005 W m-1 K-1, de acuerdo a la incertidumbre reportada por el

laboratorio del CENAM para el aparato de placa caliente, método por el

cual se determinó la conductividad térmica del concreto.

Tabla 6. Valores de los límites de precisión Pi y de exactitud B, e incertidumbre para la temperatura de la superficie interior Tsi (valores en °C).

Tabla 7. Valores de los límites de precisión Pi y de exactitud B, e incertidumbre para el espesor de probeta “d” (valores en mm).

Termopar PromedioDesviación

EstándarP i B w Tsi

101 (C) 27.821 0.030 0.078 -0.038 0.062

102 (C) 27.972 0.082 0.210 0.114 0.182

103 (C) 27.857 0.023 0.060 -0.001 0.024

104 (C) 27.952 0.080 0.205 0.094 0.157

105 (C) 27.951 0.045 0.115 0.093 0.139

106 (C) 28.030 0.056 0.143 0.171 0.249

107 (C) 27.968 0.048 0.123 0.110 0.163

108 (C) 28.070 0.080 0.205 0.211 0.310

109 (C) 28.085 0.043 0.112 0.226 0.323

110 (C) 27.887 0.055 0.142 0.029 0.071

111 (C) 27.970 0.050 0.128 0.111 0.166

112 (C) 28.061 0.058 0.150 0.202 0.292

Probeta PromedioDesviación

EstándarPi B w d

1 75.2 1.9 4.8 1.4 5.0

2 71.9 1.4 3.5 -1.9 4.0

3 74.6 1.3 3.2 0.8 3.3

4 73.1 0.5 1.3 -0.7 1.5

5 74.3 1.4 3.5 0.5 3.6

6 73.5 1.2 3.2 -0.3 3.2

7 73.5 2.0 5.2 -0.3 5.2

8 72.9 0.9 2.3 -0.9 2.4

9 76.3 1.4 3.7 2.6 4.5

10 73.4 1.3 3.4 -0.4 3.4

11 73.1 0.9 2.3 -0.7 2.4

12 73.5 2.0 5.0 -0.2 5.0

52

Para conocer la incertidumbre en el flux de calor, se utiliza la

ecuación [23] para determinar la propagación del error.

𝑞"𝑐𝑜𝑛𝑑 ,𝑖 = 𝑘 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖

𝑑 [23]

De la ecuación [23], se puede establecer la formulación para la incertidumbre del flux de calor q´cond,i expresada como wq´ :

𝑤𝑞´ = 𝜕𝑞´

𝜕𝑘𝑤𝑘

2

+ 𝜕𝑞´

𝜕𝑇𝑠𝑒 ,𝑖𝑤𝑇𝑠𝑒 ,𝑖

2

+ 𝜕𝑞´

𝜕𝑇𝑠𝑖 ,𝑖𝑤𝑇𝑠𝑖 ,𝑖

2

+ 𝜕𝑞´

𝜕𝑑𝑤𝑑

2

1/2

[26]

Al sumar y restar esta incertidumbre al flux de calor en cada

intervalo, se pueden obtener dos curvas que delimita la precisión del prototipo de acuerdo a la metodología utilizada para propagar el error

(gráfica 12).

Gráfica 12. Curvas de incertidumbre para el flux de calor, octubre 10, probeta 10.

La integración de ambas curvas determina los rangos de incertidumbre en las ganancias y pérdidas de calor, los cuales se

reportan en el capítulo de “Resultados”.

53

IV. RESULTADOS

IV.1. Datos climáticos durante las pruebas realizadas

Como primer paso de la descripción de los resultados, se analizan los datos climáticos obtenidos con la estación meteorológica, para

exponer las condiciones ambientales durante las cuales se realizaron las pruebas experimentales, las cuales se llevaron a cabo durante los meses

de octubre y noviembre del 2010, en las instalaciones del CIMAV, ubicadas en la parte norte de la ciudad de Chihuahua, Chih. Los datos

que se incluyen corresponden a la temperatura ambiental, la irradiación solar, humedad relativa y velocidad del viento; se asume que estas

variables ambientales afectan significativamente a la transferencia de

calor entre el ambiente, la envolvente de la caseta (incluyendo las probetas) y el interior de la misma.

La gráfica 13 muestra las temperaturas del aire exterior mínimas, máximas y promedios por día de las tres semanas en las cuales se

llevaron a cabo las pruebas experimentales, durante este periodo se presentaron temperaturas promedio que fluctuaron entre los 14 y 21°C,

la temperatura máxima se presentó el 26 de Octubre (31.8°C), mientras

que la mínima temperatura fue de 6.1°C registrada el día 3 de

Noviembre, también se presenta la temperatura promedio entre las 8:00 y 19:00 horas la cual fue superior a la temperatura del aire interior

de la caseta, excepto para los últimos tres días. Considerando que el aire interior se mantuvo en un promedio de 19°C, en la gráfica 20 se

puede observar que durante los días de pruebas, se presentaron

gradientes de temperaturas positivos durante la mañana y negativos

durante la noche, con lo que se permitió observar el comportamiento de los recubrimientos para ganancias y pérdidas de calor de la caseta con

respecto al ambiente.

54

Gráfica 13. Variación diaria de la temperatura ambiental (a la sombra)).

Para el caso de la irradiación solar, se presenta en la gráfica 14 la irradiación solar máxima tomada directamente como la lectura mayor de

la estación meteorológica por día, y la insolación diaria corresponde a la energía ganada por la radiación solar expresada en MJ/m², y es

calculada como una sumatoria de la irradiación solar multiplicada por el

intervalo de tiempo (900 s) y realizando la suma por día. De esta forma se observa que la irradiación máxima fluctuó en 775 y 920 W/m²,

mientras que la insolación se mantuvo entre los 12.7 y 20.5 MJ/m².

55

Gráfica 14. Valores máximos, valores mínimos y promedios (círculos azules) de las 6

repeticiones para cada termopar, comparando con el valor del termopar K

(línea roja).

La humedad relativa se presento con un promedio entre los 30 y

50%, los máximos estuvieron entre 45 y 70%, mientras que la humedad relativa mínima registró valores entre 15 y 35% (gráfica 15).

La velocidad del viento promedio varío entre los 0.4 a 4.7 km/h,

mientras que los máximos presentaron un mayor rango de 3.2 a 19.3 km/h; en la mayor parte de los días, el promedio de la velocidad del

viento diurna (8:00-19:00 horas) fue mayor que el promedio diario (gráfica 16).

56

Gráfica 15. Variación por día de la Humedad Relativa.

Gráfica 16. Variación diaria de la velocidad del viento.

57

En las cuatro gráficas anteriores se observa que la primera semana

(Octubre 10 a Octubre 16) tuvo una menor variación en los datos climáticos que las últimas dos semanas, al mismo tiempo que se

observa una disminución progresiva de la temperatura ambiental, la

irradiación solar y la humedad relativa.

La gráfica 17 muestra estas cuatro variables para un día soleado

típico de las tres semanas de prueba, en el patrón característico la irradiación solar presenta una forma de campana con su punto mayor

alrededor de las 13:00 horas, iniciando a las 7:00 horas y finalizando a las 19:00 horas, aproximadamente. Mientras que la temperatura del

aire externo alcanza su máximo entre las 15:00 y las 17:00 horas, y las temperaturas mínimas se presentan entre las 6:00 y 7:00 horas.

Para la humedad relativa, los máximos se presentaron entre las 4:00 y las 9:00 horas (50-70%), disminuyendo entre las 13:00 y 17:00

horas (15-30%). La velocidad del viento se incrementó generalmente entre 13:00 y las 17:00 horas, comportándose de manera inversa a la

humedad relativa y de forma similar a la temperatura ambiental.

Gráfica 17. Variación de las variables climáticas en un día soleado.

58

IV.2. Gráficas de temperaturas

Los primeros resultados de la caseta experimental fueron, las temperaturas en las superficies superior e inferior del centro geométrico

de cada probeta. De manera simultánea se midió la temperatura en 3

puntos distintos del aire interior de la caseta, y se promedió para obtener un valor único representativo. Así mismo se midió la

temperatura del aire exterior a la caseta en un compartimiento protegido de la radiación solar.

Las gráficas de temperaturas presentan los siguientes datos:

Línea azul cielo: Irradiación solar incidente sobre las

probetas, en W/m2. Línea azul rey: Temperatura del aire exterior (Te), en °C.

Línea roja: Temperatura del aire interior de la caseta, valor promedio de 3 puntos medidos (Ti), en °C.

Línea verde: Temperatura de la superficie exterior de la probeta de concreto (Tse), en °C.

Línea Morada: Temperatura de la superficie interior de la probeta de concreto, (Tsi), en °C.

Estas gráficas fueron de utilidad para la interpretación de los factores que afectan los gradientes de temperaturas entre las superficies

externa e interna de las probetas, dichos gradientes están relacionados directamente con el flujo de calor.

Afectación de las variables climáticas en las temperaturas superficiales

En las gráficas de temperaturas se puede observar el efecto de la irradiación solar sobre la temperatura del aire externo (Te), y a su vez

sobre la temperatura de la superficie exterior de la probeta (Tse). En general se presentaron tres tipos de condiciones, los cuales se muestran

en las gráficas 18 a 20; días totalmente soleados, como es el caso del 10 de Octubre, días nublados representados por el 22 de Octubre, y días

soleados por la mañana y nublados por la tarde, cuyo día tomado como referencia es el 13 de Octubre, los días soleados prevalecieron durante

el periodo de pruebas.

Por otra parte, la temperatura del aire interior (Ti) estuvo controlada mediante el termostato del equipo de aire acondicionado para mantenerse en los 19°C, presentándose oscilaciones de ±2°C de

ese valor durante los periodos diurnos (periodos de refrigeración) y de

59

±5°C durante la noche (periodos de calefacción), debido a los ciclos de

operación del sistema de acondicionamiento.

Las gráficas 18 a 20 corresponden a la probeta 1, y en ellas se

puede observar cómo afecta la irradiación solar y la temperatura exterior a las temperaturas de las superficiales de esta probeta, de

modo que el gradiente de estas dos últimas variables queda afectado por las variables climáticas.

Gráfica 18. Comparación de Temperaturas en un día soleado, probeta 1, octubre 10.

60

Gráfica 19. Comparación de Temperaturas en un día nublado, probeta 1, octubre 10.

Gráfica 20. Comparación de Temperaturas en un día con nublados por la tarde.

61

Coeficiente de transferencia de calor por convección en el

interior de la caseta.

Antes de iniciar el análisis del efecto de los recubrimientos sobre las

temperaturas superficiales de las probetas y por tanto del flujo de calor,

se procedió a verificar las condiciones de transferencia de calor en el interior de la caseta. Recordando que propósito principal de utilizar una

caseta experimental fue el tratar de mantener exactamente las mismas condiciones ambientales en el exterior y en el interior de la misma para

todas las probetas.

Las condiciones en la superficie exterior del techo pueden asumirse

similares si se considera que todas las probetas se colocaron exactamente al ras de la superficie del techo, la radiación solar incidente

fue idéntica para todas al no haber sombras actuando sobre la caseta (y estar todas iluminadas por el mismo sol), y siendo las condiciones de

viento similares.

Para las condiciones interiores, sin embargo, se observó que

algunas de las lecturas de temperatura obtenidas en la cara interior de las probetas (Tsi), presentaban diferencias no esperadas entre algunas

probetas, solo atribuibles a variaciones en el coeficiente de transferencia

de calor convectivo (hi) existente en la parte inferior de cada una de las

probetas.

Una anomalía que se observa en algunas gráficas de temperaturas,

es que los gradientes de las temperaturas superficiales de las probetas (Tse-Tsi), no presentan una variación uniforme con respecto con la

magnitud de temperatura de la superficie externa (Tse), un ejemplo se

puede observarse en graficas de temperaturas para las probetas 1 y 11 (gráfica 21).

Gráfica 21. Comparación de Temperaturas entre las probetas 1 y 11 del día octubre

10, 2010.

62

Si se supone que las probetas de concreto tiene el mismo valor de

conductividad térmica, y que las condiciones de transferencia de calor hacia el interior de la caseta son las mismas para todas las probetas,

entonces en el caso de las probetas que presentan un comportamiento

muy similar en la temperatura de la superficie externa (Tse), como es el

caso de las probetas 1 y 11, deberían presentar valores muy similares

en su Tsi; sin embargo, en la gráfica 22 se puede notar como difiere significativamente este valor, resultando en un gradiente térmico (Tse-

Tsi) menor para la probeta 1 que la probeta 11.

Gráfica 22. Variación de la Temperatura Tsi en las probetas 1 y 11, octubre 10, 2010.

Se reconoció que la variación en las temperaturas de las caras interiores de las probetas (Tsi) denotaba la existencia de diferencias en

los valores de los coeficientes de transferencia de calor convectivos

locales (hi) en los puntos de medición de esas temperaturas. La razón

por la cual se tenían variaciones en los hi de cada probeta es atribuible a

la existencia de diferentes valores de velocidad del aire en el centro de

cada probeta, recordando que dicho coeficiente hi es función del número de Reynolds y del de Prandtl únicamente, y en el experimento

únicamente el número de Reynolds puede cambiar, debido precisamente

63

a cambios en la velocidad del aire interior en la vecindad cercana a cada

probeta.

Esto resulta inevitable debido a la geometría misma de la caseta, la

presencia de paredes, lámpara y el mismo aparato de enfriamiento.

Además se tiene que la posición de la superficie interior de cada probeta, dentro de la estructura de sujeción, es dependiente del espesor

total de la probeta (incluyendo su recubrimiento) y por ello diferente en varias de ellas. Lo anterior provoca patrones de flujos diferentes en cada

probeta y consecuentemente valores de hi diferentes, e imposibles de corregirse para hacerlos exactamente iguales, como se requeriría para

tener condiciones de transferencia de calor idénticas en todas las probetas.

Una forma de conocer las condiciones del flujo térmico en el interior de la caseta, es calcular el coeficiente “instantáneo” de transferencia de

calor por convección, asumiendo un estado estacionario y que el flujo de calor radiativo entre la superficie interna de la probeta y las paredes

internas de la caseta es despreciable.

De esta forma se puede considerar que el flujo de calor por

conducción en la probeta es igual al flujo de calor por convección de la

superficie interior de la probeta al aire interior para el instante i.

𝑄 𝑖 =𝑘𝐴 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖

𝑑 [27]

𝑄 𝑖 = ℎ𝑖𝐴 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖 − 𝑇𝑖 ,𝑖 [28]

Donde 𝑄 𝑖 es el flujo de calor, k es la conductividad térmica, As el

área superficial, Tse,i la temperatura de la superficie externa, Tsi,i la

temperatura de la superficie interna, d el espesor de la probeta, hi es el

coeficiente de transferencia de calor por convección hacia el interior de

la caseta, y Ti,i es la temperatura del aire interior, debido a que la

temperatura Ti fluctúa en un rango muy definido, se tomó el promedio

diario para evitar una mayor variabilidad en el cálculo del coeficiente hi.

De las ecuaciones [27] y [28] podemos despejar h en función de

Tse, Tsi y Ti

ℎ𝑖 =𝑘 𝑇𝑠𝑒 ,𝑖 − 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖

𝑑 𝑇𝑠𝑖 ,𝑖 − 𝑇𝑖 ,𝑖 [29]

Con la ecuación [29] puede ser calculado el coeficiente hi, en la

gráfica 23 se observa las curvas con los valores de hi para las probetas 1

64

y 11, presentando una gran variabilidad cuando los gradientes Tse-Tsi y

Tsi-Ti tienen valores muy pequeños, en esto casos la incertidumbre en las

mediciones de las temperaturas es mucho mayor a los valores de estos gradientes, y al ser h un cociente de los gradientes, cuando Tsi-Ti se

acerca al cero los valores de hi tiende al infinito; sin embargo, durante

el periodo de las 13:00 a las 16:00 horas, se presentan los mayores gradientes de temperatura y prevalece, durante todos los días y en

todas las probetas, el flujo de calor hacia el interior de la caseta, por lo que se considero este periodo para calcular un coeficiente ℎ promedio

representativo de cada probeta. En esta misma gráfica puede notarse

como el valor del coeficiente h es mayor para la probeta 11 que para la

probeta 1.

Gráfica 23. Comparación de los coeficientes hi para las probetas 1 y 11.

La figura 18 muestra esquemáticamente la distribución física de las probetas en el techo de la caseta, y mediante colores los promedios de

hi alcanzados durante la semana completa de experimentación del 10 al

16 de octubre de 2010. Como puede apreciarse existe un cierto agrupamiento por zonas en cuanto a los valores medidos de hi.

65

Figura 18. Comparación de los coeficientes hi promediados durante la primera

semana de mediciones.

La gráfica 24 muestra la distribución estadística de valores de todos

los promedios diarios de hi, para todas las probetas y todos los días en

que se tuvieron mediciones. Como puede observarse, en algunas probetas se tienen variaciones de hasta 10 puntos en el valor del

coeficiente de transferencia de calor por convección, como por ejemplo en la probeta 3, mientras que en la probeta 6 solo se observa una

variación total de aproximadamente 2.5 puntos.

66

Gráfica 24. Comparación de los coeficientes hi (promedios por día) de las 12

probetas.

Para poner en contexto las variaciones encontradas en hi, es

conveniente recordar que valores típicos de h pueden ser entre 2 y 25 W m-2

K-1, para convección libre, y entre 25 y 250 W m-2

K-1, para el caso

de convección forzada en gases. Considerando que en la caseta experimental se tenían funcionando dos ventiladores, uno intermitente

del sistema de climatización, y otro continuo, utilizado para mantener el

aire bien mezclado y garantizar la homogeneidad de la temperatura interna, entonces las variaciones en h resultan de pequeñas variaciones

locales en la velocidad del aire bajo las probetas.

Una vez definido el valor del coeficiente convectivo interior promedio como ℎ 𝑖 = 11.58 W/m²·°C, se procedió a corregir los valores de

las temperaturas Tsi de todas las probetas, para todas las lecturas

obtenidas. Para ello se utilizó la ecuación [30], sustituyendo ahora el

coeficiente convectivo promedio ℎ 𝑖 y despejando Tsi:

𝑇𝑠𝑖 ,𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑒 =𝑘𝑇𝑠𝑒 + ℎ 𝑖𝑇𝑖𝑑

ℎ 𝑖𝑑 + 𝑘 [30]

67

Esta corrección permite hacer comparaciones en igualdad de

circunstancias para todos los casos. Los resultados mostrados en la gráfica 22, al realizar el ajuste de coeficiente de convección en el

interior quedan como se muestra en la gráfica 25. Como se observa, la

corrección modifica los perfiles de Tsi en ambas probetas mostradas, y

ahora se comportan como era de esperarse durante las 24 h mostradas.

Resumiendo lo anterior, las temperaturas Tsi equivalentes son las

temperaturas que existirían, en cada probeta, en cada instante, si el coeficiente convectivo en la cara interior de las probetas fuese

exactamente igual en todas y constante en el tiempo, que es lo que se buscaba tener estrictamente para poder comparar los resultados

obtenidos entre probetas.

Gráfica 25. Comparación de las Temperaturas Tsi,equivalente , corregida por un coeficiente

de convección promedio ℎ 𝑖 , para las probetas 1 y 11.

Perfiles de Tse y Tsi,equivalente.

Una vez que se realizó las correcciones por el coeficiente hi, se

construyeron las gráficas de Tse y Tsi,equivalente con los siguientes datos:

68

Línea azul cielo: Irradiación solar incidente sobre las

probetas, en W m-2. Línea azul rey: Temperatura del aire exterior (Te), en °C.

Línea roja: Temperatura del aire interior de la caseta, valor promedio de 3 puntos medidos (Ti), en °C.

Línea verde: Temperatura de la superficie exterior de la probeta de concreto (Tse), en °C.

Línea Morada: Temperatura equivalente (corregida) de la superficie inferior (interior a la caseta) de la probeta de

concreto, Tsi equivalente

Se obtuvo un conjunto de 252 gráficas con Tsi,equivalente,

correspondientes a las 12 probteas y por los 21 días de pruebas, estas

gráficas están incluidas en el anexo 1, las gráficas 26 a 37 muestran las gráficas de las doce probetas para el día 10 de octubre.

Las probetas 1 a 11 son del mismo tipo de concreto, por tanto se

consideran que presentan un mismo valor de conductividad térmica, por lo tanto son comparables tanto las temperaturas superficiales como los

gradientes de Tse - Tsi,equivalente entre estas probetas; la probeta 12 es de un

concreto de menor densidad por la presencia de vesículas, el cual

presenta un valor diferente de conductividad térmica por lo que no puede ser comparado con el resto de las probetas, hasta no realizar el

cálculo del flujo de calor.

Para el comportamiento nocturno, puede notarse que la temperatura del aire exterior Te (alrededor de 15°C) se mantuvo por

debajo de la temperatura del aire interior Ti (19°C ± 4°C), también se

observo que las probetas no que cuentan con aislante térmico (1, 2, 3,

7, 9, 10, 11 y 12) mantuvieron la temperatura de la superficie externa Tse incluso por debajo de la temperatura del aire exterior (Te), es decir

las superficies de estas probetas se “enfriaron” aun más que la

temperatura ambiental, éste efecto se debe a las pérdidas de calor

radiativas desde las superficies exteriores de las probetas, que originan que

la temperatura de las superficies expuestas al cielo se enfríen a temperaturas inferiores a la del aire circundante.

Por otra parte, puede observarse que tanto los gradientes Tsi-Ti, que

se relaciona a la carga térmica de los edificios, como los gradientes Tse-Tsi, con los que se realiza el cálculo de flujo de calor, son

significantemente menores en las probetas que cuentan con aislante térmico (4, 5, 6 y 8).

De lo anterior se concluye que durante el periodo nocturno se requiere contar con aislamiento térmico para reducir los flujos de calor a

69

través de las losas, y los recubrimientos tipo pintura no aportan

resistencia térmica debido a su espesor despreciable.

En la probeta 12, sin recubrimiento alguno, pero de concreto con

micro-esferas poliméricas, se observa que si bien el gradiente de

temperatura entre las caras de la probeta es mucho mayor que en las demás, alcanzando 5.5ºC, la temperatura de la superficie interior de la

probeta difiere en aproximadamente 1ºC del promedio de la temperatura del aire interior, lo cual es indicativo de buen aislamiento

térmico, comparable al presentado por las probetas con aislamiento (4, 5, 6, y 8).

Los mínimos de las temperaturas superficiales de las probetas, coinciden con los mínimos de la temperatura del aire exterior, y en

forma general Tse y Tsi se comportan de manera paralela a Te durante

periodos nocturnos.

Para el comportamiento diurno, se observa que las probetas que no

cuentan con recubrimientos (probetas 1 y 12), y las probetas que solo cuentan con pintura roja (probetas 10 y 11) presentan temperaturas de

la superficie exterior Tse mayores a la temperatura del aire exterior Te,

esto debido a qua sus bajos valores de reflectividad en la superficie

expuesta a la radiación solar ocasiona un mayor ganancia de calor

radiativo, estableciéndose un doble flujo de calor desde la superficie exterior de la probeta hacia el interior de la caseta y hacia el aire

exterior.

En estas gráficas puede notarse como los gradientes Tse-Tsi y Tsi-Ti se

reducen gradualmente desde las pinturas acrílicas blancas convencionales (probeta 9), a las probetas con recubrimientos acrílicos

celulares blancos (probeta 2, 3 y 7) que son equiparables a aquellos que cuentan con aislante térmico de 2.5 cm y acrílicos rojos (probetas 4 y

5), hasta llegar a los recubrimientos más efectivos que cuentan con

aislante térmico y acrílico celular blanco (probetas 6 y 8). Con excepción de la probeta 9, en estos caso se establece un flujo de calor

unidireccional desde el aire exterior hacia el interior de la caseta, siendo Te>Tse>Tsi>Ti.

Los máximos de las temperaturas Tse y Tsi generalmente se

presentan entre los máximos de la irradiación solar y los máximos de la temperatura del aire exterior, también se presentan diferencias en la

duración del periodo donde el gradiente Tse-Tsi es positivo, recordando

que hay una corrección en la Tsi donde se pierde el efecto del retardo en

el máximo de esta temperatura con respecto a la Tse, debido al

almacenamiento de calor en el concreto.

70

Gráfica 26. Perfil de temperaturas en probeta 1, octubre 10, 2010.


71



72



73



74



75



76

IV.3. Gráficas del Flux de Calor.

Con los datos de las temperaturas Tse y Tsi a cada 2 minutos, se

calculo el flux de calor con la ecuación [2], obteniéndose perfiles del flux de calor instantáneo, las gráficas 38 a 49 representan el flux de calor

para las 12 probetas del día 10 de octubre, el total de gráficas están incluidas en el anexo 2.

A través de estas gráficas se puede visualizar cuales conjuntos de probetas y recubrimientos son más eficientes para reducir el flujo de

calor, ya que mientras el perfil del flux de calor se acerque al cero, el conjunto tendrá una mayor resistencia al flujo térmico.

Una vez calculada el flux de calor, se puede comparar el

comportamiento entre la probeta 1, fabricada con concreto convencional, y la probeta 12, cuyo material es concreto aligerado,

ambas probetas se probaron sin recubrimiento, sin embargo la conductividad térmica es diferente, lo que se traduce en un menor flux

de calor tanto diurno como nocturno para la probeta 12.

En estas gráficas se puede constatar que los grupos más eficientes,

es decir con el perfil de flux de calor cerca de cero, son aquellos que presentan aislamiento térmico con acrílicos celulares blancos (probetas

6 y 8), mientras que los menos efectivos corresponden al concreto convencional sin recubrimiento (probeta 1), y aquellos que solo tienen

pintura roja (probetas 10 y 11).

Otra observación es el efecto de la radiación solar sobre el perfil del

flux de calor, el cual presenta un retraso entre 1 y 3 horas de los máximos positivos del flux de calor con respecto al máximo de la

irradiación solar; para los periodos nocturnos, el flux de calor se hace

negativo en forma lineal hasta las 7:00 horas aproximadamente.

77

Gráfica 38. Perfil del flux de calor para probeta 1, octubre 10, 2010.


78



79



80



81



82


Figura 49. Perfil del flux de calor para probeta 12, octubre 10, 2010.

83

IV.4. Calor Ganado y Calor Perdido.

La integración del área bajo la curva del flux de calor positivo, y sobre la curva del flux de calor negativo, representan respectivamente

la energía térmica o calor ganado y calor perdido durante el día.

Los resultados del calor ganado y calor perdido fueron calculados de acuerdo al procedimiento descrito en la sección III.6, y son mostrados

en las gráficas 50 a 56, en las primeras dos gráficas se presentan el calor ganado y calor perdido para cada uno de los 21 días de prueba y

para las doce probetas, como se puede observar las probetas muestran una consistencia de valores relativos de calor ganado y calor perdido al

presentarse los perfiles en forma paralela. También es evidente su relación con las variables climáticas particularmente con la temperatura ambiental y la irradiación solar (gráfica 50). La probeta 8 (Polinsulate ½”

+ Acrílico Celular Blanco) presentó la menor cantidad de calor ganado

durante todo el periodo de pruebas, con un promedio de calor ganado diario de 0.75 MJ/m², mientras que la probeta 10 (Acrílico Rojo)

presento el promedio más alto con 3.76 MJ/m². Para el calor perdido las

probetas más eficientes correspondieron a las probetas 4 y 5 que

presentan aislamiento térmico y pintura roja, con valores promedios de 0.66 y 0.68 MJ/m² respectivamente, y la probeta 9 presento el promedio

más alto con 2.70 MJ/m².

84

Gráfica 50. Comparación de calor ganado por día para las 12 probetas.

Gráfica 51. Comparación de calor ganado por día para las 12 probetas.

Las gráficas del calor ganado y calor perdido por cada una de las tres semanas se muestran en el anexo 3. Se tomo como referencia la

semana del 10 de Octubre al 16 de Octubre (gráficas 52 a 57) para realizar las comparaciones térmicas entre los diferentes tratamientos.

Los resultados de esta semana son mostrados en las tablas 8 y 9, en estas tablas se incluye la incertidumbre determinadas por la

propagación el error (sección III.7). Las gráficas 52 y 53 presentan los valores obtenidos para las ganancias y pérdidas de calor durante la

semana e incluye los intervalos de error.

La probeta 8 obtuvo la mayor resistencia al flujo térmico con un

total de 5.2 MJ/m2 de calor ganado. Ése valor representa una reducción del flujo de calor del 78.9% si se le compara contra la probeta sin

recubrimiento (probeta 1). Por otro lado, la probeta 5 presentó las menores perdidas de calor durante la noche (-2.9 MJ/m²), que

representa una reducción del flujo de calor de 76.8% con respecto a la probeta 1 (sin recubrimiento).

85

Tabla 8. Resultados del calor ganado diurno durante la semana del 10 al 16 de

octubre, incluyendo los valores de incertidumbre (valores en MJ m-2)

Tabla 9. Resultados del calor perdido nocturno durante la semana del 10 al 16 de

octubre, incluyendo los valores de incertidumbre (valores en MJ m-2)

Probeta DescripciónCalor ganado (diurno)

por semana (MJ m-2

)(+) w Q (-) w Q

1 Sin recubrimiento 24.5 1.8 -2.0

2 Impermeabilizante acrílico celular blanco @ 1.5 L/m2 10.3 0.9 -1.5

3 Impermeabilizante acrílico celular blanco @ 3.0 L/m2 9.6 0.5 -0.7

4 Poliuretano 1 " + impermeabilizante acrílico rojo 10.3 1.9 -1.5

5 Poliestireno 1 " + impermeabilizante acrílico rojo 12.0 1.9 -1.6

6 Poliestireno de 1 " + acrílico celular blanco 7.1 2.9 -1.8

7 Pasta texturizada acrílica celular blanca @ 2.0 L/m2 8.7 1.5 -1.1

8 Polinsulate ½" + acrílico celular blanco 5.2 3.4 -1.9

9 Impermeabilizante acrílico blanco @ 1.0 L/m2 13.7 2.9 -2.3

10 Impermeabilizante acrílico rojo @ 1.0 L/m2 27.9 1.5 -2.2

11 Impermeabilizante acrílico celular rojo @ 1.5 L/m2 23.6 1.8 -1.4

12 Concreto aligerado con Arkel 7.1 5.8 -4.7

Probeta DescripciónCalor perdido (nocturno)

por semana (MJ m-2

)(+) w Q (-) w Q

1 Sin recubrimiento -12.5 1.1 -1.5

2 Impermeabilizante acrílico celular blanco @ 1.5 L/m2 -13.0 1.2 -2.2

3 Impermeabilizante acrílico celular blanco @ 3.0 L/m2 -12.8 0.6 -1.0

4 Poliuretano 1 " + impermeabilizante acrílico rojo -3.1 1.1 -1.1

5 Poliestireno 1 " + impermeabilizante acrílico rojo -2.9 1.0 -1.0

6 Poliestireno de 1 " + acrílico celular blanco -3.6 1.9 -1.6

7 Pasta texturizada acrílica celular blanca @ 2.0 L/m2 -12.0 2.0 -1.6

8 Polinsulate ½" + acrílico celular blanco -4.4 2.5 -2.3

9 Impermeabilizante acrílico blanco @ 1.0 L/m2 -13.6 3.5 -3.2

10 Impermeabilizante acrílico rojo @ 1.0 L/m2 -12.1 0.9 -2.0

11 Impermeabilizante acrílico celular rojo @ 1.5 L/m2 -11.4 1.7 -1.3

12 Concreto aligerado con Arkel -3.8 3.5 -3.5

86

Gráfica 52. Comparación de calor ganado para las 12 probetas, semana octubre 10 a

octubre 16, se incluye el intervalo de la incertidumbre.

Gráfica 53. Comparación de calor perdido para las 12 probetas, semana octubre 10 a

octubre 16, se incluye el intervalo de la incertidumbre.

24.5

10.39.6

10.3

12.0

7.1

8.7

5.2

13.7

27.9

23.6

7.1

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15

20

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Cal

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ana

(MJ m

-2)

Probeta

87

Comparación de Concreto Convencional y Concreto

Aligerado.

Comparando los concretos de las probetas 1 y 12, los valores de las

ganancias y pérdidas de calor presentan diferencias significativas, donde

el concreto aligerado (probeta 12) presento una reducción del 71.2% para el flujo de calor diurno y una reducción del 69.4% para el calor

perdido durante la noche, con respecto al concreto convencional de la probeta 1 (figuras 61 y 63). Estos resultados se asumen a la diferencia

en la resistencia térmica a la conducción, si consideramos que ambas probetas presentan valores idénticos de reflectancia solar y emitancia

infrarroja en las superficies expuestas al ambiente, otro factor adicional es que durante el periodo diurno, hay una mayor pérdida de calor hacia

el ambiente por convección para la probeta 12, ya que presenta gradientes mayores entre Tse y Te, con respecto a los presentes en la

probeta 1.

Comparación del Acrílico Blanco contra el Acrílico Rojo.

Las probetas 9 y 10 presentan una aplicación de una película

delgada de pinturas acrílicas blanca y roja respectivamente, este tipo de recubrimiento tiene poco efecto en la resistencia térmica a la conducción

debido, pero modifica las propiedades ópticas de la superficie. Para la ganancia de calor se tiene una mayor efectividad de la pintura blanca con un valor de 13.7 MJ/m² contra 27.9 MJ/m² de la pintura roja, esto se

puede expresar como una reducción del 49.1% al usar pintura blanca

contra pintura roja. Esta reducción es debida principalmente a la mayor reflectancia solar de la pintura blanca (Tabla 5). Si se comparan ambas

pinturas con la probeta 1 (sin recubrimiento), el acrílico blanco (probeta 9) tiene una reducción del flujo de calor de 44.0%, mientras que el

acrílico rojo (probeta 10) presenta un aumento del 13.8%; este último resultado indica que es menos eficiente, desde el punto de vista

térmico, recubrir un techo con pintura acrílica roja que utilizar la superficie de concreto expuesto a la radiación solar.

Para el periodo nocturno, la pintura roja presento una mayor resistencia al flujo térmico con una pérdida de calor hacia el ambiente de -12.1 MJ/m² contra una pérdida de calor de -13.6 MJ/m² para el

acrílico blanco. Debido a que presentan un valor similar de conductancia

térmica, la diferencia en el comportamiento de estos acrílicos, se asume que se debe a dos propiedades: diferencias entre los valores de

emitancia infrarroja, y/o diferencia entre valores de reflectancia en el rango que emiten radiación algunos gases de atmósfera.

88

Resultados de las pinturas Acrílicas Celulares.

Para determinar la eficiencia de la pintura acrílica celular, se comparó las probetas 2, 3, 7 y 9; a la probeta 2 se aplicó un película

acrílico celular blanco, en una proporción de 1.5 litros de pintura por

metro cuadrado de superficie; para la probeta 3 se aplicó una doble película de pintura con una proporción de 3.0 litros por metro cuadrado,

en la probeta 7 se aplicó una pasta acrílica celular a razón de 2.0 litros por metro cuadrado, y la probeta 9 se aplicó una película con una

proporción de 1.0 litros por metro cuadrado.

También se compararon las probetas 10 (Acrílico Rojo) y 11

(Acrílico Celular Rojo), para conocer el efecto de la adición de las microesferas en pinturas rojas, las proporciones utilizadas fueron de 1.0

y 1.5 litros por metro cuadrado respectivamente.

Los resultados indican un mejor desempeño del acrílico celular,

tanto en los periodos diurnos y nocturnos, así como en el color blanco y en el color rojo. En las pinturas blancas de película sencilla, el acrílico celular (probeta 2) presentó una diferencia 3.5 MJ/m² de ganancia de

calor con respecto al acrílico convencional (probeta 9), equivalente a un

reducción de calor ganado de 25.2% por parte del acrílico celular. Para el periodo nocturno la diferencia fue de 0.6 MJ/m², que representa una

reducción del 4.6%. Al comparar la pasta acrílica celular (probeta 7) con

el acrílico convencional se tienen diferencias de 5.0 MJ/m para el calor diurno y 1.6 MJ/m para el calor nocturno que representan una eficiencia

de 36.6% y 12% respectivamente.

Se presentó un incremento, aunque no significativo, en la eficiencia

térmica al usar una proporción doble de pintura celular (probeta 3), en

comparación con una proporción sencilla (probeta 2), las diferencias entre las ganancias y pérdidas de calor entre ambas probetas son de 0.7 y 0.2 MJ/m², respectivamente; las reducciones en el flujo de calor al

usar una doble capa de pintura celular son 7.0% para el periodo diurno y 1.6% para el periodo nocturno.

En las pinturas de color rojo, el acrílico celular (probeta 11) tuvo mejores desempeños tanto en el periodo diurno (15.5%), como en el

periodo nocturno (5.5%), con diferencias en el calor ganado de 4.3 MJ/m² y en las perdidas de calor de 0.7 MJ/m².

Comparando las probetas en donde solo se aplicaron pinturas, con respecto a la probeta de referencia (probeta 1), se tiene que la probeta

7 presentó la mayor reducción en el flujo de calor diurno con un 64.5%, seguida de las probetas 3 (61.0%), 2 (58.1%), 9 (44.0%), 11 (3.8%) y

89

finalmente la probeta 12 que fue la única que presentó un aumento de

la ganancia de calor del orden de 13.8% (figura 61).

Comparación de los Materiales Termoaislantes.

Las probetas 4, 5, 6 y 8 se aplicaron materiales termoaislantes que

tuvieron un efecto significante en el aumento de la resistencia a la conducción térmica.

La primera comparación se realizó entre dos materiales de amplio uso para el aislamiento térmico en techos de edificaciones, el

poliuretano espumado (probeta 4) y el poliestireno expandido (probeta 5), ambos con espesores de una pulgada (25.4 mm) y recubiertos con

acrílico rojo. Los resultados indican un mejor desempeño para el poliuretano espumado para el flujo de calor diurno (13.8%), que

coincide con una menor conductividad de este material, y una mayor eficiencia del poliestireno para el flujo de calor nocturno (6.0%); el poliuretano espumado resultó con una ganancia de calor de 10.3 MJ/m²,

contra 12.0 MJ/m² para el poliestireno expandido, mientras que las

pérdidas de calor fueron -3.1 MJ/m² para la probeta 4 y -2.9 MJ/m² para

la probeta 5. Comparadas con las probeta de referencia (sin

recubrimiento) el poliuretano espumado muestra una reducción de flujo de calor de 57.9% para el periodo diurno y 75.4% para el periodo

nocturno, mientras que las reducciones del poliestireno expandido son

de 51.1% para el calor diurno y 76.8% para el periodo nocturno.

La segunda comparación se realiza entre el poliestireno expandido

(probeta 6) y un material de nuevo desarrollo denominado polinsulate (probeta 8), ambos materiales fueron recubiertos con pintura acrílica

celular blanca pero con diferente espesor, 25.4 mm de poliestireno contra 12.7 mm de polinsulate. A pesar de la diferencia en espesor, el

polinsulate tuvo una mayor reducción del flujo térmico para el periodo diurno con un valor de 5.2 MJ/m², en comparación de los 7.1 MJ/m² del

calor ganado por el poliestireno expandido; sin embargo, para el periodo

nocturno el mejor desempeño fue para el poliestireno que presentó un perdida térmica de -3.6 MJ/m² flujo, mientras que el polinsulate

presentó un flujo de calor de -4.4 MJ/m².

En comparación con la probeta 1, el polinsulate con el acrílico celular blanco (probeta 8) presentó una reducción al flujo térmico del

78.9%, siendo el conjunto que mejor desempeño térmico mostró durante el periodo diurno, la probeta 6 presentó una eficiencia del orden

de 70.9%. Para el periodo nocturno las reducciones en las perdidas de calor fueron de 71.6% para la probeta 6 y 65.0% para la probeta 8.

90

Gráfica 54. Comparación de calor ganado durante una semana para las 12 probetas.

Gráfica 55. Porcentaje de calor ganado durante una semana con respecto probeta 1.

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Calor Ganado Diurno por SemanaOctubre 10 al 16, 2010

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91

Gráfica 56. Comparación de calor perdido durante una semana para las 12 probetas.

Gráfica 57. Porcentaje de calor perdido durante una semana con respecto probeta 1.

0

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Ark

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92

CONLUSIONES.

En este trabajo se expone una metodología para determinar el flujo

de calor a través de recubrimientos para techos, que permite evaluar el desempeño térmico de estos materiales.

En este experimento se comparó por medio del uso de probetas el desempeño térmico de dos losas con diferentes tipos concreto sin

recubrimiento, seis losas de concreto recubiertas únicamente con pinturas acrílicas, y cuatro losas con aislante térmico recubierto con

pinturas acrílicas. Con los resultados obtenidos se concluye que el mejor desempeño para reducir el flujo de calor diurno son aquellos

conjuntos que son conformados por un material termoaislante, que

aumenta la resistencia a la conducción térmica, y una pintura blanca, que aumenta la reflectancia solar; mientras que en el periodo nocturno

el material termoaislante es el elemento más significante pare reducir las pérdidas de calor. De forma general, las pérdidas nocturnas de calor

en una vivienda solo se pueden reducir mediante la adición de materiales aislantes térmicos (aislantes a la conducción), mientras que

las ganancias de calor diurnas, pueden reducirse de dos formas: 1) aumentando el aislamiento conductivo, o 2) utilizando recubrimientos

superficiales con alta reflectividad solar y emisividad infrarroja.

A pesar de tener un valor R diferente, para las probetas 3 (acrílico

celular blanco con R = 0.033 m2 K W-1) y 5 (poliestireno 24.5 mm con acrílico rojo con R=0.795 m2 K W-1), ambas presentaron un flujo de

calor diurno similar, destacando la importancia de considerar la reflectividad solar de los recubrimientos.

Considerando que las condiciones climáticas de México tienen como

característica principal altos niveles de insolación, el uso de recubrimientos altamente reflectivos y emisivos puede ser la solución

más sencilla y económica para reducir fuertemente el consumo de energía para climatización. En las regiones de clima extremoso, con alta

insolación en el verano y frío extremo en el invierno, lo recomendable es utilizar materiales termoaislantes recubiertos con pinturas reflectivas,

conociendo que la reflexión es útil para el verano, y poco significante para el invierno.

Es importante notar la falta de una normatividad vigente en México que valore, evalué y fomente el uso de recubrimientos reflejantes y/o

emisivos como elementos reductores del consumo de energía para climatización de viviendas, a diferencia de un importante número de

países que cuentan con normas y programas que toman en cuenta la eficiencia de los recubrimientos reflectivos (Akbari y Levinson, 2008).

93

La estructura vesicular del concreto aligerado (probeta 12), permite

la inmovilización del aire, disminuyendo la conductividad térmica significativamente con respecto al concreto normal.

Para explicar el mejor desempeño que resultó por parte de los

acrílicos celulares, se considera la reducción de la conductividad térmica, que afecta tanto a la ganancia y pérdida de calor, hacia y desde el

interior de la caseta; sin embargo, la resistencia al flujo térmico también está en función del espesor del material aplicado, que en el caso de las

pinturas es relativamente pequeño, por lo que también se considera que la adición de microesferas tiene un tiene un efecto relevante sobre las

propiedades térmicas de la superficie como son la reflectividad solar y atmosférica, así como la emisividad infrarroja.

Se pueden realizar algunas mejoras al prototipo experimental para tener una mayor certidumbre en las mediciones del flujo térmico, la

primera consiste en realizar pruebas con las doce probetas idénticas sin recubrimientos, esta medición puede considerarse como un blanco, y

analizar las variaciones en la transferencia de calor por convección y radiación en el interior de la caseta, tratando de modificar estos

mecanismos de transferencia de calor para igualar, en lo posible, el

coeficiente hi para las doce probetas, evitando así hacer las correcciones en la temperatura de la superficie interior de la probeta (Tsi) para

determinar el flux de calor. Otra recomendación es realizar calibraciones periódicas al sistema de adquisición de datos para

disminuir el error en las lecturas de las temperaturas superficiales de la probeta.

Analizar cuáles son las propiedades térmicas que dan origen al mejor desempeño para la resistencia al flujo de calor en los

impermeabilizantes acrílicos celulares, así como optimizar las mezclas de la microesferas poliméricas que son adicionadas, son tareas

propuestas para la continuación de este trabajo.

94

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