refrigerador solar para producción de hielo usando carbón activado

REFRIGERADOR SOLAR PARA PRODUCCIÓN DE HIELO
USANDO CARBÓN ACTIVADO-METANOL
Antonio Pralon Ferreira Leite
Departamento de Engenharia Mecânica
Universidade Federal da Paraíba
Av. Aprígio Veloso, 882 – C.P. 10069
58109-970 Campina Grande-PB, BRASIL
[email protected]
RESUMEN
Se presenta el estudio de un refrigerador solar basado en un ciclo de adsorción intermitente,
destinado a la fabricación de hielo. El par adsorbente-adsorbato utilizado es el carbón activadometanol. Algunas innovaciones fueron implementadas, con respecto a los prototipos y unidades
comerciales ya hechos y probados, especialmente en Francia. La cobertura del sistema de captación
solar consiste en dos vidrios, conteniendo en el espacio entre ellos elementos anti-convectivos de
policarbonato, denominada cobertura TIM – “Transparent Insulation Material”. Se adoptaron
nuevas configuraciones geométricas para el adsorbedor y para el evaporador que son
multitubulares, en lugar del formato rectangular/trapezoidal en cajón único, adoptado para estos
componentes en las máquinas de fabricación francesa. El prototipo presente fue proyectado y
construido con base en los resultados de simulaciones numéricas basadas en datos meteorológicos
de João Pessoa (7 o8'S, 34o 50 ' WG). Estos resultados demostraron que es posible obtener, en el
periodo semestral de temperaturas más altas en este lugar (Octubre-Marzo), una cantidad de hielo
de cerca de 7 hasta 10 kg, por metro cuadrado de área de captación solar, con flujos de radiación
solar total incidente del 20 al 23 MJ/m 2, respectivamente. Los parámetros representativos del
comportamiento del presente refrigerador son presentados y comparados con los resultados
obtenidos de un estudio experimental con un prototipo de características similares. Los parámetros
y los cálculos empleados para dimensionar cada uno de los componentes del refrigerador solar
adsortivo son también presentados.
1. INTRODUCCIÓN
El uso de procesos de sorción para producir refrigeración ha sido extensivamente estudiado en
las últimas dos décadas y, además, ha sido considerado como una alternativa a los sistemas de
compresión de vapor. Diferentes tipos de refrigeradores y bombas de calor han sido propuestos y
testados, sea en el campo de la absorción líquida, o de la sorción sólido-gas. Las dos tecnologías
principales acerca del concepto de la sorción sólido-gas son la adsorción y la reacción química,
incluso los hidratos metálicos. Las similitudes y diferencias entre estos sistemas, así como las
ventajas y desventajas de cada uno se describen extensivamente en Meunier (1998). Básicamente,
los sistemas por adsorción presentan dos ventajas con respecto a los ya citados: el medio sólido
(adsorbente) no es sometido a modificación de volumen durante los procesos de sorción, como en el
caso de la absorción sólida; y no necesita columna de rectificación, como en el caso de la absorción
líquida. Además, los procesos de adsorción posibilitan el uso efectivo de una cantidad mayor de
fluido refrigerante por ciclo, proporcionando mejores rendimientos, con respecto a los demás
procesos de sorción antes mencionados. La tecnología empleada en refrigeradores adsortivos es
relativamente simple, ya que estos pueden operar sin partes móviles y con energía térmica de baja
intensidad, como el calor residual o la energía solar. En el presente trabajo se analiza teóricamente,
como también se caracteriza y se dimensiona un refrigerador adsortivo solar, empleando el par
carbón activado-metanol, destinado a la producción de hielo.
2. FUNDAMENTOS DE ADSORCIÓN
2.1 Ecuación de estado
Para describir el equilibrio termodinámico de un sistema adsortivo, diversas funciones
correlacionando la temperatura T, la presión P y la concentración de la fase adsorvida a son
encontradas en la literatura. Estas funciones son denominadas "isotermas de adsorción".
2.2 Ecuación de Dubinin-Astakhov
Para procesos de adsorción en materiales microporosos con distribución de dimensiones de
poro del tipo polimodal, como el carbón activado, Dubinin y Astakhov (1971), propusieran la
función característica
{
]}
[
a = Wo ρ l ( T ) exp − D T ln (Ps / P )
n
(1)
donde a es la masa adsorbida por unidad de masa de adsorbente, W o es la capacidad máxima de
adsorción (volumen de adsorbato/masa de adsorbente), ρ l es la masa específica del adsorbato
líquido, D es el “coeficiente de afinidad” y n un parámetro característico del par adsorbenteadsorbato.
2.3 Calor Isostérico de Adsorción
La derivación parcial de la función de Gibbs en la forma integrada, con respecto a la
temperatura, conduce a un función denominada isóstera (a = constante) de la forma siguiente
 ∂ ln P 
q

 = − st 2
RT
 ∂ T a
(2)
conocida como la fórmula de Clausius-Clapeyron, donde qst es el llamado calor isostérico, liberado
en el proceso de adsorción. Aplicando esta ecuación a la condición de saturación (P = P s), se
obtiene el calor latente de cambio de fase L
 ∂ ln Ps 
L=− R T2 

 ∂ T a
(3)
La derivación de la ecuación de Dubinin-Astakhov resulta

−n 
∂ ln P ∂ ln Ps
α
=
+ ln (Ps / P )T −1 +
T ln (Ps / P )] 
[
∂T
∂T
nD


(4)
con
α = Wo
∂ ln (ρ l / a )
(5)
∂T
donde α representa el coeficiente de expansión térmica del adsorbato líquido. Multiplicando cada
termo de la ecuación diferencial por (RT 2), se obtiene
α R T 
(1 − n )
qst = L + R T ln (Ps / P ) + 
 T ln (Ps / P )
 nD 
[
]
(6)
3. CARACTERÍSTICAS DEL PAR ADSORBENTE-ADSORBATO
Para aplicaciones de refrigeración, el adsorbente debe tener una alta capacidad adsortiva a
temperatura ambiente y bajas presiones, y una baja capacidad de adsorción a temperatura y presión
elevadas. Considerando que el sistema debe operar con temperaturas negativas, para la producción
de hielo, el par carbón activado-metanol es el que presenta las mejores características para tal
finalidad. Se destacan las siguientes propiedades del metanol:
- evapora a temperaturas muy por debajo del 0oC;
- su entalpía de vaporización es significativa (1.200 kJ/kg, para - 5oC);
- su molécula es suficientemente pequeña (4.10-4 µ m), lo que facilita su adsorción en
microporos con diámetros inferiores a 2.10 -3µm;
- su punto de ebullición normal (~ 65 oC) es relativamente alto, lo que impide su combustión
espontánea en el ambiente donde se encuentra el refrigerador;
- requiere presiones de trabajo siempre por debajo de la atmosférica, lo que significa un factor
de seguridad en caso de pérdida de estanqueidad del sistema.
El carbón activado es un material que tiene un significativo volumen de microporos, cuyos
poros tienen las dimensiones adecuadas para la adsorción del metanol. En este trabajo se considera
el carbón activado de tipo AC-35, de fabricación francesa, debido a su utilización en varios estudios
teóricos y experimentales aplicados a la refrigeración encontrados en la literatura y, en
consecuencia, al conocimiento de sus propiedades termofísicas y parámetros de la ecuación de
estado de su equilibrio con metanol. Las isósteras del par carbón activado AC-35/metanol fueron
obtenidas experimentalmente por Pons y Grenier (1986) y, en consecuencia, han sido determinados
los parámetros característicos de la ecuación de Dubinin-Astakhov.
4. DESCRIPCIÓN DEL REFRIGERADOR Y PRINCIPIO DE FUNCIONAMIENTO
La operación del sistema está basada en un ciclo intermitente, o de simple efecto, donde no
hay recuperación de calor. El ciclo consiste en dos etapas: una caracterizada por el proceso de
adsorción, cuando ocurre la evaporación del fluido de trabajo (el adsorbato) (Fig. 1a); y otra, de
regeneración del medio poroso (el adsorbente), mediante la conversión térmica de energía solar, en
la cual el adsorbato es condensado (Fig. 1b).
Adsorbedor/
Colector Solar
Adsorbedor/
Colector Solar
Fig. 1. Esquema de funcionamiento del sistema:
(a) etapa de producción frigorífica; (b) etapa de regeneración
El refrigerador está constituido básicamente por tres componentes: un conjunto
adsorbedor/colector solar, un evaporador y un condensador, conforme se muestran en la Fig. 1. La
dirección del flujo gaseoso cambia, de acuerdo a la etapa, de producción frigorífica o de
regeneración.
La etapa de producción frigorífica empieza al final de la tarde, cuando la temperatura y la
presión del adsorbedor comienzan a disminuir, según un proceso isostérico, o sea, un proceso en
que la concentración de fase adsorbida es constante. La evaporación es desencadenada, cuando el
flujo de adsorbato se dirige hacia el adsorbedor, ocurriendo durante todo el período nocturno, hasta
la temperatura del adsorbedor alcanzar un valor mínimo. Al final de la adsorción, el adsorbedor está
con una temperatura y una presión correspondiente a la saturación de la fase gaseosa en el
evaporador. Con el calentamiento del adsorbedor, por acción del sol, su presión aumenta, siguiendo
otro proceso isostérico. Cuando el reator alcanza la presión de condensación, la desorción
comienza, prosiguiendo hasta que el adsorbedor llega a la temperatura máxima, completando así el
ciclo. Un análisis termodinámico detallado del ciclo de refrigeración por adsorción es descrito por
Leite (1998).
5. PRINCIPALES INNOVACIONES
Con respecto a otros refrigeradores solares, operando con el mismo par adsortivo, ya
realizados y probados, particularmente aquellos (prototipos y unidades comerciales) idealizados por
el Laboratorio francés LIMSI-CNRS, de Orsay, las principales innovaciones propuestas en el diseño
del actual sistema son: las geometrías del adsorbedor y del evaporador, el tipo de condensador
(inmerso en agua, en vez de expuesto al aire) y la cobertura semitransparente del colector (uso de
celdas anti-convectivas). El adsorbedor está formado por una serie de tubos, ubicados a cada lado,
con la parte superior sirviendo de superficie absorbedora de la radiación solar, cuya cobertura está
compuesta de dos placas de vidrio conteniendo entre ellas un material aislante transparente (TIM)
de policarbonato. El lecho adsorbente ocupa el espacio anular concéntrico comprendido entre la
superficie exterior del tubo y una tela metálica, por donde fluye el adsorbato (Fig. 2). Los
adsorbedores diseñados por el LIMSI son del tipo caja, constituidos de un recipiente único, como se
indica en la Fig. 3. El adsorbedor multitubular presenta dos ventajas esenciales, con respecto a
aquellos formados por una pieza única: su fabricación es mas simple (puede ser construido de forma
modular; usando líneas de soldadura menores); y puede ser construido con material de menor
espesor, por el hecho de su geometría soportar diferencias de presión mayores (el sistema funciona
en vacío).
adsorbente
Fig. 2. Esquema del adsorbedor multitubular propuesto.
adsorbente
Fig. 3. Esquema del adsorbedor de los refrigeradores del LIMSI.
6. DESCRIPCIÓN Y DIMENSIONES DE LOS COMPONENTES DEL SISTEMA
Los componentes del refrigerador, adsorbedor, condensador y evaporador, son multitubulares
y hechos de acero inoxidable. La Fig. 4 muestra el adsorbedor, el condensador y las tuberías de
conexión del prototipo.
Fig. 4. Vista del adsorbedor, del condensador y de las tuberías de conexión.
6.1 Adsorbedor/Colector Solar
Una representación esquemática del conjunto adsorbedor/colector solar se indica en la Fig. 5.
Este componente es formado por 8 tubos, de diámetro nominal 76 mm y 1,61 m de largo,
correspondiendo a un área de captación solar de 1 m 2. La superficie colectora es considerada
selectiva y la cobertura semitransparente del colector está compuesta por dos placas de vidrio de 3
mm, cuyo espacio entre ellas está lleno de elementos hexagonales (Transparent Insulation MaterialTIM) de policarbonato, con una razón de aspecto igual a 5.
Cada uno de los tubos del adsorbedor lleva 2,5 kg de carbón activado, correspondiendo a una
cantidad total de 20 kg de adsorbente. La relación masa de adsorbente/area de captación solar
adoptada (20kg/m2) tiene como base la mayoría de los estudios y realizaciones experimentales
encontradas en la literatura, tratándose de refrigeradores que usan el mismo par. La cantidad de
metanol introducida inicialmente en el lecho adsorbente es de 6 kg.
Fig. 5. Esquema del conjunto adsorbedor/colector solar.
6.2 Condensador
El condensador consiste de una serie de tubos de 48 mm de diámetro nominal. El conjunto
está ubicado en la base de un recipiente de dimensiones 1,00 x 0,95 x 0,30 m 3, con una capacidad
para contener 250 litros de agua. Las paredes del estanque no tienen aislamiento y su cara superior
es abierta, pero protegida de la incidencia solar por el adsorbedor/colector (Fig. 6). Los tubos
forman un plan inclinado de 7o del plan horizontal, para permitir un flujo máximo de metanol
líquido hacia el evaporador. El dimensionamiento se hizo teniendo en cuenta la potencia térmica
disipada en agua durante el cambio de fase gas-líquido del adsorbato, que se expresa como
Qcon =
M con Lcon
Δt con
(7)
donde Mcon es la masa de metanol condensada (6 kg), L con es el calor latente de condensación
(1.160kJ/kg), Δtcon es la duración del proceso de condensación (5 h).
Sustituyendo los valores de la ec. (7) se obtiene una potencia de 387 W. Tomando valores
promedios de las propiedades del agua y una diferencia de temperatura de 1 oC entre la superficie
metálica y el agua, las ecuaciones clásicas de la convección natural dan un coeficiente de
transferencia de calor de 477W/m 2K. Con este valor, se obtiene una superficie de condensación de
1,2 m2, lo que corresponde a una cantidad de 10 tubos de 0,8 m de largo cada uno. Considerando los
dos tubos de distribución, llegase a un área efectiva de transferencia de calor de 1,5 m2.
Fig. 6. Esquema del condensador.
6.3 Evaporador
El evaporador está constituido por tubos de 57 mm de diámetro nominal ubicados
paralelamente, interconectados en su extremidad posterior, para garantizar una igual distribución de
metanol en cada uno de ellos. El recipiente que contiene el agua a congelar tiene una capacidad de
10 litros, lo que corresponde a un nivel de agua igual a la mitad del diámetro de los tubos. El
volumen total de metanol distribuido en los tubos es de 7,5 litros. Este valor equivale a una
capacidad de adsorción máxima de 300 g/kg de carbón activado, teniendo en cuenta una masa
específica de metanol líquido, a -5oC, de 1200 kg/m3.
Para dimensionar el evaporador se han considerado las cantidades de energía utilizadas en los
dos procesos siguientes: 1) la disminución de temperatura del agua hasta 0 oC (Q ev1) y 2) la
solidificación (Qev2 ). Las potencias térmicas correspondientes son calculadas en función de las
cantidades de metanol que evapora en cada una de las etapas. Estas potencias pueden ser calculadas
por la expresión siguiente
Qev =
M ev Lev
Δt ev
(8)
donde Mev es la masa de metanol evaporada, L ev es el calor latente de evaporación (1.180kJ/kg), Δtev
es la duración del proceso de evaporación.
Haciendo Mev1 = 0,7 kg y Δtev = 1 h se obtiene, de la ec. (8), Qev1 = 229 W. Tomando Mev2 =
5,3 kg y Δtev = 12 h, resulta Qev2 = 145 W. Considerando los coeficientes de transferencia de calor
involucrados en cada uno de estos procesos, se adoptará para la superficie de evaporación necesaria
el mayor valor obtenido. Con h 1 = 355 W/m2K y Δt1 = 1oC se obtiene Aev1 = 0,65 m2; con
h2 = 29 W/m 2K y Δ tev = 4oC se obtiene Aev2 = 1,25 m2. Por lo tanto, la superficie de evaporación
necesaria es de 1,25 m2, lo que corresponde a 14 tubos de 1 m de largo.
7. MODELO MATEMÁTICO Y RESOLUCIÓN NUMÉRICA
El modelo ha sido elaborado para determinar, instantáneamente los siguientes parámetros: la
temperatura y la masa adsorbida, la presión total del adsorbedor y las temperaturas del condensador
y del evaporador. Las hipótesis principales son:
- se considera el equilibrio termodinámico del par adsorbente-adsorbato, a cada instante;
- la resistencia a la transferencia de masa ínter-granular y en el interior de los poros es
despreciable;
- la distribución espacial de temperaturas en el adsorbente depende solamente de la dirección
radial;
- el sistema adsorbente-adsorbato es un medio continuo y homogéneo, para efecto de la
conducción térmica;
- los efectos convectivos en el interior del adsorbente y la pérdida de presión son
despreciables.
Se aplican las ecuaciones de la conservación de energía y de masa a cada uno de los
componentes del refrigerador: adsorbedor (colector solar + adsorbente), condensador (tubería +
agua) y evaporador (tubería + agua a congelar + aire confinado en la cámara). Se consideran en los
cálculos dos tipos de cobierta: cobertura simple (placa de vidrio única) y cobertura TIM.
La ecuación de la energía para el par adsorbente-adsorbato es dada por
[ρ (C
1
1
]
+ a C2 )
 ∂ 2T
∂T
∂a
1 ∂ T
 + q st ρ1
= k
+
2
∂t
r ∂t
∂t
∂r
(9)
donde C es el calor específico (los índices 1 y 2 corresponden al adsorbente y al adsorbato,
respectivamente), ρ1 es la masa específica y k la conductividad térmica del lecho adsortivo. El
término ∂a/∂t es obtenido a partir de la diferenciación total de a con respecto al tiempo
d a  ∂a
d T  ∂ a  d ln P
=
+


dt
 ∂ T  ln P d t
 ∂ ln P  T d t
(10)
Haciendo algunas operaciones algébricas y, además, teniendo en cuenta las ecuaciones (1) y
(6), se obtiene
da
=b
dt
 d ln P
q dT
− st 2


RT d t 
 dt
(11)
com
 P
b = a n D T n  ln s 
 P
n −1
(12)
donde n y D son los parámetros de la ecuación de Dubinin-Astakhov. En consecuencia, la expresión
final obtenida es

∂ 2 T
b ρ1 q st2  ∂ T
d ln P
1 ∂T
=
+

 + b ρ1 q st
 ρ1 (C1 + a C2 ) +

2
2
r ∂t 
dt
R T  ∂t
 ∂r

(13)
El término es determinado en función del proceso en curso en el adsorbedor; el caso de un
proceso isostérico, de adsorción o desorción, se tiene
d ln P
=
dt
q st r dr dz
2
dt
∫∫ b(a, T , P) RT
∫∫ b(a, T , P)r dr dz
(14)
En el caso de condensación o evaporación: P = Ps (t).
En el entorno placa absorbedora/adsorbente (r = r1), la conducción de calor es dada por
∂ T
−k
= h Tp − Tn

 ∂ r  r = r1
(
)
(15)
donde h es la conductancia térmica en r = 1, T p la temperatura de la placa metálica y T n la
temperatura del adsorbente próxima a la pared. El entorno lecho adsorbente/conducto de difusión
del adsorbato (r = ro), es considerado adiabática, o sea
∂ T
=0


 ∂ r  r = ro
(16)
Las condiciones iniciales son fijadas en función de la temperatura del aire ambiente y de las
propiedades del par adsortivo: Pt=0 = Po , T(r) t=0 = T con t=0 = Tambt=o = T o. Las temperaturas
iniciales referentes al evaporador, a la cámara frigorífica y a la masa de agua a congelar son
obtenidas a partir de los resultados de simulaciones de la etapa diurna del ciclo.
Los valores de Po y To son basados en las curvas de equilibrio (isósteras) del par empleado, el
carbón activado AC-35/metanol, obtenidas experimentalmente por Pons e Grenier (1986). Estos
valores corresponden a una concentración de la fase adsorbida de 300 g/kg de adsorbente.
El modelo matemático completo y detallado para evaluar el comportamiento térmico del
refrigerador es presentado por Leite y Daguenet (2000). Se empleó el método de diferencias finitas,
con formulación totalmente implícita, para resolver el sistema de ecuaciones del sistema. Es
necesario realizar un proceso iterativo porque la ecuación del adsorbedor presenta términos nolineales y sus coeficientes son desconocidos en cada instante.
8. RESULTADOS Y DISCUSION
Los resultados de la simulación numérica han sido obtenidos para los seis meses más calientes
(Octubre-Marzo) de João Pessoa (7o8'S, 34o50'WG), considerando en los cálculos el día
característico promedio. La cantidad de hielo producida varió entre 6,7 y cerca de 10 kg/m2 de área
de captación solar, respectivamente, para Marzo y Diciembre. La radiación solar incidente en estos
meses fue de 19,6 y 21,4 MJ/m2, respectivamente. El máximo, de 22,9 MJ/m2, se verificó en
Octubre, cuando se obtuvo una temperatura de regeneración máxima de 115 oC. Se ha constatado
que la eficiencia de la cobierta TIM ha sido prácticamente el doble de aquella obtenida con la
cobertura simple; los rendimientos promedios de conversión térmica del colector solar fueran,
respectivamente, de 57% y de 40%.
Se ha comparado los resultados obtenidos para el mes de Marzo, para el caso del sistema con
cobertura simple, con los de un estudio experimental realizado en Túnez por Medini et al (1991),
con un prototipo de características similares. En la Tabla 1 están los principales parámetros a ser
comparados. COPs1 es el coeficiente de performance solar bruto, calculado en base a la masa de
metanol condensada durante el ciclo (M con ), y COPs2 es el coeficiente de performance solar líquido,
obtenido en función de la masa de hielo producido (Mgelo). Esi es la energía solar incidente y ηc el
rendimiento de conversión térmica solar.
Tabla 1. Resultados experimentales y de la simulación para sistemas con cobertura simples y TIM.
Tipo de
Sistema
Medini et al (1991)
Cobertura Simples
Cobertura TIM
Tmax
(oC)
90
82
105
Tev
(oC)
- 2,0
- 0,6
- 0,9
Mcon
(kg)
2,9
2,4
4,2
Mgelo
(kg)
5,0
3,5
7,3
Esi
(MJ/m2)
20,0
19,6
19,6
ηc
(%)
41
42
59
COPs1
0,15
0,13
0,24
COPs2
0,074
0,060
0,124
El prototipo realizado en Túnez empleaba un intercambiador de calor móvil, alternando su
función, sea como evaporador, sea como condensador, a través de su inmersión en un recipiente
abierto con agua. El uso de este dispositivo puede explicar la diferencia verificada en los valores de
COP obtenidos, entre este sistema e aquello de cobertura simple, considerando que os valores
promedios de ηc fueron muyo próximos (41% e 42%).
Con respecto a los resultados obtenidos para el sistema con cobertura TIM, el COP solar
líquido fue 67% mayor que el presentado por el prototipo de Túnez. El COPs2 para el mes de
Diciembre fue de 0,155 y el C O Ps2 promedio para los seis meses considerados fue de 0,13.
Teniendo en cuenta los valores similares obtenidos para los rendimientos de conversión térmica
solar ( ηc ), entre los referentes a las simulaciones para cobertura simple y los del prototipo de Túnez,
se concluye que el aumento significativo verificado en los COPs del sistema con TIM se deben a
una correspondiente disminución de las pérdidas de calor por el uso de la cobertura TIM.
9. CONCLUSIONES
Se han presentado la caracterización y los parámetros necesarios para el dimensionamiento de
un refrigerador solar basado en la adsorción del metanol en carbón activado, con algunas
innovaciones propuestas. Se ha constatado que el uso de una cobertura TIM en el componente
adsorbedor/colector solar ha sido considerablemente más eficiente que las comúnmente usadas en
refrigeradores solares.
Los resultados de los cálculos demuestran que, con la cobertura TIM, es posible obtener
temperaturas de regeneración superiores a los 100oC, con colectores helioestáticos, permitiendo
condensar una cantidad importante de adsorbato, mejorando así, la eficiencia del ciclo. El análisis
comparativo entre los resultados teóricos y los resultados experimentales, obtenidos con un sistema
similar, indica un aumento de casi un 50% en la cantidad de hielo producido, cuando se considera la
cobertura TIM.
De acuerdo con los resultados de la simulación, es posible producir hasta 10 kg de hielo por
metro cuadrado de área de colector, en climas con elevada incidencia de radiación solar, como son
las condiciones predominantes en la región Nordeste de Brasil.
10. REFERENCIAS
Dubinin, M.M. and Astakhov, V.A., 1971, Molecular-sieve Zeolithes-II, American Chemical
Society, Washington
Leite, A.P.F., 1998, Thermodynamic analysis and modeling of an adsorption-cycle system for
refrigeration from low-grade energy sources, Journal of the Brazilian Society of Mechanical
Sciences, Vol. 20 No 4, pp. 518-531.
Leite, A.P.F. and Daguenet, M., 2000, Performance of a new solid adsorption ice maker with solar
energy regeneration, Energy Conversion & Management, Vol. 41, pp. 1625-1647.
Medini, N., Marmottant, B., Golli, S. et Grenier, Ph, 1991, Etude d'une machine solaire à fabriquer
de la glace, Revue Internationale du Froid, Vol. 14, pp. 363-367.
Meunier, F., 1988, Solid sorption heat powered cycles for cooling and heat pumping application,
Applied Thermal Engineering, 715-729.
Pons, M. and Grenier, Ph., 1986, A phenomenological adsorption equilibrium law extracted from
experimental and theoretical considerations applied to the activated carbon and methanol
adsorption pair, Carbon, Vol.24, No 5, p.615.