Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 3 (1): 10-22
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Universidad Autónoma de Baja California ISSN 2594-1925
Volumen 6 (4): e263. Octubre-Diciembre, 2023. https://doi.org/10.37636/recit.v6n4e263
ISSN: 2594-1925
1
Artículo de investigación
Análisis de correlaciones para propiedades termodinámicas del
agua saturada y vapor sobrecalentado aplicado a ciclos de
refrigeración por absorción
Analysis of thermodynamics properties correlations for saturated and
superheated water applied in absorption refrigeration cycles
José Luis Rodríguez Muñoz1 , César Manuel Valencia Castillo2 , José Sergio Pacheco Cedeño1 ,
Felipe Noh Pat3 , Carlos Ernesto Borja Soto1
1Ingeniería Mecánica, Universidad Autónoma del Estado de Hidalgo, Escuela Superior de Ciudad Sahagún, Carretera Cd.
Sahagún-Otumba s/n, Zona Industrial, Ciudad Sahagún, Hidalgo, México, CP 43970
2CARHS, Universidad Autónoma de San Luis Potosí, Carr. Tamazunchale - San Martín Km. 5, Tamazunchale, San Luis
Potosí, México, CP 79960
3Facultad de Ingeniería, Universidad Autónoma de Campeche, Predio s/n Col. Ex. Hacienda Kalá, Campeche, Campeche,
México, CP 24085
Autor de correspondencia: José Luis Rodríguez Muñoz, Ingeniería Mecánica, Universidad Autónoma del Estado de Hidalgo,
Escuela Superior de Ciudad Sahagún, Carretera Cd. Sahagún-Otumba s/n, Zona Industrial, Ciudad Sahagún, Hidalgo, México,
CP 43970. Correo electrónico: jose_rodriguez@uaeh.edu.mx. ORCID: 0000-0002-4108-9414.
Enviado: 9 de Junio del 2023 Aceptado: 4 de Septiembre del 2023 Publicado: 5 de Octubre del 2023
Resumen. – El presente trabajo compara las propiedades termodinámicas, del agua saturada y sobrecalentada,
obtenidas mediante correlaciones propuestas por dos grupos de autores contra aquellas correlaciones obtenidas por la
IAPWS. Además, el COP de un ciclo de refrigeración por absorción es estimado, en el que es empleado
como mezcla de trabajo, para distintas efectividades del intercambiador de calor de solución, mediante el uso de dichas
correlaciones. Los resultados muestran que, al comparar las propiedades, estimadas por medio de las correlaciones
propuestas, contra las obtenidas por la IAPWS, se concluye que hay una buena concordancia entre la mayoría de
propiedades bajo estudio. Cuando se utilizan las correlaciones para estimar el COP del ciclo, las correlaciones
propuestas por uno de los dos grupos de autores lo estiman muy bien, siendo la máxima desviación de cuando la
efectividad del intercambiador de calor de solución es de ; mientras que, si se utilizan las correlaciones propuestas
por el otro grupo de autores, la desviación es casi constante, promediando . Finalmente, una ventaja del uso de las
correlaciones propuestas por ambos autores, en comparación con las obtenidas por la IAPWS, es que estas resultan de
formulaciones de simples polinomios (n6), lo que las hace más sencillas de programar, así como su posible
implementación como herramienta computacional para el cálculo de las propiedades del agua durante el análisis y
simulación de sistemas de refrigeración por absorción.
Palabras clave: Correlaciones; Refrigeración por absorción; LiBr-H2O; SHX; COP.
Abstract. – This paper compares the thermodynamic properties, of saturated and superheated water, computed with
proposed correlations of two groups of authors versus those obtained by the IAPWS. Besides, the COP of an absorption
refrigeration cycle using as working pair, is estimated, for different effectiveness of the solution heat
exchanger, using such correlations. The results show that there is a good agreement between both correlations proposed
in comparison with the IAPWS formulations. When the correlations are used to compute the COP of the cycle, those
correlations proposed by one of the two groups of authors estimate it very well, being the maximum deviation when
the cycle operates at of solution heat exchanger effectiveness; while if the proposed correlations by the other group
of authors are used, the deviation is almost constant averaging . Finally, the advantage of using the correlations
proposed by both authors, in comparison with those obtained by the IAPWS formulations, is that these result from simple
polynomials correlations (n≤6), which makes them easier to program, as well as their possible implementation as a
computational tool for the calculation of water properties in the analysis and simulation of absorption refrigeration
systems.
Keywords: Correlations; Absorption refrigeration; LiBr-H2O; SHX; COP.
2 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
1. Introducción
El agua es un fluido que se emplea comúnmente
en diversas aplicaciones industriales, tales como:
plantas termoeléctricas, plantas manufactureras,
refinerías e hidroeléctricas [1], así como
refrigerante en los equipos de refrigeración [2-3].
Debido a su punto de congelación, el agua debe
ser empleado en los sistemas de refrigeración
para aplicaciones de acondicionamiento de aire.
Por tal motivo, las propiedades del agua juegan
un papel fundamental en el análisis y simulación
de este tipo de sistemas, por ello, en la literatura
se puede encontrar una variedad de correlaciones
que estiman las propiedades termodinámicas de
este fluido [4-9].
Basado en lo anterior, [10] Wagner y Prub [10]
proporcionaron información sobre datos
experimentales de las propiedades del agua para
desarrollar una detallada formulación de la
IAPWS-95. Para la formulación de las
propiedades termodinámicas, los autores
aplicaron modernas estrategias de optimización
de la ecuación de estado para resolver las
ecuaciones no lineales obtenidas. Los resultados
de la formulación de la IAPWS-95 cubre un
rango de temperaturas y presión de van de 251.2
K a 209 MPa hasta 1273 K hasta 1000 MPa,
presentando desviaciones en la densidad,
velocidad del sonido y calor especifico menores
al 0.2%. Verma [11] calculó las propiedades
termodinámicas del agua empleando el método
de control activo (StmTblGrd), por medio de una
matriz de 41 X 41 elementos en el software
Excel, así como para un rango de presiones y
temperaturas de 10,000-20,000,000 Pa y 400-600
K, respectivamente. Sus resultados muestran una
desviación de 0.03%, respecto a los valores
obtenidos por la formulación IAPWS.
Mallamace et al. [12] estudiaron las anomalías de
los comportamientos de las funciones para el
cálculo de propiedades para agua confinada. Para
su análisis, ellos emplearon resonancia
magnética nuclear para evaluar el calor
específico y parámetros de transporte en
condiciones estables y fase de líquido
subenfriado en estado metaestable. Con base a
sus resultados, ellos concluyen que la
temperatura en la zona de compresibilidad
isotérmica y la región de cruce frágil-fuerte, el
cual es el fenómeno que generalmente
caracteriza a las propiedades de subenfriado,
juegan un papel central en la determinación de las
propiedades del agua confinada.
Zhong et al. [13] realizaron un estudio
comparativo para determinar las propiedades del
agua mediante un código realizado en una
máquina computacional avanzada (TRACE).
Ellos compararon las propiedades de la energía
interna, entalpia específica, densidad y calor
específico para el agua y vapor saturado, líquido
subenfriado y vapor sobrecalentado y sus
resultados fueron comparados con las funciones
de las propiedades termodinámicas obtenidas por
el IF97 [14-16], concluyendo que las funciones
desarrolladas en TRACE, son capaces de
predecir con una alta exactitud la mayoría de las
propiedades termodinámicas del agua.
Específicamente en los sistemas de refrigeración
por absorción, se emplean mezclas, las cuales
están basadas en agua como refrigerante y
soluciones acuosas, como absorbente [17-23].
Dentro de los equipos comerciales de
refrigeración por absorción, las mezclas más
empleadas son el LiBr-H2O y el NH3-H2O. La
ventaja de la mezcla NH3-H2O, en comparación
con la mezcla LiBr-H2O, es que ésta puede ser
empleada para aplicaciones de baja temperatura
de evaporación (<5°C) [24]; sin embargo, el
rendimiento energético es más bajo, en
comparación a la mezcla LiBr-H2O [25]. En este
sentido, Ahmad et al. [26] evaluaron un ciclo de
refrigeración de simple efecto, en el que las
mezclas LiBr-H2O y LiCl-H2O fueron
3 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
comparadas bajo diferentes condiciones de
operación. Para el cálculo de las propiedades del
agua, los autores emplearon las correlaciones
propuestas por Talbi y Angew [27]. Konwar et al.
[28] aplicaron una optimización multi-objetivo a
un ciclo de refrigeración por absorción de doble
efecto, con flujo en serie y paralelo, en el que las
propiedades del agua y del vapor fueron
calculadas de las ecuaciones presentadas por la
IAPWS.
Por otra parte, Li et al. [30] evaluaron un ciclo de
refrigeración por absorción de simple efecto
activado con energía solar, en el que emplearon
como alternativa, la mezcla CaCl2–LiBr–
LiNO3/H2O. En este caso, el agua es usada como
refrigerante, mientras CaCl2–LiBr–LiNO3 como
absorbente. Para el cálculo de las propiedades
termodinámicas del agua, los autores emplearon
las formulaciones desarrollas por Jiang y Cao
[31]. Maryami y Dehghan [32] realizaron un
estudio exergético en el que comparan cinco
diferentes tipos de ciclos de refrigeración por
absorción, empleando como mezcla de trabajo, el
LiBr-H2O. La influencia de diferentes
parámetros de operación sobre el rendimiento
energético para cinco diferentes ciclos de
refrigeración por absorción, fueron evaluados
con la ayuda del software Engineering Equation
Solver (EES) [33].
Lizarte y Marcos, [34] realizaron una
optimización energética al ciclo de refrigeración
de triple efecto, en el que emplearon LiBr-H2O
como mezcla refrigerante. La simulación fue
realizada a diferentes temperaturas de
evaporación y condensación, así como el mismo
valor en el cambio de concentración de la
solución, en todos los generadores de vapor.
Florides et al. [35] presentaron un método para
evaluar las características y el rendimiento
energético de una máquina de absorción de
simple efecto. Para su análisis, los autores
emplearon agua como refrigerante y LiBr como
absorbente, donde la presión de saturación,
densidad del agua, entalpía de agua saturada y la
entalpía de vapor sobrecalentado fueron
obtenidas de los polinomios desarrollados por
Rogers y Mayhew [8].
En este sentido, no hay una homologación en su
uso dentro del análisis y simulación de este tipo
de sistemas. Por tal motivo, este trabajo tiene
como objetivo comparar las propiedades del agua
estimadas por dos diferentes tipos de
correlaciones presentadas en la literatura dentro
de un ciclo de refrigeración por absorción de
simple efecto, en el que LiBr-H2O es empleado
como mezcla de trabajo. Para la simulación del
ciclo, las correlaciones propuestas por Jiang y
Cao [31] y Florides et al. [35] son empleadas para
el cálculo de las propiedades del agua y vapor,
mientras las propiedades termodinámicas del
LiBr se obtuvieron con la ayuda del software
EES [33].
Las desviaciones porcentuales que presentan las
propiedades más relevantes son discutidas y
comparadas para cada una de las metodologías
descritas. Además, la influencia de la efectividad
en el intercambiador de calor de solución sobre
el rendimiento energético del ciclo de
refrigeración por absorción es analizado. Con
esta comparación se pretende enfatizar la
importancia de elegir adecuadamente las
correlaciones a utilizar para la estimación de las
propiedades termodinámicas del agua y las
desviaciones que se presentan en comparación
con las correlaciones propuestas por la IAPWS,
las cuales son ampliamente aceptadas por
organismos internacionales. Finalmente, el uso
de las correlaciones propuestas por ambos
autores, en comparación con las obtenidas por la
IAPWS, resultan de formulaciones de simples
polinomios (n<6), lo que las hace más sencillas
de programar, así como su posible
implementación como herramienta
computacional para el cálculo de las propiedades
4 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
del agua en el análisis y simulación de sistemas
de refrigeración por absorción.
2. Metodología
2.1. Propiedades termodinámicas del agua
Las propiedades del agua son fundamentales para
el análisis de sistemas de refrigeración por
absorción y, dentro de las correlaciones
comúnmente empleadas para el cálculo de sus
propiedades termodinámicas, son las que se
encuentran incluidas dentro del software EES, las
cuales han sido desarrolladas por la IAPWS. Sin
embargo, en la literatura se encuentran otras
correlaciones que se emplean para el cálculo de
las propiedades del agua, las cuales han sido
propuestas por Jiang y Cao [31] y por Florides et
al. [35].
Para condiciones de saturación, Jiang y Cao [31]
proponen la siguiente ecuación para el cálculo de
la presión de saturación (p), en , la cual está
en función de la temperatura T, en :
(1)
Donde los coeficientes son los elementos del
siguiente vector A:
Por su parte, Florides et al. [35] han empleado la
ecuación 2 para estimar la presión de saturación,
en , en función de la temperatura T, en .
(2)
Donde los coeficientes son los elementos del
siguiente vector A:
Otra de las propiedades termodinámicas,
consideradas dentro del análisis, es la entalpía
especifica de vapor saturado, , la
cual da un indicio de la cantidad de energía que
posee un fluido y esta pueda ser aprovechada en
forma de calor o trabajo. Para estimar la entalpía
específica de vapor saturado, en función de la
temperatura absoluta, T, en , Jiang y Cao [31]
proponen la siguiente ecuación:
(3)
5 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
Donde los coeficientes son los elementos del siguiente vector A:
Por su parte, Florides et al. [35] han usado la
siguiente ecuación para estimar la entalpía específica de vapor saturado, , en
función de la temperatura, T, en .
(4)
Donde los coeficientes son los elementos del siguiente vector A:
En la condición de líquido saturado, Jiang y Cao.
[31] proponen la ecuación 5 para estimar la
entalpía específica de líquido saturado,
, la cual está en función de la presión p, en
:
(5)
Donde los coeficientes son los elementos del siguiente vector A:
Para estimar la entalpia específica de cambio de
fase, , en función de la temperatura T, en . Florides et al. [35] han propuesto la
siguiente ecuación:
(6)
Donde los coeficientes son los elementos del siguiente vector A:
Con la entalpía específica de cambio de fase, es
posible estimar la entalpía específica de líquido saturado, , mediante el uso de la
ecuación 7:
(7)
Para estimar la entalpía específica del vapor
sobrecalentado, , en función de la
6 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
temperatura absoluta, T, en , y de la presión, p,
en , Jiang y Cao [31] proponen el uso de la
siguiente ecuación.
(8)
Es importante mencionar que, la ecuación 8 está limitada para el siguiente rango de presiones y
temperaturas: y , y los coeficientes son los elementos del siguiente vector A:
Por su parte, Florides et al. [35] han propuesto la
siguiente ecuación para estimar la entalpía
específica del vapor sobrecalentado,
, en función de la temperatura, T, en , y
de la presión, p, en .
(9)
Donde , y ∆T son valores que se obtienen de las siguientes ecuaciones:
(10a)
(10b)
(10c)
Para el cálculo del volumen específico,
, en la condición de vapor sobrecalentado,
en función de la temperatura, T, en , y de la
presión, p, en , Jiang y Cao [31] proponen la
siguiente ecuación.
(11)
La ecuación está limitada para el siguiente rango
de presiones y temperaturas: y
, mientas los coeficientes son obtenidos
por medio de los elementos del siguiente vector
A:
Es importante señalar que Florides et al. [35] no
proponen alguna ecuación para estimar el
volumen específico del vapor sobrecalentado,
por lo tanto, no hay un punto de comparación
respecto a los valores obtenidos por Jiang y Cao
[31].
7 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
2.2. Ciclo de refrigeración por absorción
En la Figura 1 se muestra el diagrama
esquemático del ciclo de refrigeración por
absorción de simple efecto, en el que LiBr-H2O
es empleado como mezcla de trabajo. Este
sistema se caracteriza por operar a bajas
presiones y consiste de cuatro componentes
básicos, a saber, absorbedor, generador,
evaporador y condensador, así como de algunos
componentes auxiliares, como son: la válvula de
expansión de refrigerante, la válvula de
expansión de solución, la bomba de solución y el
intercambiador de calor de solución (SHX). Su
principio de funcionamiento es el siguiente.
Refrigerante en forma de vapor saturado es
enviado al condensador (7), donde es condesado
hasta alcanzar las condiciones de líquido
saturado (8) y enviado a la válvula de
refrigerante. A la salida de la válvula de
refrigerante (9), el refrigerante, en cambio de
fase, entra al evaporador, donde el calor, del
espacio a enfriar, es absorbido, para luego entrar
al absorbedor como vapor saturado (10). El vapor
de refrigerante que deja el evaporador es
absorbido por la solución débil proveniente del
generador (6). La solución rica en refrigerante (1)
es bombeada del absorbedor hacia el generador,
provocando que se incremente la presión al
ingreso del intercambiador de calor de solución
(SHX). En el SHX, la solución rica en
refrigerante que sale del generador (4) transfiere
energía calorífica a la corriente proveniente de la
bomba de solución (2), incrementando la
temperatura antes de ingresar al generador (3),
mientras se reduce la temperatura de la solución
pobre en refrigerante que ingresa a la válvula de
solución (5), para posteriormente ser enviada al
absorbedor y completar el ciclo.
Figura 1. Diagrama esquemático del ciclo de refrigeración por absorción.
2.2.1. Análisis termodinámico y
consideraciones
En esta sección se describe el análisis
termodinámico del ciclo de refrigeración por
absorción de simple efecto. El análisis
termodinámico está basado en balances de masa,
especies y energía, los cuales han sido aplicados
a cada uno de los componentes que conforman el
ciclo. Además, se consideró que el sistema opera
en condiciones de estado estacionario y se
desprecian los efectos de las energías cinética y
potencial. Dichas ecuaciones se describen a
continuación:
De los balances de flujos de masa y especies, se
presentan las siguientes ecuaciones:
8 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
(12)
(13)
Donde y son los flujos másicos que entran
y salen, respectivamente, en cada uno de los
componentes del sistema, mientras y se
refiera a la concentración de la solución a la
entrada y salida, respectivamente, del
absorbedor, intercambiador de solución y
generador.
Del balance de razón de energía, se desprende la
siguiente ecuación.
(14)
Con base a la ecuación 14, el termino ,
representa la rapidez de transferencia de calor
para cada uno de los componentes del sistema,
la potencia consumida o producida por el
sistema, y , corresponden a la entalpía
específica del fluido a la entrada y salida,
respectivamente, en cada componente del
sistema.
Además, para el análisis y simulación del ciclo,
las siguientes consideraciones fueron aplicadas:
1. El refrigerante se encuentra en condiciones
de saturación a la salida del condensador y
evaporador.
2. La solución se encuentra en condiciones de
saturación a la salida del generador.
3. No existe transferencia de calor desde los
equipos de intercambio de calor hacia los
alrededores.
4. No hay caídas de presión en los equipos de
intercambio de calor y en la tubería.
5. Proceso isoentálpico en la válvula de
expansión.
6. Proceso isentrópico en la bomba.
De acuerdo a estas consideraciones, las
ecuaciones resultantes de los balances de energía,
para cada uno de los componentes dentro del
ciclo, se muestran en la Tabla 1.
Tabla 1. Ecuaciones derivadas de los balances de masa, especias y energía.
Componente
Balance de masa y
especies
Balance de energía
Evaporador
Condensador
Generador
Absorbedor
Intercambiador de
solución
Bomba de solución
9 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
Por otra parte, la efectividad del intercambiador
de solución se define como la razón de la
transferencia de calor actual, respecto a la
máxima transferencia de calor que podría darse,
lo cual se expresa en la siguiente ecuación:
15
El coeficiente de desempeño del ciclo de
refrigeración por absorción, está definido como
la relación de la capacidad de enfriamiento,
, respecto a la energía térmica consumida
en el generador, . Dicha expresión se obtiene
de la siguiente forma [36-38]:
16
Las ecuaciones de la Tabla 1, así como las
ecuaciones 12-16, son resueltas con la ayuda del
EES [33]. Esto se debe a que el software contiene
códigos de programación con las propiedades
termofísicas y de transporte de la mezcla LiBr-
H2O. Por tal motivo, dichas propiedades se
tomarán como valores base para el presente
estudio.
3. Resultados y discusiones
En esta sección se muestran el análisis
comparativo de los valores de las propiedades
termodinámicas del agua obtenidos por las
correlaciones de Jiang y Cao [31] y de Florides
et al. [35]. Los resultados obtenidos son
comparados con los valores correspondientes
obtenidos por el software EES [33], debido a su
amplia aceptación en el análisis termodinámico
de sistemas [39-41]
3.1. Propiedades de agua saturada
El rango de temperaturas aquí analizadas es
desde hasta . Este rango contempla las
temperaturas con las que comúnmente puede
operar el condensador en un ciclo de
refrigeración por absorción. En la Tabla 2 se
muestran algunos valores de presión de
saturación en el rango de temperaturas antes
mencionado, obtenidos con el EES [33]. Para las
temperaturas dadas, las presiones de saturación
se encuentran por debajo de la presión
atmosférica, por lo que, para aplicaciones en
sistemas de refrigeración por absorción, el uso de
agua como fluido refrigerante, conlleva a trabajar
con presiones de vacío.
Tabla 2. Presión de saturación del agua a distintas temperaturas.
1
0.6571
10
1.2282
20
2.3393
30
4.2470
40
7.3849
50
12.3520
10 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
En la Figura 2 se muestran los valores obtenidos
para la presión de saturación, en función de la
temperatura. Es posible apreciar que, en el rango
de temperaturas analizado, la ecuación propuesta
por Florides et al. [35] subestima la presión de
saturación. Los valores obtenidos con la ecuación
propuesta por Jiang y Cao [31] se traslapan con
los obtenidos por el EES [33], por lo que no se
aprecia en la figura.
Figura 2. Presión de saturación en función de la temperatura.
La Figura 3 muestra las desviaciones de la
presión de saturación de las correlaciones
propuestas por Jiang y Cao [31] y por Florides et
al. [35], respecto a las del EES [33]. La
desviación, en el rango de temperaturas
analizado, para la ecuación propuesta por Jiang y
Cao [31] es casi nula, siendo su máxima
desviación de , esto es a . La
ecuación propuesta por Florides et al. [35]
subestima la presión de saturación,
incrementando la desviación conforme aumenta
la temperatura, siendo la máxima desviación de
a . Entonces, para estimar la
presión de saturación, se prefiere utilizar la
ecuación propuesta por Jiang y Cao [31].
Figura 3. Desviación de la presión de saturación en función de la temperatura.
11 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
Los valores obtenidos para la entalpía específica
de vapor saturado, en función de la temperatura,
se ilustran en la Figura 4. Es posible apreciar que,
en el rango de temperaturas analizado, la
correlación propuesta por Jiang y Cao [31] y la
propuesta por Florides et al. [35] estiman la
entalpía específica de vapor saturado de forma
satisfactoria, debido a que los valores se traslapan
con los resultados obtenidos por el EES [33].
Figura 4. Entalpía específica de vapor saturado en función de la temperatura.
La Figura 5 muestra las desviaciones de las
correlaciones propuestas por Jiang y Cao [31] y
por Florides et al. [35], respecto a los valores
obtenidos por el EES [33], al estimar la entalpía
específica de vapor saturado. De la figura, se
puede apreciar que ambas correlaciones casi no
se desvían respecto a los resultados obtenidos por
el EES [33]. La correlación de Jiang y Cao [31]
tiene su máxima desviación de a ,
mientras que la correlación propuesta por
Florides et al. [35] tiene su máxima desviación de
a . Entonces, para estimar la
entalpía específica de vapor saturado, se
recomienda utilizar cualquiera de las dos
correlaciones propuestas.
Figura 5. Desviación de la entalpia específica de vapor saturado en función de la temperatura.
12 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
En cuanto a la estimación de la entalpía
específica de líquido saturado, Jiang y Cao [31]
lo hacen en función de la presión, en ;
mientras que Florides et al. [35] estiman la
entalpía específica de cambio de fase, en función
de la temperatura, en °C, pudiendo con ello,
calcular la entalpía específica de líquido
saturado.
Con el fin de comparar las estimaciones de
ambos autores, la estimación de la entalpía de
líquido saturado, propuesta por Jiang y Cao [31]
ha sido calculada en función de la temperatura de
saturación. En la Figura 6 es posible observar que
la correlación propuesta por Florides et al. [35]
estima muy bien la entalpía específica de líquido
saturado, ya que se traslapa con los valores
obtenidos por el EES [33], mientras que la
ecuación propuesta por Jiang y Cao [31]
subestima, incluso con valores negativos, la
entalpía específica de líquido saturado. Dicha
subestimación podría deberse a un error en los
valores de los coeficientes de la ecuación 5, así
como al cálculo de la presión de saturación del
agua, la cual presenta una mayor diferencia, a
medida que la temperatura de operación se
incrementa.
Figura 6. Entalpía específica de líquido saturado en función de la temperatura.
La Figura 7 presenta las desviaciones de las
correlaciones propuestas por Jiang y Cao [31] y
por Florides et al. [35], respecto a los valores
obtenidos por el EES [33], al estimar la entalpía
específica de líquido saturado. Ahí es posible
apreciar lo bien que predice la correlación
propuesta por Florides et al. [35] la entalpía
específica de líquido saturado, siendo la máxima
desviación de a . En cuanto a la
correlación propuesta por Jiang y Cao [31], se
puede observar que subestima la entalpía
específica de líquido saturado, siendo la máxima
desviación de a y la mínima de
a . Entonces, para estimar la
entalpía específica de líquido saturado, se
prefiere utilizar la ecuación propuesta por
Florides et al. [35].
13 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
Figura 7. Desviación de la entalpia específica de líquido saturado en función de la temperatura.
3.2. Propiedades de vapor de agua
sobrecalentado
La Tabla 3 muestra las temperaturas de
saturación, obtenidas por el EES [33], para las
cuatro presiones aquí analizadas.
Tabla 3. Temperaturas de saturación a distintas presiones.
4
6
8
10
28.96
36.16
41.51
45.81
En la Figura 8 se muestra la entalpia específica
del vapor sobrecalentado para las presiones
indicadas en la Tabla 2. Dado que el inicio del
sobrecalentamiento depende de la presión,
entonces las curvas inician a distinta
temperatura; por ejemplo, la gráfica para ,
figura 8a), inicia desde , temperatura
inmediata superior a la de saturación () a
dicha presión. Se puede apreciar que la
correlación propuesta por Jiang y Cao [31]
predice ligeramente por debajo la entalpía
específica del vapor sobrecalentado; mientras
que la ecuación propuesta por Florides et al. [35]
subestima el valor de dicha propiedad en la
mayor parte del rango de temperatura, teniendo
un cruce con el valor exacto muy cercano a la
temperatura de saturación para cada una de las
cuatro presiones. Dicha subestimación se puede
deber a que, en la correlación propuesta por
Florides et al. [35] requiere de un grado de
sobrecalentamiento, el cual depende de la
temperatura de referencia y la presión de
saturación. Por lo tanto, como se puede apreciar
en la Figura 2, existe una diferencia de presiones
de 1.92 kPa a la temperatura de 50°C, en
comparación con las correlaciones empleadas
por Jiang y Cao [31] y EES [33], esto implica en
una menor entalpía específica de vapor
sobrecalentado en cada una de las presiones
analizadas.
14 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
a)
b)
c)
d)
Figura 8. Entalpía específica de vapor sobrecalentado en función de la temperatura, a distintas presiones. Cada figura es para
presión constante: a) 4 kPa, b) 6 kPa, c) 8 kPa, d) 10 kPa.
La Figura 9 muestra las desviaciones de las
correlaciones propuestas por Jiang y Cao [31] y
por Florides et al. [35], respecto a los resultados
obtenidos por el EES [33], al estimar la entalpía
específica de vapor sobrecalentado, para las
cuatro presiones aquí analizadas. Es posible
observar que, para ambas correlaciones, el valor
de la entalpía se subestima (desviación negativa)
conforme aumenta la temperatura; mientras que,
para temperaturas cercanas a la temperatura de
saturación, ambas ecuaciones predicen muy bien
la entalpía específica de vapor sobrecalentado.
La correlación propuesta por Jiang y Cao [31]
predice casi perfectamente el valor de la entalpía
específica, mostrando desviaciones casi nulas,
siendo la máxima desviación de (para
y ). La correlación propuesta por
Florides et al. [35], en la mayor parte del rango
de temperatura, subestima el valor de la entalpía
específica, siendo la máxima desviación
15 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
(para y ). En resumen, para las
presiones y temperaturas aquí presentadas, la
correlación propuesta por Jiang y Cao [31]
predice mejor la entalpía específica de vapor
sobrecalentado.
Figura 9. Desviación de la entalpia específica de vapor sobrecalentado a diferentes presiones.
En cuanto al volumen específico para vapor
sobrecalentado, Florides et al. [35] no presentan
correlación para estimarlo. Jiang y Cao [31]
proponen una correlación, la cual se compara con
el valor obtenido por el EES [33]. Los resultados
se muestran en la Figura 10. Por el traslape, no es
posible observar la diferencia entre ambos
valores, para todas y cada una de las presiones
aquí analizadas. La correlación propuesta por
Jiang y Cao [31] predice satisfactoriamente el
volumen específico de vapor sobrecalentado,
traslapándose con la curva de los valores
obtenidos por el EES [33].
Figura 10. Volumen específico de vapor sobrecalentado en función de la temperatura, a distintas presiones.
16 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
La Figura 11 muestra la desviación del volumen
específico para vapor sobrecalentado obtenido
por la correlación propuesta por Jiang y Cao [31]
comparada con el valor obtenido por el EES [33].
Es posible observar que la desviación pasa de
valores sobreestimados a valores subestimados.
La desviación, para las presiones y temperaturas
aquí mostradas, es prácticamente nula.
Las máximas desviaciones se obtienen para
temperaturas cercanas a la de saturación. La
máxima desviación es de ,
correspondiente a y . En conclusión,
la ecuación propuesta por Jiang y Cao [31]
predice con mucha exactitud el volumen
específico para vapor sobrecalentado.
Figura 11. Desviación del volumen específico de vapor sobrecalentado en función de la temperatura, a distintas presiones.
3.3. Ciclo de refrigeración por absorción
En la Tabla 4 se muestran las condiciones de
operación empleadas en el análisis y simulación
del ciclo de refrigeración por absorción de
simple efecto.
Tabla 4. Condiciones de operación del ciclo de refrigeración por absorción.
Parámetro
Valor
Temperatura de evaporación
Temperatura de condensación
Temperatura de generación
Temperatura de absorción
Efectividad en el intercambiador de
solución
En la Figura 12 se ilustran los resultados de la
simulación del ciclo de refrigeración por
absorción de simple efecto, en el que LiBr- H2O
es empleado como mezcla de trabajo. La
influencia de las propiedades termodinámicas del
agua, presentadas por Jiang y Cao [31] y Florides
et al. [35], así como el efecto de la efectividad del
intercambiador de calor de solución sobre el
17 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
rendimiento energético del ciclo (COP), bajo las
consideraciones de operación descritas en la
Tabla 4, son comparados con aquellos resultados
obtenidos por el EES [33]. Los resultados
muestran que el rendimiento energético del ciclo
(COP) incrementa con el aumento en la
efectividad del intercambiador de calor de
solución. También se puede apreciar que, cuando
el ciclo opera con una , la diferencia
entre las correlaciones propuestas por Jiang y
Cao [31] y Florides et al. [35] son de 3.62% y
7.24%, en comparación con los valores obtenidos
por el EES [33]. Esta diferencia se debe a una
reducción en entalpía de líquido saturado a la
salida del condensador, así como una menor
cantidad de energía suministrada al generador, lo
que representa una mayor capacidad de
enfriamiento y que, el COP obtenido con las
correlaciones propuestas por Jiang y Cao [31] sea
mayor.
Por otra parte, también se puede apreciar que el
COP calculado utilizando las correlaciones
propuestas por Florides et al. [35] es
sobreestimado ligeramente al compararlo con el
COP calculado utilizando el EES [33], llegando
a ser prácticamente iguales para altas
efectividades en el SHX ( ). Esto se
debe a un aumenta en la temperatura a la entrada
del generador, lo que produce un ligero
incremento en la capacidad de enfriamiento y una
reducción en la energía requerida en el
generador. Sin embargo, este efecto es menor en
el ciclo a medida que se incrementa la efectividad
del intercambiador de calor, en comparación con
los resultados obtenidos por el EES [33].
Finalmente, el COP calculado utilizando las
correlaciones propuestas por Jiang y Cao [31] es
mayor que el obtenido con las correlaciones
propuestas por el EES [33], para todo el rango de
efectividades en el SHX, debido a una menor
entalpía específica de líquido a la salida del
condensador.
Figura 12. COP como función de la efectividad del SHX.
La Figura 13 muestra las desviaciones del COP
al utilizar las correlaciones propuestas por Jiang
y Cao [31] y por Florides et al. [35], respecto a
los valores obtenidos por el EES [33]. Para una
efectividad del intercambiador de solución del
, el COP del ciclo empleando el EES [33] es
de , mientras que al emplear las
correlaciones propuestas por Florides et al. [35]
y por Jiang y Cao [31], el COP resulta de
y , respectivamente, lo que representa una
18 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
desviación, respecto al valor obtenido por el EES
[33], de 2.6% y 6.4%, respectivamente.
Cuando el ciclo opera con el intercambiador de
calor de solución a su máxima capacidad (
), el COP para el ciclo empleando las
correlaciones de Florides et al. [35] y el EES [33]
son prácticamente iguales. Sin embargo, la
desviación al emplear las correlaciones
propuestas por Florides et al. [35], respecto al
resultado utilizando el EES [33], disminuye
conforme aumenta la efectividad del SHX,
siendo de para efectividad de y de
para efectividad de .
Al emplear las correlaciones propuestas por
Jiang y Cao [31], es posible observar que la
desviación se mantiene prácticamente constante
para todo el rango de efectividad del SHX
analizado. La desviación promedio del COP, al
utilizar las correlaciones de Jiang y Cao [31], es
de 6.5%, respecto al COP obtenido con las
correlaciones propuestas por el EES [33].
Por lo anterior, se recomienda utilizar las
correlaciones propuesta por Florides et al. [35],
aceptando una desviación de hasta para el
rango de efectividad del SHX aquí analizado.
Figura 13. Desviación del COP como función de la efectividad del SHX.
4. Conclusiones
En este trabajo se comparan las propiedades
termodinámicas, del agua saturada y
sobrecalentada, obtenidas mediante
correlaciones propuestas por Jiang y Cao [31] y
por Florides et al. [35] contra aquellas
correlaciones propuestas por el EES [33].
También se compara el COP de un ciclo de
refrigeración por absorción de simple efecto, en
el que LiBr-H2O es empleado como mezcla de
trabajo. La comparación del COP se realiza
mediante el uso de las correlaciones arriba
mencionadas. La comparación se lleva a cabo
analizando la influencia de la efectividad en el
intercambiador de calor de solución sobre el COP
del ciclo.
Las conclusiones más relevantes, al comparar los
resultados contra los obtenidos utilizando las
correlaciones propuestas por el EES [33] son las
siguientes:
- La ecuación propuesta por Jiang y Cao [31]
predice mejor la presión de saturación en el rango
de a , siendo la máxima desviación de -
0.23%, obtenida a .
19 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
- Las correlaciones propuestas por Jiang y
Cao [31] y por Florides et al. [35] estiman
satisfactoriamente la entalpía específica de vapor
saturado para el rango de a ,
encontrando desviaciones menores a .
- La correlación propuesta por Florides et al.
[35] estima adecuadamente la entalpía específica
de líquido saturado para el rango de a ,
siendo la máxima desviación de a .
- Para el rango de temperatura desde la
saturación y hasta , para las cuatro
presiones aquí analizadas (, , y ),
tanto las correlaciones propuestas por Jiang y
Cao [31] como las propuestas por Florides et al.
[35] predicen muy bien la entalpía específica de
vapor sobrecalentado. La correlación propuesta
por Jiang y Cao [31] predice casi a la perfección
dicha propiedad, siendo su máxima desviación de
. La desviación máxima de la ecuación
propuesta por Florides et al. [35] es de .
- En cuanto al volumen específico para
vapor sobrecalentado la correlación propuesta
por Jiang y Cao [31] predice satisfactoriamente
esta propiedad, siendo la máxima desviación de
.
- Cuando se utilizan las correlaciones para
estimar el COP del ciclo de refrigeración por
absorción de simple efecto, las correlaciones
propuestas por Florides et al. [35] lo predicen
muy bien, siendo la máxima desviación de
cuando la efectividad del SHX es de ,
mientras que la mínima desviación () se
obtiene cuando la efectividad del SHX es de
. La desviación del COP al utilizar las
correlaciones propuestas por Jiang y Cao [31] es
casi constante para el rango de efectividad del
SHX analizado, promediando .
- Finalmente, el uso de las correlaciones
propuestas por ambos autores, en comparación
con las obtenidas por la IAPWS, resultan de
formulaciones de simples polinomios (n<6), lo
que las hace más sencillas de programar, así
como su posible implementación como
herramienta computacional para el cálculo de las
propiedades del agua en el análisis y simulación
de sistemas de refrigeración por absorción
6. Agradecimientos
A la Universidad Autónoma del Estado de
Hidalgo, por el apoyo brindado para la
realización del presenta trabajo de investigación.
7. Reconocimiento de autoría
José Luis Rodríguez Muñoz: Conceptualización;
Recursos; Ideas; Metodología; Análisis;
Investigación documental; Escritura. César
Manuel Valencia Castillo: Conceptualización;
Ideas; Metodología; Análisis; Escritura. José
Sergio Pacheco Cedeño: Ideas; Análisis;
Metodología. Felipe Noh Pat: Ideas; Análisis;
Metodología. Carlos Ernesto Borja Soto:
Conceptualización; Escritura; Edición.
20 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
Nomenclatura
Símbolo
Descripción
Unidades
SI
COP
Coeficiente de
desempeño
--
h
Entalpía específica
Flujo másico
P
Presión
kPa
Rapidez de
transferencia de
calor
kW
T
Temperatura
°C
Volumen
específico
Potencia
kW
x
Concentración en
la solución
%
Griego
ε
Efectividad
%
Subíndices
abs
Absorbedor
B
Bomba
cond
Condensador
e
Salida del sistema
evap
Evaporador
f
Líquido saturado
fg
Cambio de fase
g
Vapor saturado
gen
Generador
i
Ingreso al sistema
sat
Saturación
SHX
Intercambiador de calor de
solución
0, 1, 2, 3,
…
Estados termodinámicos
Referencias
[1] Md.F. Hossain. Sustainable design and build:
Building, Energy, Roads, Brindges, Water and
Sewer Systems. Elsevier INC., Butterworth-
Heinemann, pp. 301-418, 2019.
[2] J. Zheng, J. Castro, A. Oliva, C. Oliet.
“Energy and exergy analysis of an absorption
system with working pairs LiBr-H2O and Carrol-
H2O at applications of cooling and heating.
International Journal of Refrigeration, vol. 132,
pp. 156-171, 2021.
https://doi.org/10.1016/j.ijrefrig.2021.09.011
[3] A.M. Blanco-Marigorta, J.D. Marcos. “Key
issues on the exergetic analysis of H2O/LiBr
absorption cooling systems”. Case Studies in
Thermal Engineering, vol. 28, 101568, 2021
https://doi.org/10.1016/j.csite.2021.101568
[4] X. Jiang, Z. Cao, Z. “A group of simple
precise formulations for properties of water and
steam”. Power Eng, vol. 23: pp. 2777–2780,
2003.
https://www.semanticscholar.org/paper/A-
Group-of-Simple-Precise-Formulations-for-of-
Water-
Xun/b76ce2b3cde3fda540238b430239af7b4b31
6b1d
[5] H.J. Kretzschmar, R. Feistel, W. Wagner, K.
Miyagawa, A.H. Harvey, J.R. Cooper, M.
Hiegemann, F.L. Blangetti, K.O. Orlov, I.
Ewber, A. Singh, S. Herrmann. “The IAPWS
industrial formulation for the thermodynamic
properties of seawater”. Desalination and Water
Treatment, vol. 55(5), pp. 1177-1199, 2015.
http://dx.doi.org/10.1080/19443994.2014.92583
8
[6] G.A. Florides, S.A. Kalogirou, S.A. Tassou,
L.C. Wrobe. “Design and construction of a LiBr-
water absorption machine”. Energy Conversion
and Management, vol. 44, pp. 2483–2508, 2003.
https://doi.org/10.1016/S0196-8904(03)00006-2
[7] R.B. Dooley. “Revised release on the IAPWS
formulation 1995 for the thermodynamic
21 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
properties of ordinary water substance for
general and scientific use”. IAPWS R6-95, pp. 1-
19, 2018.
http://www.iapws.org/relguide/IAPWS95-
2018.pdf
[8] G.F.C. Rogers, Y.R. Mayhew.
Thermodynamic and transport properties of
fluids: SI units. 4th ed. UK: Blackwell
Publishers, 1992.
[9] Z. Yuan, K. Herold. “Thermodynamic
properties of aqueous lithium bromide using a
multiproperty free energy correlation”. HVAC
and R Research, vol. 11: pp.377-393, 2005.
https://www.tandfonline.com/doi/abs/10.1080/1
0789669.2005.10391144
[10] W. Wagner and A. Prub. “The IAPWS
formulation 1995 for the thermodynamic
properties of ordinary water substance for
general and scientific use”. Journal of Physics
Chemical, vol. 31: pp. 387-535, 2002.
http://www.teos-
10.org/pubs/Wagner_and_Pruss_2002.pdf
[11] M.P. Verma. SteamTablesGrid: “An
activeX control for thermodynamic properties of
pure water”. Computers and Geosciences, vol 37:
582-587, 2011.
https://doi.org/10.1016/j.cageo.2010.02.012
[12] F. Mallamance, C. Corsaro, D. Mallamance,
S. Vasi, C. Vasi, H.E. Stanley. “Thermodynamic
properties of bulk and confined water”. The
Journal of Chemical Physics, vol. 141: pp. 141-
149, 2014.
https://doi.org/10.1063/1.4895548
[13] X. Zhong, X. Zhang, M. Saeed, Z. Li, J. Yu.
(2020). “Comparative study on water
thermodynamic property functions of TRACE
code”. Annals of Nuclear Energy, vol. 147:
107754, 2020.
https://doi.org/10.1016/j.anucene.2020.107754
[14] Y. Ma, X. Li, X. Wu. “Thermal–hydraulic
characteristics and flow instability analysis of an
HTGR helical tube steam generator”. Ann. Nucl.
Energy, vol. 73: pp. 484–495, 2014.
https://doi.org/10.1016/j.anucene.2014.07.031
[15] J. Yu, H. Liu, B. Jia. (2009). “Sub-channel
analysis of CANDU–SCWR and review of heat-
transfer correlations”. Prog. Nucl. Energy, vol.
51: pp. 246–252, 2009.
https://doi.org/10. 1016/j.pnucene.2008.05.002.
[16] X. Zhong, X. Zhang, J. Yu, M. Saeed, Y. Li,
Z. Chen, B. Tang, Y. Sun. “Development of an
improved non-equilibrium multi-region model
for pressurized water reactor pressurizer”. Ann.
Nucl. Energy, vol. 126: pp. 133–141, 2019.
https://doi.org/10.1016/j.anucene.2018.11.010.
[17] P.S. Arshi Banu, N.M. Sudharsan.
“Feasibility studies of single effect H2O-
LiBr+LiCl+LiNO3+LiCl vapour absorption
cooling system for solar based applications”. J.
Chem. Pharm. Sci, vol. 12: pp. 1-7, 2017.
https://jchps.com/specialissues/2017%20Special
%20Issue%2012/20171104_093252_AFM1707
3.pdf
[18] J. Wonchala, M. Hazledine, K.G. Boulama.
“Solution procedure and performance evaluation
for a water–LiBr absorption refrigeration
machine”. Energy, vol. 65: pp. 272–284, 2014.
https://doi.org/10.1016/j.energy.2013.11.087
[19] R. López-Zavala, N. Velázquez-Limón, L.
González-Uribe, J. Aguilar-Jiménez, J. Alvarez-
Mancilla, A. Acuña. A novel LiBr/H2O
absorption cooling and desalination system with
three pressure levels. Int. J. Refrig, vol. 99: pp.
469–478, 2019.
https://doi.org/10.1016/j.ijrefrig.2019.01.003
[20] X. She, Y. Yin, M. Xu, X. Zhang. “A novel
low-grade heat driven absorption refrigeration
system with LiCl–H2O and LiBr–H2O working
pairs”. Int. J. Refrig, vol 58: pp. 219–234, 2015.
https://doi.org/10.1016/j.ijrefrig.2015.06.016
[21] L. Domínguez-Inzunza, M. Sandoval-
Reyes, J. Hernández Magallanes, W. Rivera.
“Comparison of the performance of single effect,
half effect, double effect in series and inverse
absorption cooling systems operating with the
mixture H2O-LiBr”. Energy Procedia, vol. 57:
pp. 2534–2543, 2014.
https://doi.org/10.1016/j.egypro.2014.10.264
22 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
[22] A. Iranmanesh, M. Mehrabian. “Dynamic
simulation of a single-effect LiBr–H2O
absorption refrigeration cycle considering the
effects of thermal masses”. Energy Build, vol.
60: pp. 47–59, 2013.
https://doi.org/10.1016/j.enbuild.2012.12.015
[23] Xu, Z., Wang, R., Xia, Z. “A novel variable
effect LiBr-water absorption refrigeration cycle”.
Energy, vol. 60, pp. 457–463, 2013.
https://doi.org/10.1016/j.energy.2013.08.033
[24] S. Braccio, H.T. Phan, M. Wirtz, N.
Tauveron, N. Le Pierrès, N. Simulation of an
ammonia-water absorption cycle using
exchanger effectiveness. Appl. Therm. Eng, vol.
213, 118712, 2022.
https://doi.org/10.1016/j.applthermaleng.2022.1
18712
[25] Al-Ugla, A. A., El-Shaarawi, M. A. I., Said,
S. A. M., 2015. “Alternative designs for a 24-
hours operating solar-powered LiBr–water
absorption air-conditioning technology”. Int. J.
Refrig, vol. 53, pp. 90-100, 2015.
https://doi.org/10.1016/j.ijrefrig.2015.01.010
[26] T. Ahmad, Md. Azhar, M.K. Sinha, Md.
Meraj, I.S. Mahbudul, A. Ahmad. “Energy
analysis of lithium bromide-water and lithium
chloride-water based single effect vapor
absorption refrigeration system: A compressive
study”. Cleaner Engineering and Technology,
vol. 7, 100432, 2022.
https://doi.org/10.1016/j.clet.2022.100432
[27] M.M. Talbi, B. Agnew 2000. Exergy
analysis: an absorption refrigerator using lithium
bromide and water as the working fluids. Appl.
Therm. Eng, vol. 20: pp. 619–630, 2000.
https://doi.org/10.1016/S1359-4311(99)00052-6
[28] D. Konwar, T.K. Gogoi, A.J. Das. “Multi-
objective optimization of double effect series and
parallel flow water–lithium chloride and water–
lithium bromide absorption refrigeration
systems”. Energy Conversion and Management,
vol. 15: pp. 425-441, 2019.
https://doi.org/10.1016/j.enconman.2018.10.029
[29] W. Wagner, JR. Cooper, A. Dittmann, A.
Kijima, HJ. Kretzschmar, A. Kruse. “The
IAPWS industrial formulation 1997 for the
thermodynamic properties of water and steam”.
J. Eng. Gas Turbine Power, vol. 122: pp. 150-
181, 2000.
https:// doi:10.1115/1.483186
[30] Na. Li, C. Luo, Q. Su. “A working pair of
CaCl2-LiBr-LiNO3/H2O and its application in a
single-stage solar-driven absorption refrigeration
cycle”. International Journal of Refrigeration,
vol. 86: pp. 1-13, 2018.
https://doi.org/10.1016/j.ijrefrig.2017.11.004
[31] X. Jiang, Z. Cao, Z. “A group of simple
precise formulations for properties of water and
steam”. Power Eng, vol. 23: pp. 2777–2780,
2003.
https://www.semanticscholar.org/paper/A-
Group-of-Simple-Precise-Formulations-for-of-
Water-
Xun/b76ce2b3cde3fda540238b430239af7b4b31
6b1d
[32] R. Maryami, A. Dehghan. “An exergy based
comparative study between LiBr/water
absorption refrigeration systems from half effect
to triple effect, Appl. Therm. Eng, vol. 124: pp.
103–123, 2017.
https://doi.org/10.1016/j.applthermaleng.2017.0
5.174
[33] S.A. Klein. Engineering Equation Solver
(EES), Version 10.2. F-chart Software 2020,
Madison, USA.
www.fchart.com
[34] R. Lizarte, J. Marcos. “COP optimization of
a triple-effect H2O/ LiBr absorption cycle under
off-design conditions”. Appl. Therm. Eng, vol.
99: pp. 195–205, 2016.
https://doi.org/10.1016/j.applthermaleng.2015.1
2.121
[35] G.A. Florides, S.A. Kalogirou, S.A. Tassou,
L.C. Wrobe. “Design and construction of a LiBr-
water absorption machine”. Energy Conversion
and Management, vol. 44, pp. 2483–2508, 2003.
https://doi.org/10.1016/S0196-8904(03)00006-2
23 ISSN: 2594-1925
Revista de Ciencias Tecnológicas (RECIT). Volumen 6 (4): e263
[36] J. Zhenghao, S. Li, R. Zhou, M. Xu, Jian W,
K. Du. “Experimental investigation on the effect
of TiO2 nanoparticles on the performance of
NH3-H2O-LiBr absorption refrigeration system.
International Journal of Refrigeration, vol. 131:
pp.826-833, 2021.
https://doi.org/10.1016/j.ijrefrig.2021.08.009
[37] S. Zhou, G. He, Y. Li, X. Liang, Q. Pang, D.
Cai. Compressive experimental evaluation of an
exhaust-heat driven absorption refrigeration
cycle system using NH3-NaSCN as working
pair. International Journal of refrigeration, vol.
126: 168-180, 2021
https://www.tandfonline.com/doi/abs/10.1080/1
0789669.2005.10391144
[38] S. Ghatos, M. Taha-Janan, A. Mehdari.
“Thermodynamic model of a single stage H2O-
LiBr absorption cooling”. E3S Web of
Conference, vol. 234: 1-7, 2021.
https://doi.org/10.1051/e3sconf/202123400091
[39] R. Porumb, B. Porumb, M. Balan.
“Numerical investigation on solar absorption
chiller with LiBr-H2O operating conditions and
performances”. Energy Procedia, vol. 112, pp.
108-117, 2017.
https://doi.org/10.1016/j.egypro.2017.03.1071
[40] Herold, Radermacher, Klein. Absorption
chillers and heat pumps, Segunda edición, CRC
Press, 2016.
[41] V. Pérez-García, J.L. Rodríguez-Muñoz,
J.M. Belman-Flores, C. Rubio-Maya, J.J.
Ramírez-Minguela. “Theoretical modeling and
experimental validation of a small capacity
diffusion-absorption refrigerator”. International
Journal of Refrigeration, vol. 104, pp. 302-310,
2019.
https://doi.org/10.1016/j.ijrefrig.2019.05.014
Derechos de Autor (c) 2023 José Luis Rodríguez Muñoz, Cesar Manuel Valencia Castollo, José Sergio Pacheco Cedeño,
Felipe Noh Pat, Carlos Ernesto Borja Soto
Este texto está protegido por una licencia Creative Commons 4.0.
Usted es libre para compartir —copiar y redistribuir el material en cualquier medio o formato — y adaptar el documento —
remezclar, transformar y crear a partir del material— para cualquier propósito, incluso para fines comerciales, siempre que
cumpla la condición de:
Atribución: Usted debe dar crédito a la obra original de manera adecuada, proporcionar un enlace a la licencia, e indicar si se
han realizado cambios. Puede hacerlo en cualquier forma razonable, pero no de forma tal que sugiera que tiene el apoyo del
licenciante o lo recibe por el uso que hace de la obra.
Resumen de licencia - Texto completo de la licencia
