Содержание к диссертации
Введение
1 Структура потоков и массообмен в тепломассообменных аппаратах 13
1.1 Структура потоков в тепломассообменных аппаратах 13
1.2 Конструктивное усовершенствование устройств для обеспечения центробежного, турбулентного взаимодействия потоков . 17
1.3 Методы математического описания структуры потоков в тепломассообменных аппаратах 25
1.4 Методы расчета гидродинамических характеристик тепломассообменных аппаратов с регулярной насадкой 31
1.5 Методы расчета массообменных характеристик тепломассо-обменных аппаратов с регулярной насадкой . 36
1.6 Постановка задач исследований . 37
Выводы по разделу 1 . 38
2 Структура потоков в аппарате с вращательно-вихревым взаимодействием фаз 40
2.1 Описание экспериментальной установки и методов исследований гидродинамических характеристик аппарата 40
2.2 Режимы работы и влияние режимных параметров на гидродинамические характеристики аппарата 45
2.3 Влияние конструктивных параметров регулярных контактных устройств на гидродинамические характеристики аппарата 48
2.4 Расчет гидродинамических характеристик и сопоставление с экспериментальными данными 54
2.4.1 Расчет коэффициента продольного перемешивания жидкой фазы 60
Выводы по разделу 2 . 62
3 Исследование массообмена в аппарате с вращательно-вихревым взаимодействием фаз . 64
3.1 Методика экспериментального исследованиямассообменных характеристик аппарата с вращательно-вихревым взаимодействием фаз . 64
3.2 Влияние режимных и конструктивных параметров на коэффициенты массоотдачи в газовой и жидкой фазах 68
3.3 Теоретический анализ процесса массоотдачи в жидкой фазе в аппарате с вращательно-вихревым взаимодействием фаз 74
3.3.1 Массоотдача в пленке, движущейся по поверхности контактного устройства 76
3.3.2 Массоотдача в период образования капель, в капле и в газожидкостном слое 79
3.4 Расчет коэффициента массоотдачи в газовой фазе 80
3.5 Математическая модель для расчета эффективности массообмена с учетом структуры потоков 83
Выводы по разделу 3 . 87
4 Промышленные испытания, рекомендации по проектированию, эксплуатации и методика расчета аппарата с регулярными контактными устройствами . 88
4.1 Промышленные испытания аппарата с регулярными контактными устройствами в производстве основного сульфата хрома при абсорбции сернистых газов . 88
4.2 Результаты промышленных испытаний аппарата с регулярными контактными устройствами для улавливания пылегазовых выбросов отходящих в производстве стекла 90
4.3 Рекомендации по эксплуатации, проектированию и методика расчета промышленных аппаратов с регулярными контактными устройствами . 90
Выводы по разделу 4 . 92
Заключение . 93
Список использованных источников . 96
Приложения . 106
- Методы математического описания структуры потоков в тепломассообменных аппаратах
- Режимы работы и влияние режимных параметров на гидродинамические характеристики аппарата
- Влияние режимных и конструктивных параметров на коэффициенты массоотдачи в газовой и жидкой фазах
- Результаты промышленных испытаний аппарата с регулярными контактными устройствами для улавливания пылегазовых выбросов отходящих в производстве стекла
Методы математического описания структуры потоков в тепломассообменных аппаратах
Несмотря на огромное количество исследований массообменных аппаратов, вопросы их исследования, расчета и моделирования вряд ли можно считать решенными окончательно. Поведение потоков в реальных аппаратах настолько сложно, что в настоящее время дать строгое математическое описание их в большинстве случаев не представляется возможным. Известно, что структура потоков в аппаратах оказывает большое влияние на эффективность многих тепловых, массообменных и химических процессов, поэтому исследованию и моделированию гидродинамических структур уделяется значительное внимание и ее необходимо учитывать. При этом математические модели структуры потоков являются основой, на которой строится математическое описание массобменного процесса.
Авторы работы [9] предлагают модель структуры потоков на тарелке массообменного аппарата, состоящая из комбинированной модели по жидкости и идеального вытеснения по газу в межтарельчатом пространстве, позволяющая учесть зависимость эффективности тарелки от гидродинамической обстановки и кинетики массопередачи.
Анализ имеющейся информации о реальной структуре жидкостного потока на тарелках с переливными устройствами свидетельствует о существовании в проточной части единичных ступеней контакта зон с различной интенсивностью перемешивания, включая ячейки идеального смешения вблизи приемной и сливной перегородок, между которыми располагается диффузионная зона, а также о наличии рециркуляции и байпаса жидкости. При этом представляется вполне очевидной необходимость подавления ряда нежелательных гидродинамических явлении конструктивными методами с целью создания на тарелках режима течения жидкой фазы, приближающегося к модели идеального вытеснения.
В колонных аппаратах потоки жидкостей и газов по своей структуре, как правило, занимают промежуточное положение между двумя предельными идеализированными случаями: полного (идеального) вытеснения и полного (идеального) перемешивания [71].
Случай полного вытеснения предполагает, что скорости диффузии частиц в направлении потока и навстречу ему исчезающее малы по сравнению со скоростью перемещения веществ. Кроме того, полагают, что турбулентные пульсации не приводят к заметному перемещению частиц потока в направлении, обратном его движению. Указанные допущения по существу равносильны предположению об одинаковом времени пребывания всех частиц потока в аппарате при равномерном профиле скоростей каждой фазы в любом поперечном сечении аппарата. Таким образом, в режиме полного вытеснения последующие объемы вещества не смешиваются с предыдущими и полностью вытесняют друг друга.
В случае полного перемешивания поступающие в аппарат новые частицы мгновенно и идеально смешиваются с находившимися ранее в аппарате. Иными словами, состав вещества во всем объеме аппарата постоянен и равен его конечному составу.
В реальных условиях из-за неравномерности профиля скоростей в сечении потока и неполной сепарации встречных взаимодействующих фаз в отдельных сечениях аппаратов всегда происходит перемешивания фаз в продольном направлении. Это приводит к уменьшению движущей силы процессов тепло- или массообмена и к соответствующему уменьшению эффективности аппаратов. В реальных аппаратах никогда не достигается полное и мгновенное смешение предыдущих и последующих объемов вещества. Надо заметить, что с увеличением отношения длины аппарата к его диаметру движение потоков в аппарате приближается к режиму полного вытеснения, а при уменьшении этого отношения - к режиму полного перемешивания.
Продольное перемешивание в колонных аппаратах может быть следствием ряда физических явлений. Основными из них являются: 1) турбулентное перемешивание в осевом направлении (турбулентная осевая диффузия); 2) осевая циркуляция в потоке; 3) неравномерность поля скоростей в сечении потока, т.е. поперечная неравномерность (Тейлоровская диффузия). Поперечная неравномерность потока возрастает с увеличением диаметра аппарата (из-за трудности поперечного перемешивания) и неоднородности частиц дисперсной фазы (поскольку скорость частиц зависит от их размера). Это явление, вызывающее неравномерное распределение температур и концентраций по сечению аппарата, в некоторых случаях может приводить к каналообразованию, струйному течению и возникновению застойных зон.
Влияние каждого из трех перечисленных факторов на интенсивность продольного перемешивания не одинаково в колоннах различных конструкций из-за своеобразного характера формирующихся в них потоков. Так, турбулентное перемешивание в осевом направлении и осевая циркуляция в потоке преобладают в колоннах, в которых физические и химические процессы интенсифицируются путем сообщения, взаимодействующим потокам внешней механической энергии, а также в барботажных колоннах. Влияние же поперечной неравномерности преимущественно проявляется в аппаратах без механических перемешивающих устройств или в аппаратах с очень низкой интенсивностью перемешивания. Поперечная неравномерность (особенно в газовом потоке) может оказывать некоторое влияние на продольное перемешивание фаз также в барботажных колоннах.
Величина Еос не поддается непосредственному измерению, но может быть найдена по разности Еос = Еп - Еп.т. При увеличении интенсивности перемешивания взаимодействующих потоков растет Еп.т и падает Еос . Работами ряда исследователей [72-74] установлено возрастание Еос с увеличением диаметра аппарата и уменьшение Еос с ростом интенсивности перемешивания. Поскольку последняя характеризуется коэффициентом поперечного перемешивания Епоп, то Еос = f (Ек)/Епоп, где f (Ек) – возрастающая функция диаметра аппарата.
Значения коэффициентов Еп, Еп.т и Еос зависят от конструктивных особенностей аппаратов, их размеров, интенсивности воздействия перемешивающих устройств, пульсаций и т.п., от совершенства сепарации фаз после актов перемешивания, от скоростей потоков и т.п. Для надежного проектирования и масштабирования колонных аппаратов необходимо располагать числовыми значениями этих коэффициентов, как правило, поддающимися определению только опытным путем [71].
Для количественной оценки продольного перемешивания в колонных аппаратах предложены различные теоретические модели структуры потоков. Разумеется, корректность каждой модели определяется ее адекватностью реальным условиям. Движение потока в одном и том же аппарате формально можно описать на основе нескольких моделей. Это позволяет в ряде случаев упростить расчет аппаратов, заменив физическую модель, достаточно хорошо соответствующую, механизму продольного перемешивания в аппарате данного типа, более простой моделью, лишь формально адекватной реальным условиям. В связи с этим следует различать физическую адекватность, т.е. соответствие модели физической обстановке в аппарате, и формальную адекватность, под которой подразумевается согласованность функций распределения времени пребывания частиц потока в модели и аппарате. Разумеется, преимущество всегда на стороне адекватной физической модели. Заметим, что с приближением математического описания к реальному процессу перемешивания в аппарате возрастает вероятность того, что установленные в лаборатории закономерности изменения параметров, количественно характеризующих интенсивность продольного перемешивания (или неидеальность потока), будут справедливы и для аппаратов промышленных размеров.
Режимы работы и влияние режимных параметров на гидродинамические характеристики аппарата
Основными конструктивными параметрами при проведении исследований явились углы наклона лопастей конических контактных устройств в горизонтальной a и вертикальной b плоскостях, а также шаги размещения регулярных контактных устройств в вертикальном tв/dp и радиальном tp/dp направлениях.
Анализ известных исследований закрученных потоков в конических лопастных завихрителях [6,16] и результаты теоретических расчетов показывают, что наибольшая степень закрутки, а следовательно и максимальная центробежная сила может быть достигнута при b=60о и a=45о . Поэтому при проведении всех исследований по гидродинамике и массообмену конические контактные устройства имели указанные значения углов и диаметр основания конуса- dp =0,08м, высота - 0,06м. В результате исследований подобрано контактное устройство, жестко закрепленное на струнах к опорно-распределительной решетке. Авторы [28,29,135], исследовавшие гидродинамику аппаратов с насадочными элементами различных форм, утверждают, что режимные и конструктивные параметры насадок оказывают большое влияние на гидродинамические характеристики аппарата. Отмечено, что конфигурация насадочных элементов определяет форму вихрей и механизм вихреобразования. За насадочными элементами шаровой формы [135], вращающимися пластинчатыми элементами круглой и квадратной формы [28,29,] формируются тороидальные (симметричные) вихри, имеющие период образования. За призматическими насадочными элементами (цилиндрами, пластинами и др.) [28,30,31] формируются несимметричные вихри. За период у таких элементов поочередно с противоположенных боковых сторон образуются два вихря. Отмечено, что возможно достижение такого расположения элементов насадки по ходу газового потока, когда моменты подхода вихрей, образованных за нижерасположенными элементами и момент завершения формирования вихрей за вышерасположенными элементами совпадают. В результате такого совпадения суммарная мощность слившихся вихрей увеличивается и это позволяет произвести большую работу по дроблению жидкостного потока и созданию более развитой межфазной поверхности. Такой режим назван режимом одновременного вихреобразования или синфазным режимом [15,28,135].
Для симметричных насадочных элементов на кривой зависимости DР=f(tв) отмечается один экстремум гидравлического сопротивления, тогда как для призматических насадочных элементов характерно наличие двух экстремумов гидравлического сопротивления [28,135]. Появление экстремумов гидравлического сопротивления в режимах одновременного вихреобразования объясняется тем, что повышенное потребление энергии в этих режимах связано с одновременным срывом вихрей за цепочкой элементов, обуславливающее максимальное воспроизводство вихрей и вытекающую из этого максимальную потребность энергии.
Результаты исследования гидравлического сопротивления сухих и орошаемых аппаратов свидетельствуют о том, что наличие жидкой фазы принципиальных изменений в существование режимов одновременного вихреобразования не вносят [28].
В аппарате с контактными устройствами в форме усеченных полых конусов с тангенциальными лопатками [109,110]для создания вращательного взаимодействия фаз при вертикальном шаге между насадками гидравлическое сопротивление достигает своего максимума. Исходя из теории механизма одновременного вихреобразования, можно утверждать, что в аппарате с регулярными контактными устройствами в форме усеченных полых конусов с тангенциальными лопатками для создания вращательного и вихревого взаимодействия фаз происходит симметричный срыв вихрей [133]. Исследования зависимости гидравлического сопротивления [119] аппарата от вертикального шага между контактными устройствами представлены на рисунке 2.6.
При нарушении синфазного режима в работе насадочных элементов (tв/dp 3,5 и tв/dp 3,5) гидравлическое сопротивление снижается за счет уменьшения числа вихрей, образованных в объеме рабочей зоны. Это происходит в результате вынужденного срыва вихрей, не завершивших цикл формирования за элементами, расположенными выше по потоку, вихрями, сорвавшимися с нижерасположенных по потоку элементов.
Для исследования зависимости гидравлического сопротивления от радиального шага tp между контактными устройствами были проведены эксперименты при различных значениях режимных и конструктивных параметров [119]. Как видно из рисунка 2.7, с ростом радиального шага между контактными устройствами гидравлическое сопротивление уменьшается.
Характер изменения кривых с изменением скорости газа не изменяется. При скорости газа Wг = 2 и 4 м/с в интервале расположения контактных устройств в радиальном направлении tр от 1,5 до 2 наблюдается резкое уменьшение гидравлического сопротивления. В дальнейшем падение значений происходит незначительно. Следовательно, для аппаратов с контактными устройствами в форме усеченных полых конусов с тангенциальными лопатками шаг tp/dp=2 является критическим. Такая зависимость наблюдается для многих аппаратов с регулярными насадками [28-32]. Объяснением этому служит то, что при tр/dp=2 происходит перестройка механизма вихреобразования. При значениях tр/dp 2 частота срыва вихрей определяется величиной зазора между контактными устройствами, который меньше, чем характерный размер обтекаемых тел, а при tр/dp 2, шириной обтекаемых элементов. В случае, когда частота образования вихрей определяется величиной зазора их количество значительно выше, чем в случае, когда частота вихреобразования определяется характерным размером насадки. В первом случае потребляемая энергия растет намного больше, поэтому гидравлическое сопротивление выше.
Влияние режимных и конструктивных параметров на коэффициенты массоотдачи в газовой и жидкой фазах
Метод производства сульфата хрома (основного) основан на взаимодействии сернистого газа с раствором бихромата натрия. Сернистый газ образуется при сгорании серы в печи. В процессе производства раствор бихромата натрия с концентрацией (230-300) г/л по CrO3 поступает в колонну восстановления, куда противотоком поступает сернистый газ, образующийся при сжигании серы в печи, результатом чего является образование раствора сульфата хрома. Полученный раствор сульфата хрома поступает на сушку в сушилку «кипящего слоя», высушенный сульфат хрома поступает на расфасовку.
Сера техническая в жидком виде поставляется в баки приема и хранения жидкой серы, где она поддерживается в расплавленном состоянии при температуре 125-135С посредством подогрева электрическими ТЭН- ами. Снаружи бак теплоизолирован. Из баков приема и хранения жидкая сера погружным насосом по обогреваемому серопроводу подается в печь сжигания серы. Образующийся сернистый газ поступает в котел- утилизатор, в котором в результате теплообмена температура сернистого газа понижается до (300-400) С. Далее сернистый газ поступает в трубное пространство последовательно установленных рекуператоров, где происходит снижение его температуры до (60-80) С. Сернистый газ, выходящий из рекуператоров, поступает в схему восстановления бихроматных растворов, после чего отработанная парогазовая смесь проходит доочистку в отделении, состоящим из двух баков орошения, двух скрубберов, ловушки и дымососа.
Раствор бихромата натрия транспортируется из цеха №3 по трубопроводу или цистерной, установленной на ж/д платформе, откуда насосом закачивается в приемные баки. Далее раствор с концентрацией (700-900) г/л по CrO3, закачивается в бак приготовления. В баке приготовления, раствор разбавляется конденсатом до концентрации (260-290) г/л по CrO3. Готовые бихроматные растворы подают в бак орошения (питателя) абсорбера.
Из бака- питателя колонны восстановления растворы, насосом подаются на форсунки колонны восстановления с производительностью (3-5) м3 .
До реконструкции колонна восстановления представляла собой вертикальный аппарат, внутри которого имелись три решетчатые полки, с уложенными на них керамическими кольцами Рашига. Кольца укладывались правильными рядами, сдвинутыми друг относительно друга.
После реконструкции были убраны решетчатые полки и керамические кольца и взамен их установлена насадка, представляющая собой регулярные контактные устройства в виде усеченных полых конусов с тангенциальными лопатками. Взаимодействие газа, поступающего снизу с раствором бихромата натрия, подающимся сверху, осуществляется в рабочей зоне аппарата высотой 1м. Процесс насыщения бихроматного раствора сернистым газом ведется до почти полного восстановления шестивалентного хрома. Полученный раствор основного сульфата хрома с содержанием шестивалентного хрома не более 2 г/л по CrO3 (при приготовлении растворов для выпуска высокоосновного сульфата хрома не более 30 г/л) собирается в баке- сборнике слива колонны. В баке- сборнике концентрация раствора по CrO3 выпариванием доводится до не менее 350 г/л. По достижении концентрации раствор перекачивается насосом в баки довосстановления. В них, при необходимости, проводится довосстановление шестивалентного хрома бисульфитом натрия или сахаром, и выпаривание раствора до концентрации не менее 380 г/л по общему CrO3. После довосстановления раствор выдерживают в течение часа до полного окончания реакции восстановления. Готовый раствор сульфата хрома откачивается в баки питатели сушилки «кипящего слоя».
Во время обследований существующей схемы очистки, проводимых совместно сотрудниками АО «АЗХС» и ЮКГУ им. М.Ауезова, получены следующие предельные значения рабочих параметров: расход газа на входе в скруббера 950010500нм3 /ч; температура газа - на выходе 50-55С; концентрация улавливаемых компонентов - 2,12,5г/с; степень очистки 94-96%. Результаты обследований показали невысокую эффективность насадочных абсорберов с кольцами Рашига. Для увеличения степени очистки рекомендовано реконструировать существующую технологическую схему. Предлагаемая взамен колец Рашига насадка с регулярными контактными устройствами в виде усеченных полых конусов с тангенциальными лопатками, приводит к возникновению центробежной силы, способствующей вращению образованных за насадочными элементами вихрей. Под действием центробежной силы капли раствора отбрасываются в радиальном направлении, соударяются с каплями, выбрасываемыми соседними вихрями. Происходит многократная коалесценция и диспергирование капель, создаются благоприятные условия для получения высокой ПКФ. В насадочной зоне аппарата образуется высокоразвитый, равномерно распределенный, турбулизированный газожидкостной слой, позволяющий значительно интенсифицировать протекающий в аппарате процесс абсорбции.
Результаты, полученные при испытании, представлены в таблице. Предельные значения параметров следующие: расход газа 9800 1200 нм3 /ч; температура газа - на выходе 4550С; концентрация сернистого газа - 0,00820,014г/м3 ; степень очистки (по концентрациям в санитарной трубе) - 98- 99%.
Полученные данные показывают высокую эффективность очистки улавливаемых компонентов и достаточно низкие энергозатраты.
Аппарат внедрен в цехе производство основного сульфата хрома АО «Актюбинский завод хромовых соединений» (приложение Б) с эколого-экономическим эффектом 4,66млн. тенге (приложение В и Г).
Результаты промышленных испытаний аппарата с регулярными контактными устройствами для улавливания пылегазовых выбросов отходящих в производстве стекла
На основе теоретических и экспериментальных исследований определены условия значительной интенсификации массообменных процессов в контактной зоне аппарата с вращательно-вихревым взаимодействием фаз за счет совмещения в них центробежного и вихревого взаимодействия газового потока с капельно-пленочной жидкостью.
Определены гидродинамические режимы работы аппарата с вращательно-вихревым взаимодействием фаз: пленочно-капельный, развитой турбулентности и брызгоуноса, зависящие от скорости газового потока и от плотности орошения. При этом режим развитой турбулентности определен как наиболее рациональный по степени турбулизации газожидкостного потока и величине минимального брызгоуноса.
При изменении шагов размещения контактных устройств в вертикальном направлении установлен шаг tв/dр=3,5 при котором достигается синфазный режим (режим одновременного вихреобразования), характеризующийся экстремальными значениями гидравлического сопротивления, количества удерживаемой жидкости и коэффициентов продольного перемешивания по жидкой фазе. При изменении радиального шага подтверждено наличие двух механизмов вихреобразования, разграниченных критическим шагом tр/dр=2. При меньших значениях шагов процесс вихреобразования зависит от величины зазора, а при значениях шагов больше 2 приводит к механизму формирования, где определяющим является ширина (диаметр) обтекаемых элементов. Исходя из равновесия сил, воздействующих на лопасти контактных устройств в виде усеченных полых конусов, получено уравнение для расчета частоты вращения газового потока в отсутствии орошения и при наличии жидкой фазы. На основании анализа сил, действующих на пленку жидкости стекающей по наклонной поверхности в условиях воздействия на нее закрученного потока определена ее толщина, а, исходя из условия равновесия динамического напора, действующего на поверхность раздела фаз и капиллярного давления, получено уравнение для определения среднего диаметра капель. 6. С учетом выявленных гидродинамических закономерностей вращательно-вихревого взаимодействия фаз предложены уравнения для расчета коэффициентов сопротивления регулярно размещенных контактных устройств в виде усеченных полых конусов в однофазном и двухфазном потоках, гидравлического сопротивления, количества удерживаемой жидкости и коэффициентов продольного перемешивания жидкой фазы.
На основании диссипативного подхода получены уравнения для расчета коэффициентов массоотдачи в газовой и жидкой фазах, а для оценки эффективности массообмена с учетом структуры потоков предложена модель, учитывающая идеальное вытеснение по газу и диффузионное взаимодействие по жидкости, доведенная до аналитического решения, заключающегося в расчете концентрации компонента по высоте аппарата.
На основании полученных расчетных уравнений и результатов лабораторных и промышленных испытаний аппарата с вращательно-вихревым взаимодействие фаз разработана научно-обоснованная методика расчета, проектирования и эксплуатации. 9. Аппарат с вращательно-вихревым взаимодействием фаз прошел промышленные испытания и внедрен на АО «Актюбинский завод хромовых соединений» в схеме абсорбции сернистых газов, отходящих от печи сжигания серы непрерывного действия в производстве сульфата хрома (основного) с эколого-экономическим эффектом 4,66 млн. тенге в год и для определения области применения проведены промышленные испытания аппарата на СП «Газалкент стекло» в цехе очистки отходящих газов от сушильного барабана в производстве стекла, которые показали высокую эффективность очистки пылегазовых выбросов до 97%. Оценка полноты решений поставленных задач. Результаты теоретических исследований, их оценка, теоретическое и экспериментальное изучение закономерностей образования и взаимодействия вихревых потоков, массообменных процессов, апробация в промышленных условиях полностью соответствуют поставленным в диссертации задачам. Задачи решены, цель достигнута.
Разработка рекомендаций и исходных данных по конкретному использованию результатов. Результаты исследования гидродинамики и параметров массообмена аппарата с вращательно-вихревым взаимодействием фаз, методика расчета, рекомендации по проектированию и эксплуатации промышленных аппаратов могут быть рекомендованы научным, инженерно-техническим работникам различных отраслей промышленности, проектным и научно-исследовательским институтам для модернизации существующих и разработки новых аппаратов, преподавателям вузов при изучении курсов «Процессы и аппараты химической технологии», «Технологическое оборудование отрасли», «Моделирование процессов химической технологии».
Исходными данными по конкретному использованию результатов являются: расходные характеристики газового и жидкостного потоков, рекомендации по проектированию и эксплуатации аппарата с вращательно-вихревым взаимодействием потоков.
Оценка технико-экономической эффективности внедрения. Разработанный аппарат с вращательно-вихревым взаимодействием фаз внедрен на АО «Актюбинский завод хромовых соединений» в схеме абсорбции газов, отходящих от печи сжигания серы непрерывного действия в производстве сульфата хрома (основного) с эколого-экономическим эффектом 4,66 млн. тенге в год и проведены промышленные испытания аппарата на СП «Газалкент стекло» в цехе очистки отходящих газов от сушильного барабана в производстве стекла, которые показали высокую эффективность очистки пылегазовых выбросов (до 97%). Оценка научного уровня выполненной работы в сравнении с лучшими достижениями в данной области. Аппарат с вращательно-вихревым взаимодействием фаз позволяет реализовать центробежный и вихревой механизмы взаимодействия газовой и жидкой фаз и в сравнении с известными конструкциями тепломассообменных аппаратов имеет более высокую эффективность и сравнительно низкие энергозатраты. Методика расчета основных гидродинамических закономерностей и параметров массоотдачи базируется на известных законах механики газа и жидкости и вновь открытых закономерностях вихревого взаимодействия потоков, что свидетельствует о высоком научном уровне выполненной работы.