Prueba de las propiedades térmicas de los modernos sistemas de fijación de fachadas ventiladas

Scientific Reports volumen 13, Número de artículo: 946 (2023) Citar este artículo

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El estudio informado en este documento investigó un conjunto de sujetadores de construcción utilizados en fachadas ventiladas. Para los sujetadores de construcción actualmente presentes en el mercado industrial, los valores de la conductividad térmica efectiva se midieron experimentalmente. Estos valores se utilizaron a continuación en simulaciones numéricas realizadas con la aplicación de software COMSOL Multiphysics. La validación del modelo de simulación se realizó en pruebas experimentales adicionales específicas. El documento presenta un método para determinar el coeficiente de conductividad térmica efectiva para sujetadores con un diseño novedoso. Se determinaron las distribuciones de temperatura y los flujos de calor para diferentes variantes de paredes multicapa con los sujetadores. El cálculo del coeficiente de conductividad térmica efectiva para un perfil estructural se basa en el balance de calor del soporte de medición. Las pruebas realizadas muestran no solo una reducción esperada en el valor del coeficiente para estructuras en las que se utiliza acero inoxidable. Los resultados también demuestran que los sujetadores con orificios cortados en sus estructuras tienen coeficientes de conductividad térmica efectiva significativamente más bajos que aquellos con paredes sólidas. Este efecto puede justificarse por la formación de estrechamientos en forma de laberinto que se extienden en la trayectoria del flujo de calor conductivo en el sujetador. Como resultado final de las pruebas experimentales y las simulaciones COMSOL, se propone la aplicación de la conductividad térmica efectiva como el nuevo indicador de la efectividad térmica de los sujetadores de construcción en la práctica industrial. En consecuencia, se recomienda el diseño de los sujetadores de construcción con varias formas de orificios para mejorar sus características de aislamiento.

En el pasado, los criterios para seleccionar elementos de fijación para la construcción de un muro ventilado eran principalmente la resistencia y las propiedades mecánicas. Después de endurecer las normas sobre las condiciones de aislamiento que deben cumplir las paredes de los edificios y la alta eficiencia de los materiales que aíslan la superficie de las paredes, resultó que las pérdidas por las cuales el flujo de calor transmitido por las estructuras de soporte, incluidos los sujetadores de construcción es responsable, es una parte cada vez mayor de las pérdidas totales de calor. Esta situación obliga a los diseñadores a utilizar sujetadores de construcción con mejores parámetros de aislamiento. Una nueva solución, que aún no se usa ampliamente, pero como ha demostrado esta investigación, el uso de la extensión de los orificios de la ruta del flujo de calor en los sujetadores es efectivo. Los autores del artículo utilizaron métodos estándar para evaluar las propiedades térmicas de los sujetadores probados: pruebas experimentales y simulaciones numéricas.

Las simulaciones numéricas y las pruebas experimentales se utilizan ampliamente para estudiar las propiedades de varios sujetadores de construcción1,2 en términos de resistencia3,4 y materiales utilizados. Las imágenes térmicas permiten la identificación de las propiedades térmicas de los sujetadores5,6 y su impacto en los sistemas de paredes con múltiples capas. Los sistemas de fachada ventilada, una solución deseable por el ahorro energético que proporcionan7,8, se estudian mediante simulaciones numéricas9. Los estudios se centran principalmente en los efectos del clima estacional en las características de rendimiento de una fachada10 o la influencia de las fachadas ventiladas en la demanda energética de los edificios11. En 12, los autores investigaron los coeficientes de transferencia de calor de las paredes con diferentes cantidades de elementos de fijación utilizados para montar el panel en la fachada. Encontraron un aumento significativo en los valores del coeficiente de los paneles ventilados en comparación con los sistemas tradicionales de fachada ventilada. El presente artículo muestra que también los elementos individuales de las fachadas ventiladas tienen un impacto en la conducción del calor.

Las fachadas ventiladas se componen de capa interior, aislamiento, cámara de ventilación y acabado exterior (paneles de piel exterior). El sistema reduce las cargas térmicas debidas a la radiación solar y protege contra las inclemencias del tiempo13. Hoy en día, hay mucha investigación sobre las fachadas como un elemento indispensable de la arquitectura en altura de las ciudades modernas14. El uso de fachadas ventiladas ha sido analizado en detalle en15.

Los elementos de fijación para edificios son elementos importantes de las fachadas ventiladas y están sujetos a las normativas europeas16 y polacas17 aplicables. Dado que estas reglamentaciones prevén una reducción gradual de los coeficientes de transferencia de calor para las particiones de edificios, existe la necesidad de un diseño de sujetadores que ayude a minimizar los coeficientes a los niveles requeridos. Los requisitos relacionados con el aislamiento térmico, la resistencia y la seguridad contra incendios se satisfacen actualmente con las siguientes opciones:

Diseñar sujetadores hechos de materiales con una conductividad térmica más baja (por ejemplo, acero inoxidable en lugar de aleaciones de aluminio);

Aumento de la complejidad del diseño de sujetadores (p. ej., uso de orificios que amplían la ruta del flujo de calor);

Almohadillas de aplicación fabricadas con materiales aislantes.

La tercera opción es difícil de implementar si los requisitos de resistencia y seguridad contra incendios deben cumplirse al mismo tiempo. La primera opción da buenos resultados pero tiene severas limitaciones. Es difícil encontrar un material que cumpla con los requisitos futuros de coeficiente de conductividad a un precio aceptable. La segunda opción es prometedora, especialmente en combinación con la primera opción.

Este artículo presenta los resultados de estudios experimentales y de simulación de las propiedades térmicas de los sistemas de fijación de fachada ventilada en los que se aplicaron las dos primeras opciones. El parámetro que caracteriza estas propiedades es la conductividad térmica efectiva, definida más adelante en el artículo. La conductividad térmica efectiva está influenciada principalmente por la conductividad térmica del material del que está hecho el sujetador, su diseño (por ejemplo, el uso de aberturas que impiden el flujo de calor) y la resistencia térmica en los puntos de contacto de las superficies de transferencia de calor. Cabe agregar que el método de medición aplicado incluye los efectos de todos los factores enumerados anteriormente. Por lo tanto, la conductividad térmica efectiva así determinada caracteriza las propiedades térmicas reales del sujetador.

La figura 1 ilustra el concepto de medición del coeficiente de transferencia de calor y el efecto de los factores de entrada individuales, como el uso de aberturas.

Ilustración del efecto de la conductividad térmica del material del sujetador y el uso de aberturas que impiden el flujo de calor sobre la conductividad efectiva de los sujetadores de construcción y el flujo de calor transferido. Descripción: A: superficie de transferencia de calor (interfaz entre el sujetador y la superficie del enfriador) (m2), L: longitud del sujetador en la dirección del flujo de calor (m), Th: temperatura promedio de la superficie del calentador (K), Tc: temperatura promedio de la superficie más fría (K).

Este documento informa los resultados del estudio de los sistemas de fijación actualmente disponibles que se utilizan para unir fachadas ventiladas. El diseño de los sujetadores combina las opciones 1 y 2 descritas anteriormente. La figura 2 muestra las dimensiones del sujetador.

Dimensiones de un sujetador de construcción para la fijación de fachadas ventiladas.

La Figura 3 presenta una unidad de fijación de construcción completa, complementada con un soporte de montaje. En la forma que se muestra en la Fig. 3, el conjunto de sujetadores se usa para fijar los revestimientos y ha sido sometido a pruebas experimentales en esta forma.

Sujetador de construcción con soporte de montaje.

El balance térmico es el método principal para analizar muchos problemas prácticos de la termomecánica de cuerpos sólidos y la física de la construcción.

La medición del coeficiente de conductividad térmica efectivo λ de un sujetador de construcción se basa en el balance de calor del soporte de medición. Despreciando las pérdidas de calor al medio ambiente, el valor numérico del flujo de calor suministrado por la corriente eléctrica que fluye a través del calentador es igual al valor numérico del flujo de calor conducido a través de las superficies del sujetador. Se puede expresar mediante la Ec. (1):

donde \(\dot{Q}_{el}\)—energía eléctrica suministrada por el calentador (W), \(\dot{Q}_{cond}\)—flujo de calor transferido a través del sujetador (W).

El soporte debe garantizar las pérdidas de calor más bajas posibles en el entorno para cumplir con las condiciones de la ley de Fourier de conducción de calor unidimensional. El uso de corriente continua permite una determinación simple y precisa de la potencia térmica suministrada por el calentador:

El flujo de calor transferido entre dos superficies planas y para las relaciones dadas en la Fig. 1, se puede escribir de forma que permita la determinación de la conductividad térmica efectiva:

donde A—superficie de transferencia de calor (interfaz entre el sujetador y la superficie del enfriador) (m2), L—longitud del sujetador en la dirección del flujo de calor (m), Th—temperatura promedio de la superficie del calentador (K), Tc—temperatura promedio de la superficie más fría (K), λ: coeficiente de conductividad térmica para un material homogéneo (W m−1 K−1) o, como se usa más adelante en este artículo: λ′: conductividad térmica efectiva para un material no homogéneo.

El método de medición propuesto determina el coeficiente de conductividad térmica efectiva real que incluye el impacto de la estructura interior del sujetador (agujeros que extienden el flujo de calor en la superficie de intercambio de calor, extrusión) y la influencia de la resistencia de contacto térmico en su capacidad de conducción de calor.

Las pruebas incluyeron mediciones del coeficiente de conductividad térmica efectiva del sujetador de construcción presentado en la Fig. 2. Durante las mediciones en condiciones de uso real, el sujetador se complementa con un soporte de montaje (Fig. 3) al que se une el revestimiento (condiciones reales). o el enfriador (condiciones de medición) está conectado. La superficie del componente es la superficie receptora de calor. El soporte de medición se construyó según el concepto de medición presentado en la sección "Introducción". El diagrama esquemático del soporte se muestra en la Fig. 4, y una vista de la sección de medición se encuentra en la Fig. 5. La parte principal es el conjunto que conecta el sujetador probado con el calentador y el enfriador. Se colocan dos termopares en miniatura entre la pared del sujetador y el calentador. El enfriador se conecta al extremo opuesto del sujetador y se colocan dos termopares en miniatura entre el sujetador y el enfriador. El calentador, el sujetador, los termopares y el enfriador se recubrieron con silicona para reducir la resistencia de contacto térmico en la interfaz entre dos superficies conductoras de calor.

Diagrama esquemático del soporte de medición. Designaciones: 1—sujetador, 2—elemento de montaje, 3—calentador, 4—enfriador, 5, 6—termopares tipo K (0,5 mm de diámetro), 7—resistencia de calentamiento, 8—entrada de refrigerante 9—salida de refrigerante, 10— carcasa aislada.

(A) Vista de la sección experimental antes de ser aislada y colocada en el matraz Dewar. Designaciones como en la Fig. 4, (B) Vista de la sección experimental después de ser colocada en el matraz Dewar y durante el proceso de aislamiento. Designaciones: 11—aislamiento de espuma de poliestireno, 12—frasco Dewar.

El sistema de medición de temperatura consistió en tres termopares tipo K conectados al módulo de medición NI 9211 y luego al módulo cDAQ-9171 conectado a un control de PC (Fig. 6). El script que controla el experimento y el flujo de datos se escribió en LabView. Se colocaron dos termopares en la superficie de enfriamiento y uno en la superficie de calentamiento. El uso de un solo termopar en la superficie de calentamiento se debió a la superficie irregular del sujetador. Como se ve en la Fig. 4, el calentador constaba de una resistencia de calentamiento 7 y un bloque de aluminio 3 para una distribución uniforme del calor. Los termopares 5 y 6 se colocaron entre el bloque de aluminio y el sujetador. Toda la ruta de medición de temperatura se calibró con un termómetro Testo 735-2 con un sensor de medición Pt100 Testo 0614 0235. La medición se realizó en condiciones de estado estacionario. Como se menciona en el nuevo texto, la muestra se aisló con una capa gruesa de espuma de poliestireno y un frasco Dewar. La medición estuvo precedida por un período de calentamiento de 60 minutos para permitir que la configuración alcanzara condiciones de estado estable. Luego, la sesión de medición real comprendía de 20 a 30 mediciones parciales tomadas cada segundo. El estado estacionario y el buen aislamiento térmico de la configuración permitieron un número considerable de mediciones parciales acumulativas.

Esquema del sistema de medición.

Para obtener un valor bajo de incertidumbre del coeficiente de conductividad térmica efectiva, el sistema de medición se dotó de sensores de medición de alta precisión acoplados a un sistema informático para la lectura y registro de datos. El entorno LabView permitió una calibración conveniente de las rutas de medición de temperatura, Figs. 7, 8 y la Tabla 1 muestran un ejemplo de una curva de calibración para uno de los termopares en el soporte experimental.

Datos para trazar la curva de calibración que se ingresan en LabView.

Curva de calibración para una ruta de medición de temperatura.

La calibración de la ruta de medición que consta de módulos de medición de National Instruments y termopares tipo K de Czaki dio como resultado la incertidumbre de medición máxima permitida de 0,5 K. La calibración cubrió el rango de 20 a 90 °C dentro del cual se realizaron todas las mediciones de la serie .

Los cálculos reales determinaron el coeficiente de conductividad térmica efectiva λ′ según la fórmula (4). Durante las mediciones, el voltaje que alimentaba el calentador era de aprox. 10 V y la corriente que circulaba por el calentador era de aproximadamente 0,6 A. Ambos parámetros se mantuvieron constantes durante todo el experimento. Para experimentos y cálculos, se seleccionaron y fabricaron variantes de sujetadores de aleación de aluminio y acero inoxidable de acuerdo con las soluciones de varios fabricantes. Las dimensiones exteriores de los sujetadores de acero eran de 50 × 60 × 210 mm y las de los sujetadores de aleación de aluminio de 40 × 60 × 210 mm. Los sujetadores de acero tenían aletas de refuerzo en el costado montadas en la pared para mayor rigidez. En un tipo de sujetador, se cortaron agujeros (Fig. 1) para reducir el coeficiente de conductividad térmica efectivo. Este efecto fue confirmado en este estudio. Se investigaron las siguientes variantes de sujetadores:

Acero inoxidable, δf = 2 mm,

Acero inoxidable, δf = 3 mm,

Acero inoxidable, 5 agujeros, δf = 3 mm,

Aleación de aluminio, δf = 2,75 mm,

Aleación de aluminio, δf = 4 mm.

Las propiedades de los materiales para la fabricación de sujetadores se recopilan en la Tabla 2.

Los resultados del cálculo del coeficiente de conductividad térmica efectiva promedio del sujetador se presentan en la Tabla 3.

Sujetadores no. 2 y 3 tienen una resistencia mecánica y dimensiones similares al sujetador no. 5 (Tabla 3) y se pueden usar indistintamente. Por lo tanto, parece recomendable identificar un sujetador con los mejores parámetros térmicos y determinar su potencial para reducir las pérdidas de calor. Los sujetadores 2 y 3 son directamente comparables debido a sus dimensiones, tipo y espesor idénticos. La Tabla 3 muestra que los agujeros que obstruyen la transferencia de calor reducen el coeficiente de conductividad térmica efectiva.

Cabe señalar que el coeficiente de conductividad térmica efectiva se basa en la ecuación. (3) y está relacionado con el área de contacto del sujetador con las superficies del calentador y el enfriador.

Los sujetadores de aleación de aluminio tienen coeficientes de conductividad térmica mucho más altos y su diseño difiere de los de acero. El diagrama permite otra inferencia sobre el efecto del grosor del sujetador, es decir, un grosor reducido conduce a un coeficiente de conductividad térmica efectivo reducido de la unidad de sujetador.

La corrección del método se verificó mediante la medición de la conductividad térmica de un material homogéneo: un paralelepípedo de 50 × 50 × 100 mm hecho de aleación de aluminio AW-2017A (AlCu4MgSiA). El resultado obtenido para la aleación elegida fue de 143,5 W m−1 K−1, valor cercano al especificado en la norma EN 573-1 para AW-2017A.

Los estudios experimentales se complementaron con simulaciones numéricas destinadas a determinar el coeficiente de transferencia de calor y la pérdida de calor por unidad de superficie (1 × 1 m) del muro ventilado.

Las simulaciones se realizaron utilizando el paquete comercial COMSOL Multiphysics18. Se basó un modelo digital de la sección de muro multicapa con el sujetador en los supuestos de la Fig. 9. Las simulaciones se llevaron a cabo para variantes de sección de muro multicapa de 1 × 1 m con el revestimiento exterior hecho de (a) hormigón reforzado con fibra ( λ = 1,5 W m−1 K−1) y (b) paneles de aleación de aluminio (λ = 167 W m−1 K−1). Se consideraron las siguientes dos variantes:

Sujetador de acero inoxidable con orificios que extienden el flujo de calor, δf = 3 mm, λ = 4,26 W m−1 K−1.

Fijación de aleación de aluminio, δf = 4 mm, λ = 21,04 W m−1 K−1.

Sección transversal de un muro multicapa analizado mediante simulación numérica. Denotaciones: 1—pared (hormigón armado), 2—aislamiento (lana mineral), 3—espacio de aire, 4—dos variantes de revestimiento externo: hormigón reforzado con fibra, δp = 20 mm, o paneles de aleación de aluminio, δp = 3 mm , 5—sujetador.

La Tabla 4 recopila los datos de los materiales utilizados en los elementos de muro multicapa incluidos en las simulaciones numéricas.

Los cálculos basados ​​en simulación se realizaron en el entorno COMSOL18 e incluyeron la determinación de los campos de temperatura en las secciones consideradas de muros multicapa, el coeficiente de transferencia de calor y el flujo de calor transferido a través del muro multicapa. Las simulaciones se basaron en la ecuación de transferencia de calor descrita para las condiciones determinadas por la relación:

donde T—temperatura, λx, λy, λz—conductividad térmica en dirección x, y, z respectivamente, q—flujo de calor por unidad de volumen.

Una ecuación diferencial puede tener un número arbitrario de soluciones ya que las constantes de integración pueden seleccionarse arbitrariamente. Para encontrar la solución correcta, es necesario especificar, entre otras, las condiciones transfronterizas, que incluyen:

Condiciones iniciales que definen la distribución de temperatura en la sección del muro multicapa en un momento de tiempo seleccionado (tiempo cero).

Condiciones de contorno que definen las condiciones de transferencia de calor en la superficie exterior de la sección de pared multicapa, es decir, temperatura ambiente (a cierta distancia del exterior de la pared) 253 K y 293 K en el interior y respectivamente y, en consecuencia, los coeficientes de transferencia de calor por convección 8 W m−2 K−1; 25 W m−2 K−1. El modelo numérico constaba de 147.473 elementos tetraédricos, lo que hizo que el esfuerzo de cálculo fuera bastante significativo pero mejorara la fiabilidad de los resultados. El tamaño de malla de error más grueso fue mayor que para uno más fino. Se realizaron simulaciones numéricas para un tamaño de malla predefinido normal. La metodología del análisis de sensibilidad se tomó de 19 y 20.

La Figura 10 muestra un ejemplo de una sección transversal del fragmento de pared multicapa bajo análisis. La sección transversal muestra el campo de temperatura con un código de color para evaluar la profundidad de baja temperatura dentro de la sección transversal de una pared multicapa.

Campo de temperatura calculado en la sección transversal de la pared multicapa cortada por un plano que pasa a través de los sujetadores. Revestimiento: hormigón reforzado con fibras. Casos considerados: (a) sujetador de aluminio, δf = 4 mm (b) sujetador de aluminio, δf = 2,75 mm, (c) sujetador de acero inoxidable δf = 3 mm, (d) sujetador de acero inoxidable con orificios, δf = 3 mm, ( e) sujetador de acero inoxidable δf = 2 mm.

El análisis del campo de temperatura en la pared del edificio muestra una reducción significativa en las regiones de baja temperatura cuando se usa un sujetador de acero resistente a la corrosión y una reducción en la profundidad de baja temperatura dentro de la sección transversal de la pared multicapa.

La Figura 11 muestra el campo de temperatura en las secciones transversales de los fragmentos de pared. El efecto de la ubicación del sujetador es visible, al igual que los gradientes de temperatura marcadamente más altos para el sujetador de aleación de aluminio.

Campo de temperatura calculado en secciones transversales del muro multicapa con revestimiento de aluminio. Casos considerados: (a) sujetador de aluminio, δf = 4 mm (b) sujetador de aluminio, δf = 2,75 mm, (c) sujetador de acero inoxidable δf = 3 mm, (d) sujetador de acero inoxidable con orificios, δf = 3 mm, ( e) sujetador de acero inoxidable δf = 2 mm.

La Tabla 5 recopila el resultado final de la simulación, es decir, el coeficiente de transferencia de calor y el flujo de calor que penetra a través de la pared multicapa. El análisis de los resultados en la Tabla 5 muestra un efecto significativo de los sujetadores de construcción aplicados sobre la pérdida de calor de la pared multicapa. El grueso aislamiento de lana mineral es un factor importante en la conducción del calor a través de los elementos de fijación del edificio, lo que tiene un impacto significativo en la pérdida de calor.

Las incertidumbres de medición de tipo A y tipo B para la determinación del coeficiente de conductividad térmica efectiva se calcularon de acuerdo con la Guía para la expresión de la incertidumbre en la medición21. La incertidumbre estándar tipo A se calculó en base al análisis estadístico de las mediciones con la desviación estándar del valor medio como base. La incertidumbre estándar de tipo B se determinó en función de las incertidumbres de medición de los dispositivos utilizados en el experimento. El sistema de medición interno de la fuente de alimentación TDK Lambda se utilizó para medir el voltaje y la corriente suministrada al calentador, para el cual la incertidumbre de medición máxima permitida de lectura fue 0.05% de U medido y 0.3% de I medido. El área de transferencia de calor se calculó sobre las dimensiones lineales medidas del perfil. Las mediciones se realizaron con un calibre con una incertidumbre de lectura de 0,1 mm. Para lograr un nivel de confianza superior al 95%, adoptamos el factor de cobertura kp = 221 en los cálculos estadísticos. La Tabla 3 presenta la incertidumbre de medición para el coeficiente de conductividad térmica efectiva de los sujetadores de construcción investigados.

La correcta realización de las simulaciones numéricas también debe incluir la etapa de validación22. Para validar los resultados numéricos, se simularon las condiciones reales de operación de los sujetadores en el banco experimental, Fig. 12. Es decir, se registraron los mismos rangos de temperatura y diferencias de temperatura entre los lados interno y externo del muro asumidos en la simulación numérica. el experimento de validación.

Diagrama esquemático del stand experimental para la validación del modelo digital (no a escala). Descripción: 1—fijación de construcción, 2—calentador, 3—cámara termográfica, 4—placa de aluminio que simula un revestimiento exterior de pared multicapa. Las dimensiones del entrehierro y el aislamiento se dan en la Fig. 9.

Luego, se realizaron termogramas de la superficie del revestimiento conectada al sujetador con la cámara termográfica FLIR SC7600. El perfil de temperatura de la termografía fue consistente con el perfil obtenido de la simulación, lo que confirma que la medición y las técnicas de simulación se realizaron correctamente.

La figura 13 ilustra las diferencias de temperatura correspondientes al modelo de simulación y los termogramas experimentales. El área de diferencia de temperatura estudiada estaba limitada por dos círculos de diámetros d1 y d2. El diámetro d1, igual a 78 mm, corresponde aproximadamente al del círculo circunscrito alrededor de la sección transversal del sujetador. El diámetro d2 fue el doble del diámetro d1 para simulación y validación.

Distribución de temperatura alrededor de la interfaz entre el sujetador y el revestimiento en las condiciones que simulan las temperaturas naturales de ambos elementos: (A) simulación numérica, (B) registrada con cámara termográfica. Las medias de temperatura se evaluaron a lo largo de los círculos con diámetros d1 y d2.

Los resultados numéricos se validaron comparando los valores Tsimul obtenidos con las medidas de temperatura Tmedidas en las condiciones correspondientes. Un modelo numérico se considera bien validado si la diferencia relativa entre los resultados anteriores es inferior al 10 %23. La diferencia relativa se calculó de la siguiente manera:

Los valores promedio de la temperatura simulada y medida en círculos con diámetros d1 y d2 se dan en la Tabla 6, donde también se muestra el valor de la diferencia relativa ε.

Para todos los casos investigados, la diferencia ε fue inferior al 10%.

La combinación de simulaciones numéricas y estudios de imágenes térmicas es un método efectivo de investigación de transferencia de calor y racionalización de edificios. El experimento confirmó la precisión de la simulación numérica. El uso de acero inoxidable para sujetadores es beneficioso para la transferencia de calor porque los aceros tienen una conductividad térmica más baja que otros materiales tradicionales, por ejemplo, las aleaciones de aluminio. Cabe señalar que el coeficiente de conductividad térmica efectiva definido en el artículo no está relacionado con la sección transversal del sujetador, sino con la superficie de contacto del sujetador con las superficies del calentador y del enfriador. Las pruebas mostraron una reducción significativa del coeficiente de conductividad térmica efectiva para una estructura con orificios que extienden la ruta del flujo de calor. Los resultados muestran que los sujetadores cuyas paredes han sido fresadas tienen un coeficiente de transferencia de calor más bajo que aquellos con paredes sólidas. Este efecto se puede atribuir a la formación de estrechamientos en forma de laberinto en el material conductor, que amplían la trayectoria del flujo de calor. Los intentos futuros de reducir el coeficiente de conductividad térmica efectivo deben centrarse en seleccionar las aleaciones de acero apropiadas y optimizar la forma y el número de orificios que amplían la trayectoria del flujo de calor. Se debe prestar atención a los requisitos de resistencia de los sujetadores. El método estructural propuesto en las investigaciones presentadas para mejorar las propiedades térmicas del sujetador al extender el flujo de la trayectoria del calor es una nueva práctica en la industria de la construcción. Los datos experimentales de la conductividad térmica efectiva para todos los sujetadores probados demostraron la efectividad de este nuevo diseño de sujetador. Estos resultados recomiendan el nuevo diseño de sujetadores de edificios con agujeros estructurales como la forma efectiva y económica de mejorar sus parámetros de aislamiento. La conductividad térmica efectiva utilizada como indicador del desempeño térmico del sujetador es una nueva propuesta en la literatura sobre el tema. Este indicador debe sustentarse mediante la verificación de pruebas experimentales en la forma realizada en el trabajo.

Los conjuntos de datos generados y/o analizados durante el estudio actual no están disponibles públicamente debido a la falta de consentimiento de las entidades colaboradoras, pero están disponibles del autor correspondiente a pedido razonable.

Superficie de transferencia de calor (superficie de interfaz sujetador/enfriador) (m2)

Calor específico (J kg−1 K−1)

factor de cobertura

Dimensión del sujetador en la dirección del flujo de flujo de calor (m)

Corriente (A)

Flujo de calor (W)

Temperatura media de la superficie (K)

Voltaje (V)

Espesor (mm)

diferencia relativa

Coeficiente de conductividad térmica (W m−1 K−1)

Coeficiente de conductividad térmica efectiva (W m−1 K−1)

Densidad (kg m−3)

Conduccion de calor

Eléctrico

Calentador

Enfriador

Cierre

Panel

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La investigación que condujo a estos resultados recibió financiación de la Facultad de Ingeniería Civil, Mecánica y Petroquímica de la Universidad Tecnológica de Varsovia, 09-400 Płock, Polonia, en virtud del Acuerdo de subvención n.º 504/04480/7193/44.000000.

Estos autores contribuyeron por igual: Mirosław Grabowski, Mieczysław E. Poniewski y Jacek Wernik.

Facultad de Ingeniería Civil, Mecánica y Petroquímica, Universidad Tecnológica de Varsovia, 09-400, Płock, Polonia

Miroslaw Grabowski, Mieczyslaw E. Poniewski y Jacek Wernik

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Conceptualización, MG y JW; metodología, MG; software, JW; validación, MG y JW; análisis formal, MG; investigación, MG; curación de datos, MG; redacción—preparación del borrador original, MG; redacción—revisión y edición, MG, MEP y JW; supervisión—MEP Todos los autores han leído y están de acuerdo con la versión publicada del manuscrito.

La correspondencia es Mirosław Grabowski.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Grabowski, M., Poniewski, ME & Wernik, J. Prueba de las propiedades térmicas de los sistemas modernos de fijación de fachadas ventiladas. Informe científico 13, 946 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-27748-4

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Recibido: 20 julio 2022

Aceptado: 06 enero 2023

Publicado: 18 enero 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-27748-4

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