CC BY
8УДК 66.013:66.047
Igor I. Gnilusha1, Alexander N. Verigin2, Andrey V. Utemov3, Nikolay A. Nezamaev4
STUDY OF MASS TRANSFER EFFICIENCY IN A ROTARY PULSED DEVICE
St Petersburg State Institute of Technology (Technical University), Moskovsky Pr., 26, St Petersburg, 190013, Russia e-mail: lti-gti.maxp@yandex.ru
The efficiency of the proposed rotary device for mass transfer in a gas-liquid system is experimentally confirmed and the dependence of the volume mass transfer coefficient on the energy dissipation rate is derived, which allows us to establish a relationship between the mass transfer efficiency and the amount of mechanical energy supplied to the system.
Keywords: rotary pulsed device, disk attachment, diphase gas-liquid system, volume mass transfer coefficient, energy dissipation rate.
Введение
Изучение существующих конструкций центробежных массообменных аппаратов, позволило определить требования к конструкции аппарата [1]:
основой массообменного аппарата должен служитьротор,позволяющий придатьвзаимодействующим фазам ускорение около 1000д;
в качестве рабочего должен быть принят режим, обеспечивающий значительную величину и высокую скорость обновления межфазной поверхности;
при выборе конструкции насадки следует предусмотреть простоту изготовления и установки, прочность и выносливость ее конструктивных элементов, способствующих установлению и поддержанию эффективных рабочих режимов;
взаимодействие фаз должно осуществляться в ходе противоточного течения по конструктивным элементам насадки;
более тяжелая фаза должна подаваться в центральную часть насадки, а легкая - на ее периферию;
распределение жидкой фазы по насадке должно быть равномерным;
следует предусмотреть конструктивные решения, позволяющие снизить унос брызг.
Значительный вклад в реализацию изложенных требований вносит рациональная конструкция контактного устройства. Это побудило проанализировать спектр разработанных насадок с точки зрения эффективности их использования в качестве ротора центробежного массообменного аппарата.
И.И. Гнилуша1, А.Н. Веригин2, А.В. Утемов3 Н.А. Незамаев4,
ИССЛЕДОВАНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ МАССОПЕРЕНОСА В РОТОРНО-ИМПУЛЬСНОМ АППАРАТЕ
Санкт-Петербургский государственный технологический институт (технический университет), Московский пр. 26, Санкт-Петербург, 190013, Россия e-mail: lti-gti.maxp@yandex.ru
Экспериментально подтверждена эффективность предлагаемого роторного аппарата для переноса массы в системе газ-жидкость, выведена зависимость объемного коэффициента массопередачи от величины скорости диссипации энергии, что позволяет установить связь между эффективностью массопереноса и величиной подводимой к системе механической энергии.
Ключевые слова: роторно-импульсный аппарат, дисковая насадка, двухфазная система газ-жидкость, объемный коэффициент массопередачи, скорость диссипации энергии.
Экспериментальная часть
Предлагаемый массообменный аппарат, содержит в качестве ротора регулярную насадку. От остальных элементов конструкции требуется создание условий для возникновения и поддержания гидродинамических режимов, обеспечивающих высокие массообменные характеристики, избегая при этом технических решений, усложняющих изготовление, монтаж и ремонт аппарата. Предложенная конструкция аппарата [2] для проведения процессов массопереноса в системах газ-жидкость в поле центробежных сил (рисунок 1) содержит корпус 1 с патрубками для подвода и отвода газовой, 2 и 3, и жидкой, 4 и 5, фазы, соответственно, разделяемый перегородкой 6 на две зоны - рабочую I и сепарационную II. Привод (на рисунке 1 не указан), вал 7, вращающийся в подшипниках качения 8, ротор 9 с насадкой 10, ороситель 11. У штуцера подачи газовой фазы 2 между боковой поверхностью корпуса 1 и ротором 9 находится отражательный экран 12 с переменным радиусом кривизны. Верхняя поверхность насадки 10 и перегородка 6 образуют орошаемое динамическое уплотнение 13, жидкость в которое подается по трубке 14. Боковая поверхность корпуса 1 снабжена перегородками 15. В зоне сепарации II аппарата имеется брызгоотбойник 15, выполненный заодно с крышкой 17 сепарационной зоны II и штуцер для отвода унесенной жидкой фазы 18.
1 Гнилуша Игорь Иванович канд. техн. наук, доцент, каф машин и аппаратов химических производств,е-таИ: kip@technolog.edu.ru Igor I. Gnilusha, PhD (Eng.), Associate Professor, Department of machinery and equipment for the chemical industry
2 Веригин Александр Николаевич, д-р техн. наук, профессор, зав. каф. машин и аппаратов химических производств, lti-gti.maxp@yandex.ru Alexander N. Verigin, Dr. Sci. (Eng.), Professor, Head of Department of machinery and equipment for the chemical industry
3 Утемов Андрей Вадимович, магистрант, , каф машин и аппаратов химических производств e-mail: lti-gti@yandex.ru Andrey V. Utemov, undergraduate.. Department of machinery and equipment for the chemical industry),
4 Незамаев Николай Александрович, канд. техн. наук, доцент, каф машин и аппаратов химических производств, e-mail lti-gti@yandex.ru Nikolay A. Nezamaev, PhD (Eng.), Associate Professor, Department of machinery and equipment for the chemical industry
Дата поступления - 21 февраля 2017 года
Рисунок1. Схема исследуемого роторного массообменного аппарата с дисковой насадкой: I - рабочая зона; II - сепарационная
зона; 1 - корпус; 2 - патрубок для подвода газа; 3 - патрубки для отвода газа; 4 - патрубок для подвода жидкости;
5 - патрубок для отвода жидкости; 6 - перегородка; 7 - вал; 8 - подшипники качения; 9 - ротор; 10 -насадка; 11 - ороситель;
12 - отражательный экран; 13 - орошаемое динамическое уплотнение; 14 - трубка для подачи жидкости в уплотнение; 15 - перегородки; 16 - брызгоотбойник; 17 - крышка зоны сепарации;
18 - штуцер для отвода унесенной жидкой фазы; 19 - диски;
20 - дистанционные втулки
Отражательный экран 12 установлен так (рисунок 2), что зазор между ним и насадкой 10 уменьшается по мере удаления от места входа в аппарат по ходу вращения ротора 9 до минимальной величины, допускаемой балансировкой ротора с насадкой. Поступающий в аппарат газ направляется отражательным экраном 12 и, двигаясь по спирали, нагнетается в насадку. В результате этого в кольцевом зазоре между боковой поверхностью корпуса 1 и насадкой 10 поле давлений неоднородно, что обуславливает наложение импульсных воздействий на взаимодействующие фазы в насадке аппарата при ее вращении с частотой, совпадающей с частотой вращения ротора. Принятая схема подачи газа и отсутствие стенки между насадкой и корпусом позволяет создать пульсации без дополнительной установки прерывателя потока газовой фазы. Отсутствие каналов и проходов малого сечения на линии подачи газа значительно снижает гидравлическое сопротивление данного участка и упрощает монтаж конструкции.
Рисунок 2. Схема установки отражательного экрана
Выбор описанной конструктивной схемы: привод ротора сверху, подача жидкости снизу, - позволяет избежать необходимости применения специального уплотнения для предотвращения попадания жидкости в подшипниковый узел. Установка трубки оросителя в специальной муфте обеспечивает возможность регулировки высоты факела орошения относительно элементов насадки.
Аппарат работает следующим образом. Газовая фаза поступает в рабочую зону I аппарата через штуцер 2 в боковой поверхности корпуса, закручивается в
зазоре между корпусом 1 и ротором 9 при посредстве отражательного экрана 12 и нагнетается в насадку 10, устремляясь, при этом, от ее периферии к центру. Жидкая фаза подается оросителем 11 в центральную часть насадки 10 и отбрасывается под действием центробежной силы к периферии. В насадке 10 при общем противоточном движении с наложением воздействия поля центробежных сил и пульсации давления газовой фазы происходит массопередача. Отработавшая жидкость покидает аппарат через штуцер 5 в днище корпуса 1 аппарата, проходя через статический гидрозатвор. Газовая фаза с унесенными брызгами через отверстие в перегородке 6 поступает в сепарационную зону II. Унесенная жидкая фаза отделяется на брызгоотбойнике 16 и покидает сепарационную зону II через штуцер 18. Газ выводится из аппарата через штуцер 3 в крышке сепарационной зоны 17. Орошаемое динамическое уплотнение 13 предотвращает проскок газовой фазы в сепарационную зону II, минуя насадку 10. Перегородки 15 предотвращают удерживание жидкой фазы в зазоре между ротором 9 и корпусом 1.
В качестве контактного элемента в принципе могла бы быть использована любая из известных нерегулярных и регулярных насадок. Однако предполагается, что максимальные показатели массообменных характеристик будут достигнуты при использовании дисковой насадки с гребнями, примеры которой представлены на рисунке 3. Размеры для насадок с v-образными и прямыми гребнями аналогичны размерам для дуговых гребней, где Т - шаг между гребнями, мм; h - высота гребня, мм; -минимальный зазор между дисками насадки, мм; t - число гребней насадки.
И
-н
шм \ \
Т ___ а л Лп/п
5
6
Рисунок 3. Конструкции исследуемой дисковой насадки: а - гребни, образованные четвертями дуги окружности, б - v-образные гребни, в - прямые гребни
Жидкая фаза, движущаяся от центра к периферии насадки в виде тонкой пленки по поверхности диска, на вершине гребня будет срываться и диспергироваться нагнетаемым в насадку противотоком газом. Турбулиза-ция может происходить и на восходящей поверхности гребней и на горизонтальных участках дисков вследствие высокой относительной скорости движения фаз. Эффективность проведения процессов массопереноса может быть повышена, т.к. они будут проходить как при взаимодействии газа с тонкой пленкой жидкости на поверхности насадки, так и с распыленной жидкой фазой в ее свободном объеме.
Установка дистанционных втулок так, что гребни одного из дисков будут входить в кольцевое пространство между гребнями последующего, позволит использовать ударно струйный эффект не только на сходе пленки жидкости с насадки и ударе ее о внутреннюю поверхность корпуса аппарата, но во всем объеме насадки. Следует также учитывать возможность многократного отражения жидкости от соседних гребней, обусловленную высокой скоростью течения жидкой фазы по поверхности дискового элемента.
Кроме того, массоперенос будет интенсифицироваться за счет наложения импульсных воздействий на свободный объем насадки.
В центральной части и на периферии насадки предусмотрены зоны, в которых диспергирование жидкой фазы осуществляться не должно. Эти зоны свободны от гребневидных выступов. Выделение такой зоны у центра насадки облегчает подачу жидкости на диски и снижает унос брызг. На периферии насадки отсутствие гребней снижает гидравлическое сопротивление входного участка, чем улучшаются условия подачи газовой фаз в каналы между дисками.
При использовании в качестве контактного устройства в роторном аппарате описанной дисковой насадки орошаемое динамическое уплотнение 13 (см. рисунок 1) может иметь ту же форму в сечении, что и пары рабочих дисков насадки. Повышенное по сравнению с ними гидравлическое сопротивление уплотняющей пары, образованной перегородкой 6 (между рабочей I и сепарационной II камерами аппарата) и верхним диском насадки 19, будет достигнуто за счет повышенного количества гребней, сниженного расстояния между ними, сниженной до минимально допустимого значения высоты канала, а также за счет различных условий работы: перегородка 6 стационарна.
Предлагаемый роторный массообменный аппарат, помимо высокой эффективности проведения мас-сообменных процессов, будет обладать рядом дополнительных преимуществ:
высокие перегрузки в роторе массообменного аппарата будут затруднять пенообразование, что позволит обрабатывать легко воспламеняющиеся жидкости;
малое время пребывания фаз в контактном элементе в незначительных рабочих объемах обеспечивает возможность обработки термолабильных и взрывоопасных продуктов;
небольшие габариты массообменного аппарата снижают капитальные затраты при его изготовлении;
компоновка элементов насадки в виде единого блока облегчает обслуживание и ремонт оборудования, снижает время на их проведение, тем самым уменьшает эксплуатационные затраты;
незначительное влияние гравитационного поля, а также внешних силовых воздействий на характер взаимодействия фаз в роторе массообменного аппарата предполагает возможность создания передвижной компактной установки на основе предлагаемой конструкции.
Вместе с тем можно предположить, что проблемы балансировки ротора и контактного элемента создадут объективные ограничения, как по диаметру, так и по высоте пакета дисковой насадки, тем самым лимитируя производительность и реальную эффективность единичного аппарата.
Экспериментальные исследования должны подтвердить прогнозируемые достоинства и выявить недостатки технического решения, а также найти зависимости, описывающие процессы при взаимодействии фаз, которые могли бы быть использованы для разработки промышленного образца.
Для оценки эффективности работы роторного массообменного аппарата была разработана и собрана экспериментальная установка (рисунок 4). В качестве эталонного выбран процесс, при котором сопротивление массопередаче сосредоточено в газовой фазе, - абсорбция аммиака водой из аммиачно-воздушной смеси. Выбор эталонного процесса обусловлен сравнительной простотой проведения и обработки лабораторных анализов, а также значительным количеством опубликованных результатов, доступных для сравнения.
Рисунок 4. Схема лабораторной установки: 1 - газодувка; 2, 12,13 - дифманометры; 3 - трубка Пито-Прандтля; 4 - смеситель;
5 - манометр; 6, 9 - вентили; 7 - реометр; 8 - капилляр;
10,17 - ротаметры РС-Е; 11 - роторный аппарат;
14, 16 - пробоотборники; 15 - емкость; 18 - пульт управления;
19 - электродвигатель переменного тока; 20 - лабораторный трансформатор; 21 - магнитоэлектрический датчик; 22 - тахометр
При проведении экспериментов подача воздуха в смеситель 4 производилась газодувкой 1. Расход воздуха контролировался по дифманометру 2, соединённому с трубкой Пито-Прандтля 3. Перепад уровня дифференциального манометра 2 переводился в расход воздуха посредством тарировочного графика. Тарировка была произведена при помощи газового счётчика. Изменение расхода воздуха обеспечивалось лабораторным трансформатором 20 в пределах от 0 до 25 л/сек.
Аммиак в смеситель 4 подавался из баллона (на схеме не указан) через вентиль точной регулировки 6. Давление перед вентилем контролировалось манометром 5. Расход аммиака определялся с помощью реометра 7, измерявшего перепад давления на капилляре 8, установленном на линии подачи аммиака в смеситель. Градуировочная характеристика реометра была предварительно снята с использованием водокольцевого газового счётчика. Градуировка производилась при подаче через капилляр 8 воздуха, затем был осуществлён пересчёт для подачи аммиака по формуле
Ол = 00
(1)
где, рВ и рА - плотность воздуха и аммиака, соответственно, кг/м3; Gв и GA - расход воздуха и аммиака, соответственно, м3/сек.
Набор капилляров различного проходного сечения обеспечивает возможность измерения расхода аммиака до 0,3 л/сек.
Из смесителя 4 воздушно-аммиачная смесь через патрубок в боковой поверхности корпуса нагнеталась в роторный аппарат 11. Вода в аппарат 11 подавалась из водопровода. Регулировка расхода осуществлялась вентилем 9, а замер - ротаметром РС-Е 10. Диапазон изменения расхода воды 0-2,2 л/мин.
Гидравлическое сопротивление по газу дисковой насадки и всего аппарата контролировалось с помощью дифференциальных манометров 12 и 13. Унос брызг замерялся при помощи ротаметра 17. Гидрозатвор в емкости 15 предотвращал выход газа, минуя насадку из аппарата 11, через штуцер для слива жидкости.
Вращение ротора массообменного аппарата 11 обеспечивалось электродвигателем переменного тока 19, питание которого осуществлялось с пульта управления 18. Мощность, затрачиваемая электродвигателем, измерялась вольтамперваттметром на пульте управления 18. Скорость вращения ротора контролировалась при помощи тахометра 22 с магнитоэлектрическим датчиком 21.
Отбор проб для количественного анализа производился из пробоотборника 14, расположенного на магистрали между аппаратом 11 и ёмкостью гидрозатвора 15 непосредственно за штуцером слива жидкости. В случае, если унос брызг превышал 10 % от общего расхода жидкости, отбор пробы осуществлялся также из пробоотборника 16, находящегося на линии слива унесённой жидкости.
После выхода установки на стационарный режим из пробоотборника 14 отбиралось 14-15 проб жидкой фазы. Если расход унесённой жидкости по ротаметру 17 превышал 10 % общего расхода жидкой фазы, бралось 2-3 пробы из пробоотборника 16. В этом случае обработка экспериментальных данных производилась по величинам остаточных расходов жидкости и абсорбируемого газа.
Для определения концентрации поглощённого водой аммиака во взятых пробах использовался метод кислотно-основного титрования [3]. О концентрации поглощённого аммиака в отработанной жидкости судили по среднему из трёх наиболее близких проб объёму титранта.
В ходе экспериментальных исследований изучалась зависимость величины объемного коэффициента массопередачи К^у от величины удельной диссипируемой в контактном элементе мощности 8. Объемный коэффициент массопередачи является абсолютным показателем, характеризующим массообменный процесс. Удельная диссипируемая мощность выбрана в качестве определяющего параметра, так как является величиной лучше всего характеризующей превращения энергии в двухфазной системе, на которых и основан принцип работы аппарата с подводом механической энергии. Удельная энергия диссипации позволяет также обобщить множество энергетических факторов одним, что удобно при оценке эффективности рассматриваемого аппарата.
В случае абсорбции аммиака из воздуха водой равновесная линия процесса имеет весьма малую кривизну, которой при расчетах можно пренебречь. Она с достаточной точностью апроксимируется уравнением прямой линии
(2)
где Y* - равновесная концентрация аммиака в воздухе, мол. доли; X - концентрация аммиака в воде, мол. доли; kрав - угловой коэффициент, kрав = 0,98
Величина объемного коэффициента массопере-дачи может быть рассчитана на основании преобразованного основного уравнения массопередачи:
G(Yh-Yk)
FA
(3)
Yep
где Уи,Ук - начальная и конечная относительная мольная концентрация аммиака в воздухе, доли, соответственно; V - рабочий объем контактного элемента между крайними гребнями, м3; Дуср - средняя движущая сила процесса, моль/моль, выражающаяся для условий проведения эксперимента как
(4)
Суммарная, или полная удельная диссипируемая мощность определялась как суперпозиция величин
удельных мощностей, вводимых в объём насадки каждой из взаимодействующих фаз. При этом в компоненте «гидравлическое сопротивление по газу» принималось во внимание лишь сопротивление собственно дисковой насадки без учёта входных-выходных и массовых эффектов, а от энергии, вводимой с жидкой фазой, вычиталась величина, тратившаяся на увеличение кинетической энергии самой жидкости. Т.е. величина скорости диссипации энергии 8 определялась следующим образом:
(5)
где Др1 - гидравлическое сопротивление орошаемой насадки по газу, контролируемое по показаниям дифманометра 12 (рисунок 4), Па; N - мощность, вводимая в систему со стороны жидкой фазы, Вт,. Поскольку кинетическая энергия поступающей в насадку жидкости невелика и, кроме того, жидкая фаза покидает насадку со скоростью, значительно большей начальной величины, следует предположить, что эту энергию, поглощаемую затем двухфазной системой, жидкость приобретает при вращении в роторе аппарата. Поэтому в ходе экспериментов контролировалась мощность, потребляемая приводившим в движение ротор двигателем. G - расход газа, м3/сек.
С помощью метода наименьших квадратов расчётные зависимости приводились к виду
KV = Re
(6)
где R - эмпирический коэффициент; Б - эмпирический показатель степени.
Экспериментальные данные были вначале обработаны для всех типоразмеров исследованных насадок по отдельности. Близость (рисунок 5) эмпирических коэффициентов для контактных элементов с дуговыми гребнями ^ изменялся в пределах от 7,3 до 8,6, а степень Б от 0,26 до 0,28) позволила предположить, что различие геометрических параметров дисков уже достаточно учтено обобщённым параметром диссипируемой мощности, и результаты для них могут быть обработаны совместно (рисунок 6). Величины эмпирических коэффициентов, полученных для дисковых насадок с различной формой гребней, представлены в таблице.
Рисунок 5. Экспериментальная и расчетная зависимости объёмного коэффициента массопередачи от скорости диссипации энергии в объёме дисковой насадки с параметрами: А ш1п = 3мм, Т = 10мм, h = 4 мм, t = 5. Форма гребней контактного элемента: дуговая
• A \ • / / /
A A • • * У Л / I / ♦ X Z / * * ■ : ■
/ * ■ •
1.00Е+03 1.00Е+04 1ДОЕК15 1,С0Е+0б
Е, Вт/м3
Рисунок 6. Экспериментальные и расчетные зависимости объёмного коэффициента массопередачи от удельной мощности,
диссипируемой в объёме дисковой насадки, построенные по результатам для контактных элементов всех типоразмеров с дуговыми гребнями
Таблица. Эмпирические коэффициенты в зависимости объемного коэффициента массопередачи от величины полной удельной диссипации мощности
Форма гребней дисковой насадки Коэффициенты
R S
Дуговые 8,1 0,278
V-образные 10,2 0,282
Прямые 12,4 0,26
Все данные 8,8 0,28
Получены также значения эмпирических коэффициентов на основе всех экспериментальных данных по массопередаче (см. последнюю строку таблицы). Однако в этом случае отклонение опытных значений от линии, полученной по расчётной зависимости, довольно высоко (рисунок 7). Видимо, физический смысл коэффициентов R и Э связан с оценкой влияния формы гребней дисковой насадки на степень диссипации энергии в рабочем зазоре контактного элемента.
■ .'1 ■ ■ г -г
* А * « Л ■ А И ■ 4 А U ■ * V ь
- •• / А А А ■
1.00Е+03 1.00Е+04 1.00Е+05 1.00E+0S
Е, Вт/м3
Рисунок 7. Экспериментальные и расчетные зависимости объёмного коэффициента массопередачи от удельной мощности, диссипируемой в объёме дисковой насадки, построенные по результатам для контактных элементов всех исследованных насадок. Форма гребней насадки: ▲ - дуговые; ■ - у-образные; ♦ - прямые
Заключение
Полученные эмпирические зависимости замыкают связь между легкодоступными измерению физическими характеристиками взаимодействия газовой и жидкой фаз и показателями эффективности массообменных процессов. Это позволяет предсказать качественные характеристики обменных процессов, проводимых в роторном аппарате. Однако полученные зависимости с уверенностью можно отнести лишь к данной конкретной системе. Для систем из других компонентов зависимости вполне могут иметь другой вид.
Полученные в ходе эксперимента значения коэффициента массопередачи позволяют заключить, что эффективность массообменного аппарата сравнима с эффективностью современных зарубежных роторных аппаратов во многом схожей конструкции. Эти конструкции, как и сам принцип проведения массообмена с сообщением двухфазной системе механической энергии полем центробежных сил активно исследуются [4-7]. Некоторые аппараты получили промышленное применение [8, 9].
Литература
1. Гнилуша И.И., Веригин А.Н., Щупляк И.А. Исследование гидродинамики газожидкостных потоков в поле центробежных сил. В сб. науч. статей Высокоэффективные машины и аппараты для обработки гетерогенных сред: Л.: ЛТИ им. Ленсовета, 1990. С. 35-42.
2. Артеменко А.И., Малеванный В.А., Тикунова И.В. Справочное руководство по химии. М.: Высшая школа, 1990. 303 с.
3. Романков П.Г., Фролов В.Ф., Флисюк О.М. Методы расчета процессов и аппаратов химической технологии (примеры и задачи). 3-е изд., испр. - СПб.: Химиздат, 2010. 544 с.
4. Sudholf, D., Design, Analysis and Investigation of Rotating Packed Beds for Distillation, München: Verl. Dr. Hut, 2015. Size: XVI, 255 s.
5. Guang, W., Cheng, G., Zhi, X., Yu, L., Jian, J., A New Crossflow Rotating Bed, Part 1: Distillation Performance // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2014. N 53(10). P. 4030-4037.
6. Guang W., Cheng G., Zhi X., Yun Y., Jian J., A New Crossflow Rotating Bed, Part 2: Structure Optimization // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2014. N 53(10). P. 4038-4045.
7. Yong, L., Guang-Wen, C., Hai-Kui, Z., Fang, W., Yang, X., Lei, S., Jian-Feng C., Mass Transfer Studies in a Rotating Packed Bed with Novel Rotors: Chemisorption of CO2 // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2012. N 51(26). P. 9164-9172.
8. Yumin L., Jianbing, J., Zhichao X., Guangquan W., Xiaohua, L., Xuejun L. Pressure Drop Model on Rotating Zigzag Bed as a New High-Gravity Technology // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2013. N 52(12). P. 4638-4649
9. HIGEE ENVIRONMENT AND ENERGY TECHNOLOGIES INC. Higee. http://higeeusa.com/higee. html [Consult: 28 March 2016]. June 2016
Reference
1. Gnilush I.I., Verigin A.N., Shchuplyak I.A. Issledovaniye gidrodinamiki gazozhidkostnykh potokov v pole tsentrobezhnykh sil. Vysokoeffektivnyye mashiny i apparaty dlya obrabotki geterogennykh sred: Sb. stat'i. . L: LTI, 1990. S. 35-42.
2. Artemenko A.I., Malevannyy V.A., Tikunova I.V. Spravochnoye rukovodstvo po khimii. M: Vysshaya shkola, 1990. 303 s..
3. Romankov P.G., Frolov V. F., Flisyuk O. M. Metody rascheta protsessov i apparatov khimicheskoy tekhnologii (primery i zadachi). 3-ye izd., Ispr. SPb:. KHIMIZDAT, 2010. 544 s.
4. Sudholf, D., Design, Analysis and Investigation of Rotating Packed Beds for Distillation, München: Verl. Dr. Hut, 2015. Size: XVI, 255 s.
5. Guang, W., Cheng, G., Zhi, X., Yu, L., Jian, J., A New Crossflow Rotating Bed, Part 1: Distillation Performance // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2014. N 53(10). P. 4030-4037.
6. Guang W., Cheng G., Zhi X., Yun Y., Jian J., A New Crossflow Rotating Bed, Part 2: Structure Optimization // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2014. N 53(10). P. 4038-4045.
7. Yong, L., Guang-Wen, C., Hai-Kui, Z., Fang, W.,
Yang, X., Lei, S., Jian-Feng C., Mass Transfer Studies in a Rotating Packed Bed with Novel Rotors: Chemisorption of CO2 // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2012. N 51(26). P. 9164-9172.
8. Yumin L., Jianbing, J., Zhichao X., Guangquan W., Xiaohua, L., Xuejun L. Pressure Drop Model on Rotating Zigzag Bed as a New High-Gravity Technology // Industrial and Engineering Chemistry Research. 2013. N 52(12). P. 4638-4649
9. HIGEE ENVIRONMENT AND ENERGY TECHNOLOGIES INC. Higee. http://higeeusa.com/higee. html [Consult: 28 March 2016]. June 2016
