PERFORMANCE ANALYSIS OF DOWNFLOWING FILM EVAPORATORS USING A COTTON MICELLA DISTILLATION STATIC MODEL

УДК 665.3.033.7:519.87

Аннотация

Предложена математическая модель статики предварительной дистилляции мисцеллы хлопкового масла в однопроходных трубчатых выпарных аппаратах с нисходящей пленкой жидкости, включающее в себя уравнении температурного изменения показателей теплофизических свойств теплоносителей и их распределения по высоте кипятильных труб аппаратов. Модель процесса способствует проектированию аппаратов с оптимальной поверхностью нагрева и выявлять эффективные режимы их работы на основе анализа распределения температуры и концентрации мисцеллы по высоте теплопередающих труб при известных технологических (G_о, а_о, Р, Р_кн) и конструктивных параметрах (d, n) процесса. Приведены первичные результаты расчетной оценки эффективности работы вертикально-трубчатого испарителя с нисходящей пленкой жидкости экстракционной установки «Экстракционтехник» предприятия АО «Гулистан экстракт-ёғ». Выявлено, что при заданном расходе мисцеллы G_о = 4,54 т/ч для достижения регламентированной ее концентрации на выходе а_вых = 60 % при температуре t_вых ≤ 115 ^оС потребуется 261 м² теплопередающей поверхности, что составляет 87 % общей поверхности нагрева аппарата. Для эффективной организации выпаривания мисцеллы в аппарате рекомендуется проведение дальнейших исследований организационно-технологических методов интенсификации теплообмена при стекающей пленке жидкости.

Abstract

A mathematical model for the statics of cottonseed oil miscella preliminary distillation in single-pass tubular evaporators with a descending liquid film is proposed. This model incorporates equations for the temperature change of the heat transfer fluids' thermophysical properties and their distribution along the apparatus's heating tube height. The process model facilitates the design of apparatuses with an optimal heating surface and the identification of their efficient operating modes based on an analysis of the miscella temperature and concentration distribution along the heat transfer tube height for known process (G_о, а_о, Р, Р_kn) and design (d, n) parameters. Initial results of a calculated assessment of the operational efficiency of a vertical tubular evaporator with a descending liquid film in the Extraction Technician extraction unit of Gulistan Extract-Yog JSC are presented. It was found that, at a given miscella flow rate of G_о = 4.54 t/h, achieving the specified outlet concentration of а_ex = 60% at a temperature of t_ex ≤ 115 °C requires 261 m² of heat-transfer surface, which represents 87% of the total heating surface of the apparatus. Further research into organizational and technological methods for intensifying heat transfer during a falling liquid film is recommended for the efficient organization of miscella evaporation in the apparatus.

Ключевые слова: масло, мисцелла, дистилляция, выпаривание, дистиллятор, испаритель, поверхность нагрева, трубка, моделирование.

Keywords: масло, мисцелла, дистилляция, выпаривание, дистиллятор, испаритель, поверхность нагрева, трубка, моделирование.

Введение

Предварительная дистилляция мисцеллы представляет собой процесс однократного выпаривания двухкомпонентной смеси растворов растительного масла в экстракционном бензине, при котором переход легкокипящего компонента (бензина) из жидкой фазы в паровую осуществляется в полном соответствии с его относительной летучестью или температурой кипения. При этом образующаяся в результате кипения мисцеллы паровая фаза находится в равновесии с ней. Имеющее место явление самоиспарения обеспечивает удаление растворителя из состава исходной мисцеллы при ее кипении за счет тепла перегрева смеси [1-3]. Предварительная дистилляция мисцеллы проводится в однопроходных трубчатых аппаратах (испарителях) [4], где процесс организуется в восходящей и нисходящей пленке жидкости. Такие аппараты работают за счет создания тонкой равномерно распределенной пленки жидкости, стекающей под силой тяжести по внутренней поверхности стенки вертикальных теплопередающих трубок.

Типичная конструкция таких трубчатых испарителей (дистилляторов) в основном состоит из кожухотрубчатой греющей камеры, верхней распределительной камеры для подаваемого в аппарат мисцеллы, пленкообразователя, вмонтируемого над верхней трубной решеткой, и нижнего сепарационного устройства для разделения вторичного пара растворителя и упаренной мисцеллы.

Эффективность протекания стадии предварительной дистилляции мисцеллы во многом предопределяет регламентируемые показатели качества получаемого продукта - термолабильного растительного масла. В связи с этим проблема повышения эффективности предварительной дистилляции мисцеллы растительного масла с целью дальнейшего снижения энергетических (тепловых) затрат на его осуществление и повышения качества выпускаемого масла за счет направленной интенсификации процесса с помощью конструктивных и технологических методов является задачей, имеющей научно-практическую ценность.

Материалы и методы

Работа посвящена к анализу эффективности концентрирования мисцеллы хлопкового масла в трубчатом предварительном дистилляторе (испарителе) Гулистанского МЭЗ [5], работающий с нисходящей  пленкой жидкости, и определению энергетически оптимальную величину поверхности нагрева аппарата на основе исследований статики процесса.

Для оптимального расчета поверхности нагрева вертикально-трубчатых выпарных аппаратов большой интерес представляет изучение закономерностей распределения температуры и концентрации упариваемой мисцеллы по высоте их пучка кипятильных труб, что осуществляется путем математического моделирования статики данного процесса [6].

Рисунок 1. Схема к тепловому балансу процесса дистилляции мисцеллы в трубках

Для аналитического изучения процесса выпаривания мисцеллы в вертикальных трубках их разделили на элементарные «квазиучастки» [7,8] с высотой Δh, которые имеют начальную j-1 и конечную j границы (см. рис. 1), где температура мисцеллы на входе в участок t_j-1 и на выходе из него t_j .

Основой математического описания выпаривания мисцеллы в трубках аппарата являются уравнения материального и теплового баланса процесса [9,10].

Обобщенное уравнение теплового баланса процесса выпаривания мисцеллы в пучке вертикальных теплопередающих труб аппарата имеет следующий вид:

Q_j-1 + Q_{w j-1} + Q_вп = Q_j + Q_w.j + Q_кн + Q_пот,                               (1)

где Q_j-1 = G_j-1с _j-1t_j-1 - тепло, вносимое в участок трубы потоком мисцеллы; Q_wj-1= W_j-1i_j-1 - тепло, вносимое вторичным паром растворителя; Q_вп = Di_вп - теплота греющего водяного пара; Q_j = G_jс_jt_j - тепло, уносимое потоком упаренной в трубках мисцеллой; Q_wj = W_ji_j - уход тепла с парами растворителя; Q_кн = Di_кн - уход тепла с конденсатом водяного пара; Q_пот - потери тепла в окружающую среду; G - массовый расход мисцеллы, кг/с; D - расход греющего водяного пара, кг/с; W - расход вторичных паров растворителя, кг/с; t - температура кипения мисцеллы в трубках, ^оС; с - теплоемкость мисцеллы при температуре t ее кипения, Дж/(кг ^оС); i - энтальпия паров растворителя, Дж/(кг ^оС); i_вп и i_кн - энтальпия водяного пара и его конденсата, Дж/(кг ^оС).

Известно, что при статическом режиме процесса потери тепла аппаратом Q_пот в окружающую среду имеет постоянную величину. По этой причине ее влияния на тепловой баланс процесса в расчетах можно не учитывать. С учетом этого допущения, расширенный вид уравнения теплового баланса исследуемого процесса в элементарном участке пучка вертикальных труб (1) имеет следующий вид

G_j-1с _j-1t_j-1 + W_j-1i_j-1 + Di_вп = G_jс_jt_j + W_ji_j + Di_кн,                         (2)

или

G_j-1с _j-1t_j-1 + W_j-1i_j-1 + D(i_вп- i_кн) = G_jс_jt_j + W_ji_j.                           (3)

В соответствии с механизмом теплопередачи [9] тепло водяного пара Q_вп=D(i_вп-i_вп), передаваемого от стенки труб к выпариваемой в них жидкости, складывается из следующих трех составляющих:

- тепла, передаваемого от водяного пара к стенке труб

Q_ст1 = a₁ΔF_нр(t_кн - t_ст1),                                                            (4)

- тепла, проходящего путем теплопроводности через стенки труб

Q_ст2 = (λ_ст/δ_ст) ΔF_ср(t_ст1 - t_ст2),                                                   (5)

- тепла, передаваемого от стенки труб к жидкости

Q_ж = a₂ΔF_вн(t_ст2 - t_j-1),                                                             (6)

где a₁ и a₂ - соответственно, коэффициенты теплоотдачи от пара к стенке трубок и от стенки трубок к жидкости, Вт/(м^{2 о}С); λ_ст - коэффициент теплопроводности материала теплопередающих трубок, Вт/(м ^оС); t_кн - температура конденсации водяного пара, ^оС; t_ст1 и t_ст2 - соответственно, температура наружной и внутренней поверхности стенок труб, ^оС; δ_ст - толщина стенки труб, м; F_нр, F_вн и F_ср - поверхность нагрева (м²) аппарата по диаметру (м) теплопередающих трубок d_нр (наружного), d_вн (внутренного) и d_ср = ^.(d_вн+d_нр)/2 (среднего) соответственно, F_нр =^.pd_нрnΔh; F_вн =^.pd_внnΔh и F_ср =^.pd_срnΔh; n - количество труб в аппарата, шт; Δh - высота элементарного участка пучка труб, м.

В силу этого, сложив уравнения (4), (5) и (6)

и после ряда преобразований [9]

получим

Q(1/a₁ + λ_ст/δ_ст + 1/a₂) = ΔF_ср(t_кн - t_j-1).                                    (7)

Откуда количество передаваемого тепла водяного пара к мисцелле

посредством теплопередачи в аппарате можно выразить как

Q = (1/a₁+λ_ст/δ_ст+1/a₂)^-1ΔF_ср(t_кн - t_j-1) = КΔF_ср(t_кн-t_j-1),            (8)

где (1/a₁+λ_ст/δ_ст+1/a₂)^-1 = К - коэффициент теплопередачи в аппарате [9-11].

С учетом (8) уравнения теплового баланса выпаривания мисцеллы (3) в элементарном участке пучка вертикальных труб с высотой Δh можно записать в виде

G_j-1с _j-1t_j-1 + W_j-1i_j-1 + Кpd_срnΔh (t_кн-t_j-1) = G_jс_jt_j + W_ji_j.               (9)

В этом случае количество передаваемого к жидкости тепла водяного пара выражается в виде

Кpd_срnΔh (t_кн-t_j-1) = G_jс_jt_j + W_ji_j - G_j-1с _j-1t_j-1 - W_j-1i_j-1.                (10)

С учетом текущих расходов упариваемой мисцеллы

G = G_о(а_о/а)                                                                            (11)

и образуемых паров растворителя

W= G_о(1- а_о/а),                                                                       (12)

определяемые из уравнения материального баланса процесса, выражение (10) принимает следующий вид

Кpd_срnΔh(t_кн-t_j-1)=G_о(а_о/а_j)с_jt_j+G_о(1-а_о/а_j)i_j-G_о(а_о/а_j-1)с_j-1t_j-1-G_о(1-а_о/а_j-1)i_j-1.(13) Раскрывая скобок в правой части (13) получим

Кpd_срnΔh(t_кн-t_j-1) = G_о(а_о/а _j)с_jt_j+G_оi_j-G_о(а_о/а_j)i_j-G_о(а_о/а_j-1)с_j-1t_j-1-G_оi_j-1+G_о(а_о/а_j-1)i_j-1.

Вынося за скобку постоянных технологических параметров G_о и а_о имеем

Кpd_срnΔh(t_кн -t_j-1) = G_оа_о[с_jt_j/а _j+i_j/а_o-i_j/а_j-с_j-1t_j-1/а_j-1-i_j-1/а_o+i_j-1/а_j-1].     (14)

Разделив обе части (14) на произведению Кpd_срn получим выражение для определения высоту элементарного участка пучка труб Δh, достаточной для повышения концентрации мисцеллы на величину Δа = а_j-а_j-1:

Δh = [G_оа_о/Кpd_срn(t_кн-t_j-1)][с_jt_j/а_j+i_j/а_o-i_j/а_j-с_j-1t_j-1/а_j-1-i_j-1/а_o+i_j-1/а_j-1]. (15)

После ряда преобразований выражения (15)

Δh = [G_оа_о/Кpd_срn(t_кн-t_j-1)] [(с_jt_j/а_j - с_j-1t_j-1/а_j-1)+(i_j/а_o-i_j-1/а_o)-(i_j/а_j-i_j-1/а_j-1)],

или

Δh = [G_оа_о/Кpd_срn(t_кн-t_j-1)] [(с_jt_j/а_j-с_j-1t_j-1/а_j-1)-(i_j/а_j-i_j-1/а_j-1)+(i_j-i_j-1)/а_o]. (16)

Имея в виду, что i_j-i_j-1 = Δi, (16) можно записать в виде

Δh = [G_оа_о)/Кpd_срn(t_кн-t_j-1)] [(с_jt_j-i_j)/а_j -(с_j-1t_j-1-i_j-1)/а_j-1+Δi/а_o].   (17)

Уравнения (16) и (17) характеризует распределения концентрации а и температуры t упариваемой мисцеллы по высоте труб h в предварительных дистилляторах при известных технологических (G_о, а_о, Р, Р_кн) и конструктивных параметрах (d, n) процесса.

Для расчета показателей свойств теплоносителей, входящий в состав (16), используется следующие аналитические выражения.

Температура кипения хлопковой мисцеллы t, в зависимости от ее концентрации а и величины абсолютного давления в аппарате Р, определяется по следующему уравнению [12]:

t = с_о + с₁Р + с₂ а + с₃Р² + с₄а² + с₅Р³ + с₆а³ + с₇аР + с₈аР² + с₉а²Р,   (18)

где с_о ÷ с₉ - постоянные коэффициенты уравнения.

Погрешность расчетов температуры кипения мисцеллы по (18) в диапазоне изменения давления Р = 20÷200 кПа не превышает 2 %.

При этом, предел изменения концентрации мисцеллы, с учетом скорости отгонки растворителя из нее, условно разделяется на две зоны кипения.

Для I зоны кипения, где концентрация слабой мисцеллы изменяется в пределах а = 10÷64 %, кривая изменения ее температуры по концентрации носит более плавный характер, коэффициенты уравнения (18) имеет следующие значения: с_о= 3,15306; с₁= 0,9974502; с₂= 0,2585347; с₃= 0,49902 10^-2; с₄= 0, 87596 10^-2; с₅= 0,106·10^-4; с₆= 0,1038·10^-3; с₇= 0,4722·10^-3; с₈= -0,41·10^-5; с₉= 0,142·10^-4.

Для II зоны кипения, где концентрация частично упаренной мисцеллы а≥64 % и кривая изменения ее температуры по ее концентрации представляет собой крутую линию, численные значения коэффициентов уравнения (18) равняются: с_о = -1082,85; с₁ = 1,809431; с₂ = 44,79217; с₃ = -0,55451 10^-2; с₄ = -0,618587; с₅ = 0,107·10^-4; с₆ = 0,2908·10^-2; с₇ = 0,204719·10^-1; с₈ = 0,49·10^-5; с₉ = 0,1379·10^-3.

Теплоемкость хлопковой мисцеллы с (кДж/кг.^оС) определяется в зависимости от ее концентрации а и температуры t по уравнению [13]:

с_мц = 0,01[229,2 - 0,624а + (0,588 - 0,00158а)t].                     (19)

Энтальпия паров бензина i_w (кДж/кг), отгоняемых из состава мисцеллы, определяется температурой ее кипения t на выходе из трубок аппарата [13]

i_w = 372 + 1,78 t .                                                                    (20)

Температура конденсации водяного пара t_кн определяется в зависимости от его давления Р_вп в межтрубном пространстве аппарата [11].

Сведя вышеприведенные уравнения (16), (18), (19) и (20) в систему, получим следующую математическую модель статики предварительной дистилляции хлопковой мисцеллы в вертикальном трубчатом аппарате, осуществляющий процесс в нисходящей пленке жидкости:

Данная модель статики исследуемого процесса дает возможность изучать и анализировать характер распределения температуры и концентрации мисцеллы по высоте кипятильных труб аппаратов. Благодаря этому появляется возможность определить оптимальную поверхность нагрева аппаратов в стадии их проектирования или же выявить степени эффективности эксплуатации применяемых на предприятиях конструкций трубчатых дистилляторов, например, НД-1250, ТДА-8 и др. [4].

Предложенная выше модель статики процесса предварительной дистилляции мисцеллы исследовано по следующему алгоритму.

1. Задаются численные значения конструктивно-технологических параметров процесса: диаметр d теплопередающих труб, их общее число n в аппарате, массовый расход поступающий в аппарат мисцеллы G_о, ее начальной концентрации а_о, рабочее давление в аппарате Р и давление водяного пара в кожухе аппарата Р_вп (или температура его конденсации t_кн).

2. Подставляя численных значений а и Р в (18), определяют температура ее кипения t на элементарных участках трубчатки.

3. При численных значениях концентрации а и температуры t мисцеллы рассчитывают значения ее теплоемкости с по (19).

4. Подставляя значения температуры t мисцеллы в (20) определяют энтальпии паров растворителя i при этой температуре.

5. Используя опытные данные, задается значения коэффициента теплопередачи в аппарате К или его значение определяется по известным критериальным уравнениям [9-11], используя результаты опытных данных, в зависимости от гидродинамического режима мисцеллы в трубках.

6. Подставляя значения G_о, а_о, а, t, t_кн и К в (16) определяется соответствующая высота элементарного участка Δh_j теплопередающих трубок, где j = 1,2,3, …, N.

7. Задается величина приращения концентрации мисцеллы а_j - а_j-1 =.Dа.

8. С учетом прироста концентрации а_j = а_j-1+Dа, проверяя соблюдения условий ограничения по температуре мисцеллы на выходе из аппарата t_j < t_огр, при а_j<а_зад, производится повторный расчет с пункта 2 по пункту 8.

9. При заданном значении рабочего давления в аппарате Р расчет ведут до а_j£а_зад, обеспечивающий достижение регламентированной температуры мисцеллы t_j = t_огр.

В дальнейшем, устанавливается оптимальная высота теплопередающих труб h_опт = ƩΔh_j и поверхность нагрева аппарата F_опт = pd_внnh_опт, соответствующих заданным значениям технологических параметров (G_о, а_о, Р, а_опт, t_опт).

Результаты и обсуждение

Нами выполнен анализ концентрирования мисцеллы хлопкового масла в трубчатом испарителе 07.09/II второй ступени дистилляции экстракционной установки «Экстракционтехник» масло-жирового предприятия АО «Гулистан экстракт-ёғ» АО «Узпахтаёғ» [5].

Согласно технологическому регламенту производства продукции в установке [5] трубчатый испаритель 07.09/II имеет следующие конструктивно-технологические параметры: поверхность нагрева аппарата F = 300 м²; диаметр трубок d_вн = 0,03 м, общее их число в аппарате n = 728 шт, высота каждой трубки h = 4,6 м; поступающий в аппарат мисцелла характеризуется расходом G_о = 4,54 т/ч (1,261 кг/с), концентрацией а_о = 45÷55 % и температурой t_о = 55÷65 ^оС. Частично упаренная в аппарате мисцелла имеет концентрацию а_вых = 60÷80 %. Рабочее давление в аппарате Р = 40 кПа, Процесс выпаривания мисцеллы осуществляется за счет съема тепла конденсирующихся паров водяного пара при Р_вп = 0,5 МПа (t_кн = 151 ^оС).

Исследования статики процесса дистилляции хлопковой мисцеллы на математической модели (16÷21) проведены при постоянном расходе мисцеллы G_о = 1,261 кг/с, рабочего давления в аппарате Р = 40 кПа, концентрация слабой мисцеллы а_о = 45 % и ее температура t_о = 55 ^оС. Предварительные расчеты выполнены для случаев изменения тепловых показателей процесса - температуры конденсации водяного пара в межтрубном пространстве 140 и 151 ^оС и среднего расчетного значения коэффициента теплопередачи в аппарате 250 и 300 Вт/(м^2оС). По результатам исследования процесса на математической модели построены кривые распределения концентрации а и температуры t мисцеллы по высоте труб h пленочного испарителя (рис. 1 и 2).

Рисунок 1. Распределение концентрации а и температуры t хлопковой мисцеллы по высоте теплопередающих труб h пленочного испарителя при G_о = 1,261 кг/с, а_о = 45 %, t_о = 55 ^оС, Р = 40 кПа, t_кн = 151 ^оС и K= 250 (Вт/м^2оС)

Из рисунка 1 видно, что при заданном расходе мисцеллы G_о = 1,261 кг/с ее температура t в аппарате с нарастающей скоростью резко поднимается до 90 ^оС на участке трубы высотой h £ 0,25 м (счет идет с верха трубы к низу). При этом концентрация мисцеллы на этом участке пучка труб повышается до 47 %. Изменения характера кривой температуры мисцеллы в участке труб 0,25÷0,35 м поясняется температурным изменением показателей ее свойств. В дальнейшем, темп изменения температуры опускающей пленки мисцеллы по оставшейся высоты труб (от 0,5 до 4,2 м) приобретает постоянный характер, а концентрация мисцеллы на выходе из аппарата достигает до 60 %.

Анализ кривой h = f(t) показывает, что для достижения требуемой концентрации мисцеллы (а_вых = 60 %) при допустимой температуры жидкости на выходе t_вых ≤ 115 ^оС достаточным является участок трубного пучка с активной высотой h _акт = 4,0 м, что составляет 87 % от общей высоты труб в аппарате.

На нижеследующем рисунке 2 изображены кривые распределения концентрации а и температуры t мисцеллы по высоте труб h пленочного испарителя при более щадящем тепловом режиме (t_кн = 140 ^оС) и более высоком коэффициенте теплопередачи K= 300 (Вт/м^2оС) в аппарате.

Рисунок 2. Распределение концентрации а и температуры t хлопковой мисцеллы по высоте теплопередающих труб h пленочного испарителя при G_о = 1,261 кг/с, а_о = 45 %, t_о = 55 ^оС, Р = 40 кПа, t_кн = 140 ^оС и K= 300 (Вт/м^2оС)

Из рисунка 2 видно, что при заданных режимах (G_о = 1,261 кг/с, а_о = 45 % и t_о = 55 ^оС) при высоте теплопередающих труб 6 м температура мисцеллы в аппарате поднимается до 107 ^оС, а ее концентрация достигает до 60 %. В данном случае, снижение температуры конденсации греющего водяного пара привело к уменьшению температуры кипения мисцеллы на 8 ^оС. Однако, необходимая высота трубного пучка (активной зоны концентрирования) аппарата при этом увеличивается от 4,6 до 6,0 м, т.е., в 1,3 раза. Отсюда следует, что при заданном расходе мисцеллы G_о = 4,54 т/ч необходимая поверхность нагрева аппарата составляет F = 390 м², что приводит к дополнительному увеличению его поверхности теплопередачи на ΔF = 90 м². Это обстоятельство указывает на нежелательности падению температуры греющего пара в ходе процесса.

Как видно из рисунков, идентичный вид кривых распределения параметров процесса в обеих вариантах расчета имеет почти наклонной прямой, что, по нашему мнению, свидетельствует об преимуществе организации процесса выпаривания мисцеллы в стекающей пленке.

Заключение

Таким образом, предварительные результаты исследования статики выпаривания мисцеллы хлопкового масла в трубчатом испарителе с нисходящей пленкой жидкости показали, что при заданном расходе мисцеллы G_о = 1,261 кг/с для достижения заданной ее концентрации на выходе а_вых = 60 % при температуре t_вых ≤ 115 ^оС потребуется 261 м² теплопередающей поверхности, что составляет 87 % общей поверхности нагрева аппарата. Выявлено, что снижение температуры конденсации греющего водяного пара приводит к смягчению температурного режима процесса на 8 ^оС. Однако при этом необходимая поверхность нагрева аппарата увеличивается в 1,3 раза, от 300 до 390 м². Это обстоятельство указывает на необходимость проведения дополнительных исследований организационно-технологических методов интенсификации данного процесса [14,15], способствующие выявлению эффективных режимов эксплуатации испарителей, оптимальной поверхности их нагрева в стадии проектирования и повышению коэффициента теплоотдачи за счет улучшения гидродинамики процесса дистилляции в тонкой стекающей пленке жидкости под воздействием нисходящего потока паров растворителя.

Список литературы:

1. Белобородов В.В. Основные процессы производства растительных масел. - М.: Пищевая промышленность,1966. - 478 с.
2. Технология производства растительных масел / В.М. Копейковский, С.И. Данильчук, Г.И. Гарбузова и др.; под ред. В.М Копейковского. - М.: Легкая и пищевая промышленность, 1982. - 416 с.
3. Технология отрасли (Производство растительных масел): учебник / Л.А. Мхитарьянц, Е.П. Корнена, Е.В. Мартовщук, С.К. Мустафаев; под общей ред. Е.П. Корненой. - СПб: ГИОРД, 2009. - 352 с.
4. Кошевой Е.П. Технологическое оборудование производства растительных масел: учеб. пособие для вузов / Е.П. Кошевой. - 2-е изд., испр. и доп. - М.: Юрайт, 2017. - 365 с.
5. Производственный технологический регламент на производство хлопкового масла и шрота по схеме «форпрессование-экстракция» на экстракционной установке «Экстракционтехник» производительностью 900 т/сутки переработки семян хлопчатника АО «Guliston ekstrakt yog`». TR 16472899-001: 2016.
6. Худайбердиев А.А., Хамдамов М.Б. О принципах моделирования процесса дистилляции мисцеллы хлопкового масла в трубчатом аппарате // Сборник материалов международной НПК: Кимё технология, кимё ва озиқ-овқат саноатидаги муаммолар ҳамда уларни бартараф этиш йўллари”. Часть 2. - Наманган: НамИТИ, 18-19-ноября 2022 г. - С. 257-258.
7. Артиков А. Тизимли фикрлаш ва таҳлилга кириш. - Тощкент: ТКТИ, 2017. - 35 б.
8. Артиков А. Компьютерные методы анализа и синтеза химико-технологических систем: учебник для магистрантов технологических специальностей. - Тошкент: Voris-nashriyot, 2012. - 160 c.
9. касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии: Учебник для вузов. - изд. 10-е, стереотипное, дораб. Перепеч. с изд. 1973 г. - М.: ООО ТИД «АльянС», 2004. - 783 с.
10. Общий курс процессы и аппараты химической технологии: Учебник. В 2 кн. / Айнштейн В.Г., Захаров М.К., Носов Г.А. и др.; Под. ред. В.Г. Айнштейна. - М.: Логос, 2002. -1758 с. Кн.1. - 888 с. Г.А.
11. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Учебное пособие для вузов / Под ред. П.Г. Романкова. - 10-е изд., перераб. и доп. - Л.: Химия, 1987. - 576 с.
12. Юсупбеков Н.Р., Мейдман Л.С., Артиков А.А. Температура кипения мисцеллы хлопкового масла // Масло-жировая промышленность,1979. - № 6. - С.19-21.
13. Артиков А.А. Процессы и аппараты пищевых производств. Математическое моделирование. Теплообменные процессы. Выпаривание. - Тошкент, Ўқитувчи,1983. - 121 с.
14. Худайбердиев А.А. Интенсификация процесса подогрева нефтяного сырья. Монография. - Ташкент: Navroz, 2019. - 213 с.
15. Дрейцер Г.А. О некоторых проблемах создания высокоэффективных трубчатых теплообменных аппаратов// Новости теплоснабжения, 2004. - №5. - С.37-52.

References:

1. Beloborodov, V.V. [Basic Processes of Vegetable Oil Production]. 1966.  Moscow: Pishchevaya Promyshlennost. 478 p.  (In Russ.)
2. Kopeikovsky, V.M., Danilchuk, S.I., Garbuzova, G.I., et al. Ed. by V.M. Kopeikovsky.  [Technology of Vegetable Oil Production]. 1982.  Moscow: Legkaya i Pishchevaya Promyshlennost. 416 p. (In Russ.)
3. Mkhitaryants, L.A., Kornena, E.P., Martovshchuk, E.V., & Mustafaev, S.K. Gen. ed. by E.P. Kornena. [Industry Technology (Vegetable Oil Production): Textbook]. 2009. St. Petersburg: GIORD. 352 p. (In Russ.)
4. Koshevoy, E.P. [Technological Equipment for Vegetable Oil Production: Study guide for universities]. 2nd ed., rev. and augm. 2017. Moscow: Urait. 365 p. (In Russ.)
5. [Production and Technological Regulations for the Production of Cottonseed Oil and Meal According to the "Pre-pressing–Extraction" Scheme on the "Extraktionstechnik" Extraction Plant with a Capacity of 900 t/day of Cottonseed Processing at "Guliston ekstrakt yog" JSC]. TR 16472899-001: 2016. (In Russ.)
6. Khudayberdiev, A.A., & Khamdamov, M.B. [On the principles of modeling the distillation process of cottonseed oil miscella in a tubular apparatus]. [Collection of Materials of the International Scientific and Practical Conference: "Chemical Technology, Problems in the Chemical and Food Industries and Ways to Overcome Them"]. Part 2. Namangan: NamITI, November 18-19, 2022. Pp. 257-258. (2022). (In Russ.)
7. Artikov, A. [Introduction to Systems Thinking and Analysis]. 2017. Tashkent: TKTI. 35 p. (In Uzbek.)
8. Artikov, A. [Computer Methods for Analysis and Synthesis of Chemical-Technological Systems: Textbook for Master's Students of Technological Specialties]. 2012. Tashkent: Voris-Nashriyot. 160 p. (In Russ.)
9. Kasatkin, A.G. [Basic Processes and Apparatus of Chemical Technology: Textbook for Universities]. 10th ed., stereotype, revised. Reprinted from the 1973 edition. 2004. Moscow: LLC TID "Al'yanS". 783 p. (In Russ.)
10. Ainstein, V.G., Zakharov, M.K., Nosov, G.A., et al. [General Course on Processes and Apparatus of Chemical Technology: Textbook. In 2 books]. Ed. by V.G. Ainstein. 2002. Moscow: Logos. Kn. 1 [Book 1]. 888 p. (In Russ.)
11. [Examples and Problems for the Course of Processes and Apparatus of Chemical Technology: Study guide for universities]. Ed. by P.G. Romankov. 10th ed., rev. and augm. 1987.  Leningrad: Khimiya. 576 p. (In Russ.)
12. Yusupbekov, N.R., Meidman, L.S., & Artikov, A.A. 1979. [Boiling point of cottonseed oil miscella]. Fats and Oils Industry, No. 6, pp. 19-21. (In Russ.)
13. Artikov, A.A. [Processes and Apparatus of Food Production. Mathematical Modeling. Heat Exchange Processes. Evaporation]. 1983. Tashkent: Oqituvchi. 121 p. (In Russ.)
14. Khudayberdiev, A.A. [Intensification of the Process of Heating Petroleum Feedstock. Monograph]. 2019. Tashkent: Navroz. 213 p. (In Russ.)
15. Dreitser, G.A. [On some problems of creating highly efficient tubular heat exchangers]. [District Heating News], 2004. No. 5, pp. 37-52. (In Russ.)