tema de proiectare ouia ii

8/16/2019 Tema de Proiectare Ouia II

1/16

TEMA DE PROIECTARE: dimensionarea operaţiei de rectificare a unui amestec binar etanol-apă pe un model aplicativ de tipCoffey .

Introducere

Ca operaţii principle de fracţionare,distilarea şi rectificarea îşi găsesc aplicaţii în

industria fermentativă pentru obţinerea debăuturi alcoolice naturale/industriale tari şi a spirtului neutru . Distilarea simplă se aplică în industria băuturilor, iar rectificarea(fracţionarea), se aplică înindustria spirtului neutru cu un grad avansat de puritate.

Operaţiile tip, precum:distilarea , rectificarea , fracţionarea , au ca elemnetele dereferinţă etanolul şi apa , precursoare ale amestecurilor omo! şi eteroa"eotrope. Datorităacestei caracteristici, prin metodele clasice de distilare , nu se poate obţineetanol absolut , ciun amestec a"eotrop cu concentraţia ma#imă de $%,%&' ABV (alcohol by volume) .

Etanolul din cereale şi sau alte surse a!roalimentare (cartofi, struguri, sfeclă şitrestie de "a ăr etc. (materiale vegetale fermentescibile)), este un produs alcoolic re"ultat prindistilarea rectificarea produsului (de spălare), re"ultat al fa"ei de fermentaţie.

"istilarea operaţia de separare a componentelor unui amestec omogen de lic ide pe ba"a diferenţei dintre temperaturile de fierbere ale constituenţilor (diferenţa de volatilitate).*aporii astfel concentraţi, prin condensare formea"ădistilatul , iar lic idul (preponderentcomponentele greu volatile) +reziduul . Distilarea este o operaţie binară, compusă din

fierberea parţială a amestecului şi condensarea vaporilor. #ectificarea separare avansată prin succesiunea fierbere + condensare repetă.

n industria alimentară, operaţiile de distilare şi rectificarea se utili"ea"ă în ramurilefermentativă, băuturilor, spirtului, uleiului.

-racţionarea pe acest principiu este cu atat mai facilă şi completă, cu c t diferenţa devolatilitate a componenţilor este mai mare (raportul lor este mai mare dec t unitatea).

Din punct de vedere al fenomenelor şi proceselor,distilarea rectificarea , repre"intăoperaţie unitarătermo-masică de separare fracţionare a unui principiu sau principiilor elementare ce formea"ă amestecul omogen lic id, pe ba"a diferenţelor temperaturilor defierbere a componenţilor (un element cu punct de fierbere inferior(A) şi un element cu punctde fierbere superior(B)).

Deci, cele două operaţii unitare (distilarea rectificarea), sunt procese deseprare ce aula ba"ătransferul termic şi demasă , condiţionate de e#istenţa diferenţelor temperaturilor defierbere, cu dega/are de vapori ce conţin aceleaşi componente cu ale soluţiei miscibile iniţiale,dar în raport diferit. n ma/oritatea ca"urilor, vaporii pre"intă un conţinut procentual mairidicat din componenta uşor volatilă faţă de amestecul iniţial. 0mbele operaţii au utilitate practică în separarea amestecurilor multicomponente.

1


2/16

Scurtă cronologie în de"voltarea operaţiei şi paratului:Rectificarea. Aspecte generale. egi de !a"ă

A#estecuri a"eotrope .Instala$ii de rectificare

%OTI&%EA DE TA ER TEORETIC Procedeul Coffe' , de rectificare continuă, înlocuieşte distilarea simplă, av nd ca

principiu de funcţionare separarea pe componente a unui amestec lic id bicomponent, în carecele două componente principale +lic idul şi vaporii! circulă în contracurent.

(alorificarea su!produselor )i a de)eurilor

TEMA DE PROIECTARE are drept scopdimensionarea tehnologică a operaţiei de

rectificare a unui amestec binar etanol-apă pe un model aplicativ de tipCoffey (rectificarecontinuă la presiune constantă) , în următoarele condiţii:

! se porneşte de la o concentraţie de 12' 03* în plămada fermentată pentru aa/unge în final la concentraţia de &4' 03* etanol produs finit5

! temperatura de intrare a produsului de spălare în coloana de rectificare este de$4oC. 6rodusul se preîncăl"eşte de la temperatura iniţială de 74oC la $4oC cua/utorul unui sc imbător de căldură cu serpentină. 8c imbul termic (regenerare

produs!produs), este determinat de vaporii de etanol proveniţi de la coloana derectificare5

! încăl"irea coloanei se reali"ea"ă cu abur la temperatura de 119oC şi umiditate de%'.

8e impune:• determinarea numărului teoretic de talere prin metoda cCabe!; iele5

• determinarea numărului real de talere5

• bilanţul termic al coloanei de rectificare cu funcţionare continuă la presiuneatmosferică5

• evaloarea regimului termic a instalaţiei de fracţionare

*


3/16

1. Deter#inarea nu#ărului de talere teoretice după #etoda McCa!e+T,iele

0ceasta presupune prealabil, determinareadebitului molar de alimentare (< -) şi aconcentraţiei componentului uşor volatil e#primat= în fracţii molare în amestecul dealimentare (#- ), distilat (#D) şi re"iduu (#> ):

=

⋅

−+⋅

⋅=O H

F

OH H C

F m F M

x M x

!?%?

199199

199@Amol B

=

⋅

−+

⋅⋅=

12199199

12199

4C199199

12

7%99 F ! @Amol B

F ! 1$4,97 @Amol B

( ) =−+=

O H

F

OH H C

F

OH H C

F

F

M x

M x

M x

x

?%?

%?

1

1219912

1

4C19912

4C19912

−

+

= F x

F x 9,921

( )O H

"

OH H C

"

OH H C

"

"

M

x

M

x

M x

x

?%?

%?

1 −+=

12199&4

1

4C199&4

4C199&4

−

+

= " x

" x 9,2

-


4/16

( ) =−+=

O H

#

OH H C

#

OH H C

#

#

M x

M x

M x

x

?%?

%?

1

( )12

9%,91

4C9%,9

4C199

%

−+=# x

# x 9,91$

$cuaţiile de bilanţ de materiale sunt date de e#presia:

⋅+⋅=⋅+=

# " F F

F

x# x " x!# "!

⋅+⋅=+=

91$,9%7,9921,9D97C,1$4

97C,1$4

# "

# "

se găseşte parametrul D 17, 2 funcţie de E 129.7% ,E.......D += ,

17, 2 #F129,7%G !1 , &%

se re"olvă sistemul, re"ult nd în final debitul de re"iduu E şi distilat D @Amol B:

unde: Hm + debitul masic al amestecului etanol!apă, (Ag ), Hm ?%99 Ag 5 C?I%OI + masa molecular= a etanolului5

I?O + masa molecular= a apei5 x ! concentraţia în alcool etilic e#primat în fracţie de mas=5 F x ! fracţia masic= a amestecului iniţial (?4' 03*)5 " x + fracţia masică a alcoolului brut ($4' 03*)5

E# + fracţia masică a re"iduului, 9,9%5 D ! debitul de distilat, Amol 5 E + debitul de re"iduu, Amol .

0mestecul binar etanol!ap= ?4' 03*, are la intrare în coloan= temperatura defierbere de 2&oC.


5/16

8e determină analitic punctul de intersecţie al dreptelor de concentrare şi epuizarecu diagonala în diagrama J + #, astfel:

1. 6entru "ona de concentrareecuaţia dreptei de concentrare J, pentru # #- , va fi:

" x % x

% %

& ⋅+

+⋅+

=1

11

> + raportul de reflu# (reflu#ul la care lucrea"ă coloana), dat de ecuaţia:=⋅= min %a %

=−−=

F F

F "

x & & x

%min @Amol AmolB

21.91C.91C.92C.9

min −−= %

min % 2,2 @Amol AmolB%2,?C2C,27 == %2C,9

1%2,?C1

921,91%2,?C

%2,?C⋅++⋅+=

&

J 9.192

unde: J- + concentraţia în component volatil a vaporilor în ec ilibru cu lic idul de alimentare,J- 9,1 5

a + coeficient de e#ces al reflu#ului funcţie de amestecul de separare prin rectificare,

a 1,%!75 se alege a 7.=⇒ J 9,192

6anta dreptei de concentrare (m) este:

=+= 1 % %

m

1%2,?C%2,?C

+=m

9.$ 7m1sin −=α $C7,9sin 1−=α

o......?$&,1...=⇒ α

*. 6entru "ona de epui"areecuaţia dreptei de epuizare JK, pentru # #- , va fi:

# x % F

x %

F % & ⋅+

−+⋅++=

1L1

1L

L

unde: -K + debitul de alimentare cu amestec iniţial raportat la 1 Amol de distilat @Amol AmolB

/


6/16

=−−=

% F

% "

x x x x

F L @Amol AmolB

9?97,9921,99?97,92C,9

L −−= F

L F 17, &

9?97.91%2,?CC&,171

921,91%2,?CC&,17%2,?C

L ⋅+−

+⋅++

= &

Deci, ecuaţia dreptei de epui"are devine:

19&.9L=⇒ &

"eterminarea parametrului ' , ce defineşte starea termică a alimentării:=−−= LMM H H H H '

41.?%&&2,111$%1%.71992,111$%

−−='

=N 9,$7unde: I + entalpia molară a vaporilor saturaţi5

( f ii t c x H ⋅⋅⋅= ∑M

M H 9,921 (9,& $ &2,1% 4 F4 ?97)F(1!9,921) (1 &2,1% 12F12 %7$,4)

2.111$%M= H Acal Ag IK+ entalpia molară a amestecului de alimentare la temperatura de fierbere (&2,1%oC)5

=⋅⋅= F am f am M t c H ,L

??,491%,&22?,9L ⋅⋅= H

41,?%&&L= H Acal Ag

I + entalpia molară a amestecului iniţial la temperatura de alimentare (74oC), Acal Ag :

=⋅⋅= F amam M t c H

??,49$42?,9 ⋅⋅= H

= H 7199.1%Acal Ag

unde: cet + căldura specifică a etanolului la temperatura de fierbere (&2,%oC), cet 9,& $Acal AgPgrd5

cam ! căldura specifică a produsului de alimentare, cam 9,2? Acal AgPgrd5 tam + temperatura amestecului (produsului) la alimentare în coloana de rectificare,

tam $4oC5 tf,am + temperatura de fierbere a amestecului, tf,am &2,1%oC5 r et + căldura de vapori"are a etanolului pur la temperatura de fierbere,

r et ?97 Acal Ag5

0


7/16

r apă ! căldura de vapori"are a apei la temperatura de fierbere, r apă %7$,4 Acal Ag5 - + masa moleculară medie a amestecului de alimentare, Ag Amol:

==#

m F t

M

2&7%99

= F M

??,49= F M Ag Amol$bservaţie : deoarece NQ1, amestecul de alimentare se pre"intă în stare lic idă sub

temperatura de fierbere.6anta liniei' , m' , este:

=−= 1''

m '

1$7,9$7,9

−='m

'm !17,?2

Rng iul format de linia' cu ori"ontala,α ' , este:

== '' mtg arcα

)?2,17(−= arctg 'α o

' ......C$,2%.=α

O!ser atie 2e3e#plu4 6rin trasarea celor două drepte de operare şi tras nd linia întrepte între dreptele de operare şi linia de ec ilibru (0ne#a ?), se obţine numărul de talereteoretice: S;; 79, din care % în "ona de epui"are şi ?% în "ona de concentrare.

(umărul real de talere (S>; ): se consideră eficienţa globală a coloanei înintervalul 9, !9,$, se alege T 9,&%

== $

( ( )) %)

&%,9

79= %) (

%) ( 49

8e alege S>; 49, valoare ce corespunde coloanei de rectificare tipCoffey : pentru eta/ul inferior (epui"are) şi 74 pentru cel superior (concentrare).

5


8/16

6ilan$ul ter#ic al coloanei de rectificare cu func$ionare continuă la presiuneat#osferică

TGT 6UR: 8c ema de principiu a bilanţului termic pentru coloana de rectificare cufuncţionare continuă

3ilanţul termic are e#presia:

D--Mabur abur II


9/16

r a + căldura de vapori"are a aburului, (V Ag)5

L.

Mcond abur a hhr −= @V AgB

7,4C1?C$C −=a

r

ar ??74,&

Mabur

! entalpia aburului saturat la intrarea în bla"ă, (V Ag), la toC 119 ⇒

Mabur

? $ V Ag5

L

.cond ! entalpia condensatului ce părăseşte bla"a, (V Ag), la to

C 119⇒

L

.cond 4 1,7V Ag5 > + reflu#ul coloanei raportat la un mol distilat, (Amol Amol).

7Masa de apă de răcire8 2< *O r48 necesară condensării unui #ol de distilat .

( )i f ma

abur r t t cr

O H −⋅⋅=? @Ag AmolB,

)1279(491$&,??74

4,199??? −⋅=r O H

r O H ? 4 4,7$unde: cm + căldura specifică medie a apei de răcire, (AV AgWgrd), cm 491$ AV AgWgrd5

tf , ti + temperatura de ieşire, intrare, a apei din condensator, (oC), tf 79oC, ti 12oC.

asa de apă< *O T, necesară fracţionării a ........ Amol distilat este:

r ) O H "O H ?? ⋅=7$,4C4C2,17? =) O H

) O H ? 7%?,2%

X Deter#inarea ite"ei aporilor8 %8 )i a dia#etrului8 " 8 a coloanei de rectificare.1. Determinarea concentraţiei medii a fa"ei lic ide:

a) pentru "ona de concentrare:

9%,9?

91$,9921,9?

L =+=+= " F med x x

x

b) pentru "ona de epui"are:

9%,9?91$.9921.9

?LL =+=+= # F med

x x x

=


10/16

*. Determinarea concentraţiei medii a vaporilor din ecuaţiile liniilor de operare:a) pentru "ona de concentrare:

C1.97,94&.9DCC1.97,9CC1,9 LL =+=+⋅= med med x &

b) pentru "ona de epui"are:

=−⋅= 99?2?,9Mmed#2?&,7LLmedJ

-. )emperatura medie a vaporilor se determină din diagrama t + #, J:

a) pentru JKmed 9. 1⇒ tKmed .....oC5

b) pentru Jmed 9,122⇒ t med ......oC

. Calculul masei molare medii şi a densităţii vaporilor .

a) pentru JKmed .9, 1 ⇒

( ) 4%,?27$,99C,?2)C1.91(4CDC1,914C LLL =+=−+=−+⋅= med med med & & M

=Lmed: ?2,4%@Ag AmolB

b) pentru Jmed 9,122 ⇒

( ) 4C,$)122,91(4CD122,914C LLLLLL =−+=−+⋅= med med med & & M

=LLmed: $,4 @Ag AmolB

c) pentru JKmed 9, ?9⇒ L9LL

4,?? med med med )

) M

⋅⋅= ρ @Ag m7B

LL

&&.?&74,??1%,?&7

4%,?2⋅

⋅=med ρ

Lmed ρ 1,? @Ag m7B

unde: ;9 + temperatura termodinamică, (Y), ;9 ?&7,1% Y 5 ;Kmed + temperatura termodinamică la JKmed 9, ?9, (Y), ;Kmed 9. 1F?&7,1% ?&7,772

Y.

=ρ⇒ Lmed 1,? @Ag m7B

d) pentru J med 9,122⇒ LL9LLLL

4,?? med med med )

) M

⋅⋅= ρ @Ag m7B

772,?&74,??1%,?&74C,$LL

⋅⋅=med ρ

1>


11/16

LLmed ρ 9,4?1@Ag m7B

unde: ;KKmed + temperatura termodinamică la Jmed 9,122 (Y), ;KKmed 9.122F?&7,1% ?&7,772 Y.

=ρ⇒ LLmed 9,4?1@Ag m7B

/. "ensitatea medie a vaporilor , &vap, la deplasarea în coloană, va fi:

=ρ+ρ=ρ?

medLL

medL

vap 1,? F9.944 ? 9.249% @Ag m7B

0. "ensitatea medie a lichidului , &lic, la deplasarea în coloană, este:

?et apă

lic

ρ ρ ρ

+= @ Ag m7B

?

4.&9$$%1+=lic

ρ

unde: Zapă + densitatea apei la t 119oC, Zapă $%1 Ag m7 @%?B5 Zet + densitatea etanolului la t $4oC, Zet &9$,444 Ag m7 @%7B.

Zlic 279,? @Ag m7B

5. *iteza de curgere , %, a vaporilor în coloan=:

vap

lichid C + ρ

ρ ⋅=

249%,9?,279919,9 ⋅=+

unde: C + are valori în intervalul 9,99 !9,91?.[ 9,714?@m sB

;. "ebitul de volum de vapori , ' V vap, la deplasare prin coloană.( )

7C994,??1

9,

⋅⋅

⋅⋅+⋅=) M

) % "!

"

med vap*

( )7C9971,?&7&,7$

C%,7C%4,??1%2,?CC2,17,

⋅⋅

⋅⋅+⋅=vap* !

unde: ;med + temperatura termodinamică la %,$??

$22& =+=med t ⇒ ; med $?,%F?&7,1%7 %, % Y5

D + masa molară a distilatului:

( ) &,7$)2C.91(4CD2C,914C =−+=−+⋅= " " " x x M Deci, =⇒ vap,*< &$,1%2 @m7 sB

11


12/16

=. "iametrul coloanei, D, este:

=⋅

=+

! "

vap*

&2%,9, 1&,$7 @mB

714?,9&2%,9

1%2,&$

⋅

= "

8e alege diametru coloanei de rectificare, D 1&,$7 m, pentru care se determinăvite"a de curgere, %, a vaporilor în coloan=:

=⋅

= ?,

&2%,9 "

!+ vap* &$,1%2 9,&2% 17, 2? ? 9,%72 @m sB

1>. nălţimea, * , a secţiunii coloanei de rectificare cu talere.( ) =⋅−= taler l1n;I 49 9,7 1? @mB

unde: ltaler + distanţa dintre două talere consecutive, (m). 8e alege ltaler 9,7 m.

III.-. Di#ensionarea efortului ,idraulic al talerului tip sită8 +, .Tfortul idraulic se determină separat pentru ambele secţiuni de operare:

concentrare, superioară5 epui"are, inferioară. >elaţia de calcul, este:

lu p p p6 ∆+∆+∆=∆ σ @6aB1. 6entru secţiunea superioară a coloanei ( +, ) avem:

a4 efortul idraulic, +p u, al talerului uscat:

?

L?9 med

u

+ p

ρ ξ

⋅⋅=∆ 1,2? 4,42 ? 1,? ? @6aB

unde: \ + coeficient de re"istenţă a talerelor cu site uscate funcţie de secţiunea liberă sitei(su 9,9&!9,1). 8e alege su 9,9&⇒ \ 1,2?5

[ 9 + vite"a vaporilor la trecerea prin orificiile talerului, ca raport dintre vite"a decurgere, %, a vaporilor în coloan= şi secţiunea liberă sitei su, (m s):

u s+

+ =9 9&,9714?,9

4,42@m sB

=∆⇒ u p ?7,9942@6aB

!4 efortul idraulic, +p , generat de tensiunea superficială:

od ,

σ σ

4=∆ @6aB

994,9191$,1C4 7−=∆ σ ,

unde: σ ! tensiunea superficială a distilatului la partea superioară a coloanei funcţie detemperatura medie a vaporilor, tKmed .......oC, se alegeσ 1 , 1$ 19!7 S m5

d9 + diametrul orificiilor talerului, (m). 8e alege d9 9,994 m.

1*


13/16

⇒ ]p σ 1 ,1$ @6aB

c4 efortul idraulic, +p l , generat de înălţimea stratului de lic id pe taler:- g h p l vl vl ⋅⋅⋅⋅=∆ ++ ρ 7,1

9??,999942,921,$9C,,271994%,97,1 =⋅=∆ l p

unde: vFl + înălţimea stratului format dinvaporiFlic id:

hhh pl v ∆+=+ 5

?9.99%,9 +=+l vh 9,?%

p + înălţimea pragului deversorului. 8e alege p 9,9%m5

] + înălţimea stratului de lic id deasupra stratului de deversare:CC,9

2%,1,

⋅⋅=∆

- , !

h lic* 5

?9,999942,9&7,92%,1

9999%2,9 CC,9

=

=∆h


14/16

==

9&992,99&2%,9

?%,9C42%,9

unde: r + ra"a talerului, r 9,% m

6 9,&7 m5 b 9,1

A + raport de densitate: 99942.9?,279

4.9. ===

lic

spu- ρ

ρ

⇒ ] 9,?9 @mB

⇒ =+ lv 9,?% @mBiar

]p l 9,9?9@6aB

Efortului hidraulic al talerului, +, , pentru secţiunea superioară a coloanei va fi:9??,91$,1C9942,?7L ++=∆+∆+∆=∆ l u p p p , σ @6aB

]6K 7$,?1 @6aB*. 6entru secţiunea inferioară a coloanei, +, , se determină cu respectarea şi

modificarea parametriilor operatori. 0vem:

a4?

4?1,9D42D42?,1

?

?LL?9

⋅=⋅⋅=∆ med u+

p ρ

ξ

]p u &, 2 @6aB

!4 994,9

191$,1C44 7−==∆od

, σ

σ 1 ,1$@6aB

unde: σ ! tensiunea superficială a distilatului la partea superioară a coloanei funcţie detemperatura medie a vaporilor, tKmed .........oC, se alegeσ 1 ,1$ W19!7 S m.

]p σ 1 ,1$@S mB

c4 D7,17,1 =⋅⋅⋅⋅=∆ ++ - g h p l vl vl ρ 9,&9 271,9 $,21 9,99942 7,%+=∆+=+ 9%,9hhh pl v 9, % 9.&9

C%.9)99942.9D&7,9D2%.1

9994?,9(

2%,1, CC.9

CC,9

==

⋅⋅=∆

- , !

h lic* 5

7C99, ⋅⋅

+⋅=

lic

med

F

m

"lic*

M M M

% "!

ρ 5

7C99?,279$%,12

C47%99

&,7$%2,?C$7,1&

,⋅

⋅

+⋅=lic* !

1


15/16

- + masa molară a amestecului de alimenatre:- 4 F12 4@Ag AmolB

med + masa molară medie a lic idului:

med 12,$% @Ag AmolB

=⇒ lic,*< 9,9994? @m7 sB,iar

] 9. %@mB

=+lv 9,&9@mB,

iar ]p l 7,% @6aB

Efortul hidraulic , +, , al talerului pentru secţiunea inferioară a coloanei va fi:

lu p p pLL6 ∆+∆+∆=∆ σ @6aB

]6KK &, 2 F 1 ,1$F7,% ?&,47 @6aB

Efortul hidraulic total , , * , al talerelor va fi:

inf ,tsup,t; nLL6nL66 ⋅∆+⋅∆=∆ ?&,47F7$,?1 , 4 @6aB∆ 6; , 4@6aB

-. 8e determină efortul idraulic,

h ., la trecerea vaporilor prin orificiile talerului

cu relaţia:

2?,1179D249%,9

?,279D?&,9

?.279D19D419D1$,1C

D9994,9?&,99994,9 77

?9

99 +=⋅⋅+

⋅⋅= −

−+

d h

vap

lic

lic ρ

ρ

ρ

σ @6aB

unde: d 9 + diametrul orificiilor talerului, (m). 6re"intă valori în intervalul ?,%!1? mm @?2B, sealege d 9 4P19 !7 m5

[ 9 + vite"a vaporilor la trecerea prin orificiile talerului e#primată ca raport între debitulvaporilor la deplasarea prin coloană, ' V vap şi suprafaţa liberă, s u , a talerului, (m).

==usvap,*

<9[ &$,1%2 9,9& 1179,2?m s

9 791%2%.7@6aB

$bservaţie (daca este ca/ul) :

1. 8e verifică condiţia:992C,97,9

21.$D?.279

?1,7$2,17,92,1ltaler

>

> → ⋅

∆⋅

g p

lic ρ , (ltaler 9,7 m), pentru

talerele din secţiunea de epui"are, secţiune pentru care∆ 6KK>∆ 6K: ?&,47^7$,?1Deci, condiţia anterior formulată ......................................................

1/


16/16

*. 8e verifică dacă talerul lucrea"ă ec ilibrat, prin determinarea vite"ei minime,%. min, a vaporilor prin orificiile suprafeţei active. 0cest parametru descrie modul de operare atalerului, adică, funcţionarea tuturor orificiilor:

=ρ⋅ζ +⋅ρ⋅

⋅=medLL

lvlicg

C&,9min,9[ 4,42 @m sB

*aloarea parametrului%. min , este 4,42 dec t vite"a vaporilor prin orificiile talerului([ 9 1179,22 m s). Deci,talerul .......... funcţionează n parametrii normali de lucru .

6i!liografie;eodor _oan ;raşcă, Operaţii, 0parate şi Rtila/e în _ndustria 0limentară, ;ransfer de

căldură. ;ransfer de substanţă, Td. 0groprint, ;imişoara, pag. 12 , ?997. anualul inginerului termote nician, vol.1, 7, Td. ;e nică, 3ucureşti, 1$ 1.

Carabogdan _. H. şi col., _nstalaţii termice industriale, Td. ;e nică, 3ucureşti, 1$&2.3ratu, T., Operaţii şi utila/e în industria c imică, vol. __, Tdituta ;e nică, 1$&9.>ăşenescu, _., Operaţii şi utila/e în industria alimentară, vol __, Tditura ;e nică,

3ucureşti, 1$&?.6avlov, C., -., >omanAov, 6., H., SosAov, 0., 0., 6rocese şi 0parate în _ngineria

C imică. T#erciţii şi 6robleme, Tdiţia a 2!a, Tditura ;e nică, 3ucureşti, 1$21.6oiană ariana!0tena, Diana oigrădean, ;e nologii fermentative în industria

alimentară, etode de anali"ă, aplicaţii şi calcule te nologice, Tditura 8olness, ;imişoara,?919.

odoran Dorel, 6rocesarea industrială a etanolului, Tditura 0cademic 6res, Clu/ Sapoca, ?994.

3anu, C., 3iote nologii în industria alimentară, Tditura ;e nică, 3ucureşti, ?999.Uuca, H ., 6robleme de operaţii şi utila/e în industria alimentară, Td. ;e nică,

3ucureşti, 1$&2.

-loarea, O., Vinescu, H., 3alaban Cornelia, Operaţii şi utila/e în industria c imică.6robleme pentru subingineri, Td. Didactică şi 6edagogică, 3ucureşti, 1$29.

10

tema de proiectare ouia ii

Documents