Турбулентная диффузия экспериментальное

Результаты ряда работ [2, 43, 44] свидетельствуют об отклонении (в сторону завышения) экспериментальных значений коэффициентов продольного перемешивания и рециркуляции для колонн малых диаметров (Dk IOO мм) от значений, соответствующих эмпирическим уравнениям, полученным для колонн больших диаметров. Можно предположить, что в колоннах больших диаметров (Z)k>100 мм) циркуляция жидкости между секциями в основном вызывается перемещением турбулентных вихрей из секции в секцию вследствие турбулентной диффузии. В колоннах же малых диаметров из-за маленькой ширины сек- [c.166]

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ О ТУРБУЛЕНТНОЙ ДИФФУЗИИ ЧАСТИЦ И ГАЗА [c.93]

Выражение (10) позволяет сделать еще один вывод. С ростом коэффициента турбулентной диффузии частиц твердой фазы В при прочих равных условиях дисперсный материал должен распределяться по сечению потока более равномерно. Это является одной из причин обнаруженного экспериментально [2] факта выглаживания профиля концентраций в сечении канала вблизи плоскости встречи потоков во встречных струях. [c.25]

Обобщение экспериментальных данных по эффективной турбулентной диффузии потоков в барботажном слое показывает [29], что простая структура потока, определяемая только продольным перемешиванием жидкости, наилучшим образом описывается- на основе диффузионной, а не секционной модели, так как при определении параметров этих моделей наименьший разброс экспериментальных данных наблюдается при использовании диффузионной модели. [c.148]

Значительно меньше изучены продольное перемешивание газа в барботажном, или дисперсном газожидкостном слое, а также поперечная турбулентная диффузия в газе и жидкости. Поэто 1у при расчете массопередачи в дисперсных системах в настоящее время принимается движение газа в режиме идеального вытеснения. Однако экспериментальные исследования [47] гидродинамической структуры потока газа в высоком барботажном слое, выполненные в колонне диаметром 300 мм с перфорированным листом, имеющим отверстия диаметром 1 мм при высоте слоя 5 м и скоростях газа, изменяющихся в пределах от 0,1 до 0,01 м/с, показали, что степень продольного перемешивания газа достаточно велика — коэффициенты продольного перемешивания оказались всего лишь в 3—5 раз меньше коэффициентов продольного перемешивания жидкости, при этом критерий Ре при увеличении скорости газа, сначала уменьшался, а затем мало изменялся, принимая значения Ре 8. [c.152]

Определение коэффициента поперечной турбулентной диффузии по высоте вспененного слоя на контактных устройствах с перекрестным током фаз показало, что значение его изменяется в широких пределах (от 0,005 до 0,05 м /с) [41] и для невысоких скоростей газа и жидкости по порядку величины приближается к значениям коэффициента продольной турбулентной диффузии. Полученная в результате обработки экспериментальных данных по дисперсии потока на ситчатых тарелках графическая зависимость (рис. 4.10) является единственной в своем роде и может быть использована для оценки степени поперечного перемешивания жидкости по высоте барботажного слоя. [c.153]

Экспериментальное изучение продольной и поперечной турбулентной диффузии в барботажном слое показало, что коэффициент радиальной диффузии в несколько раз меньше коэффициента продольной диффузии [2СГ, 48]. В газовой фазе поперечная турбулентная диффузия оказалась еще меньше по сравнению с продольной, особенно при низких скоростях газа [49]. Указанное обстоятельство подтверждается, в частности, возможностью использования однопараметрических диффузионных моделей для описания гидродинамики структуры потоков при отсутствии поперечной неравномерности в их движении. [c.153]

При помощи описанной методики в работе [16] были рассчитаны параметры математической модели массопередачи для случая десорбции СОг из воды воздухом в насадочной колонне диаметром 920 мм, высотой 855 мм с кольцами Рашига, проведенные расчеты показали, что значения Ре, определенные из экспериментальных данных о фактическом процессе массопередачи, в несколько раз отличаются от тех значений, которые получаются при расчете их по уравнениям, обобщающим экспериментальные данные по гидродинамической структуре потока на холодных моделях. Полученные выводы согласуются также с аналогичным сравнением параметров математических моделей массопередачи в перекрестном токе и свидетельствуют о том, что используемые в настоящее время расчетные зависимости для коэффициентов турбулентной диффузии [c.211]

В работе [256] иа основе решения уравнения Навье — Стокса в постановке Прандтля и уравнения конвективной диффузии при заданных эффективных коэффициентах турбулентной диффузии и температуропроводности предложены методы расчета тепло- и массопереноса в двухфазных системах, используемых в высокоэффективных и высокоскоростных тепло- и массообменных аппаратах, работающих в турбулентных режимах. Совместный тепло- и массоперенос экспериментально исследовался в [257], где изучалось влияние турбулентного газового потока и течения жидкой пленки на скорость массо- и теплопереноса в пленочных колоннах в условиях прямотока и противотока движущихся фаз. Установлено, что при этих условиях образование волн на поверхности жидкости практически не влияет на скорость процессов тепло- и массопереноса. [c.127]

В предыдущем пункте мы пренебрегали влиянием диффузии на движение частиц заряженной суспензии. Броуновское движение надо учитывать при оседании в атмосфере заряженных аэрозольных частиц размером менее 1 мкм турбулентную диффузию важно принимать во внимание при рассмотрении процессов переноса аэрозольных частиц в атмосфере или при экспериментально осуществляемом аэродинамическом течении суспензий. [c.216]

Таким образом, аналогии Рейнольдса оказывается недостаточно для того, чтобы рассчитать сопротивление массопередачи в области близкой к поверхности раздела фаз, где перенос массы осуществляется в основном за счет молекулярной диффузии. Экспериментально показано что сопротивление этого ламинарного пограничного слоя для турбулентного потока в прямых трубах и между плоскими поверхностями может быть [c.398]

Экспериментальные исследования, проведенные с помощью термоанемометров Лауфером, указывают на наличие пульсаций в вязком подслое [22]. Однако величина пульсаций, нормальных к стенке (в нашем случае — мембране), которая определяет турбулентную диффузию в вязком подслое, мала, что оправдывает сделанное нами допущение. [c.36]

Коэффициент турбулентной диффузии О в массообменных реакторах и теплообменных аппаратах можно определить импульсным методом, при котором в течение малого промежутка времени в поток вводится метящее вещество. Величина О определяется путем обработки экспериментальных данных, полученных в виде зависимости концентрации с метящего вещества от времени t. [c.6]

Процесс распространения пламени в турбулентном потоке, наиболее часто встречающийся в практике сжигания газа в промышленности, недостаточно изучен. Однако имеющийся экспериментальный и теоретический материал [Щелкин, Трошин, 1963] позволяет достаточно четко представить картину распространения пламени в турбулентном потоке. Процесс распространения пламени за счет молекулярной теплопроводности, рассмотренный выше, соответствует сжиганию газа в ламинарных потоках. В турбулентных потоках при наличии пульсаций скорости дело обстоит несколько иначе. Здесь также будет иметь место явление молекулярной теплопроводности, но к нему добавится перенос тепла за счет турбулентной теплопроводности — турбулентной диффузии. При турбу- [c.48]

Коэффициент турбулентной диффузии />т вычисляется по формуле (8). Далее, для опытов, у которых т)кг близко к 100%, вычисляется экспериментальная константа б по формуле [c.306]

A. Гольденберг. О некоторых экспериментальных закономерностях в области турбулентной диффузии. Изв. АН СССР. ОТН, № 4, 1950. [c.312]

Одним из наиболее простых методов измерения является импульсный, когда метящее вещество (например, краситель) вводят в поток в течение весьма малого промежутка времени. Коэффициент турбулентной диффузии вычисляется из экспериментальных данных по временной зависимости концентрации метящего вещества в пробе, отбираемой из потока на некотором расстоянии от места его ввода. [c.15]

Для экспериментального определения коэффициента турбулентной диффузии в ряде случаев пользуются широко применяемым в гидравлике, химической технологии и смежных областях методом введения метящего вещества. [c.182]

Коэффициент турбулентной диффузии может быть найден из экспериментально определенной зависимости от Н по формуле [c.182]

Для обработки экспериментальных данных в соответствии с уравнением (5.366) Левеншпиль н Смит [33—35] использовали метод математической статистики. Согласно Левеншпилю и Смиту, коэффициент турбулентной диффузии рассчитывается по формуле [c.185]

Долгое время среди технологов существовало убеждение, что процесс протекает в режиме идеального смешения. Однако с помощью кинетических расчетов, проделанных недавно, было установлено, что характерные времена химической реакции равны 10 —10 с. Это означает, что реакция полимеризации заканчивается на расстоянии 1—10 см от места ввода катализатора в реактор. Макрокинетический анализ работы реактора, в котором учитывалась химическая реакция, процессы тепло- и массопереноса, показал [76], что сверхбыстрые процессы бессмысленно проводить в емкостных реакторах, так как большая часть их объема является балластной. Хотя точные расчеты гидродинамики процесса смешения оказались невозможными из-за усложнений, вызванных изменением плотности среды вследствие контракции мономера и его кипения в зоне реакции, все же приблизительно были оценены значения коэффициентов турбулентной диффузии. Авторы предложили реактор трубчатого типа со ступенчатым вводом катализатора. Вполне очевидно, что такой реактор может эксплуатироваться только в непрерывном режиме. Даже при самых маленьких его размерах производительность оказалась слишком велика для лабораторной установки. Поэтому экспериментальный реактор смонтировали сразу в промышленном цехе параллельно существовавшему емкостному реактору. Длина экспериментального реактора составила около 2 м при диаметре около 0,5 м. Удельная производительность такого реактора оказалась примерно в 200 раз выше, чем реактора с мешалкой. [c.167]

При обработке экспериментальных данных желательно максимально использовать информацию, полученную во время опыта. С этой целью Левеншпиль и Смит Г2] предложили использовать аппарат математической статистики. Согласно сообщению [2], коэффициент турбулентной диффузии для колонны бесконечной длины может быть определен из уравнения [c.188]

Турбулентный режим. При турбулентном режиме движения жидкости, участвующей в массообмене, быстрый перенос массы осуществляется за счет турбулентной диффузии. Экспериментальное исследование турбулентной диффузии при высоких числах Рейнольдса потоков показало, что коэффициенты турбулентной диффузии в 100 раз больше коэффициентов молекулярной диффузии в газах и в 100ООО раз в жидкостях . Данные для турбулентного потока газа в трубах могут быть описаны следующим приближенным уравнением [c.398]

Экспериментально найденные значения коэффициентов турбулентной диффузии приведены, тьапример, у Шервуда и Тоу.па [19], Линна, Коркорана и Сейджа [20] и в книге Шервудя и Пигфорда [21] [c.60]

Кинетические модели трансформации органических веществ основаны на аналогиях с простейшими моделями химических, биохимических, трофодинамических (связи субстрат — организмы или хищник —жертва ) процессов (табл. VI-3). Наиболее широко используется химическая аналогия, особенно уравнение простой реакции 1-го порядка. Широкое использование этого-уравнения объясняется его простотой и возможностью легко рассчитывать константу скорости по экспериментальным данным, а также получать аналитические решения упрощенных уравнений турбулентной диффузии неконсервативного вещества. [c.151]

Гидродинамические характеристики вод5шых струй высокого давления. Дпя научно обоснованного выбора технологического режима гидравлического извлечения кокса необходимо располагать надежным методом расчета гидродинамических характеристик водяной струи. Свободную (незатопленную) струю можно рассматривать как узкую область турбулентного движения, характеризующегося значительдю большей скоростью в одном - главном - направлении, чем скорость во всех остальных. В неизотропном турбулентном потоке, каким жляется струя, имеет место как порождение, так и диссипация турбулентности. Из теории неизотропной свободной турбулентности известно, что развитие турбулентного течения вниз по потоку зависит в сильной степени от условий его возникновения. Это подтвер ждено эмпирическим фактором, что пространственные изменения в поперечных направлениях струи намного больше соответствующих изменений вдоль оси струи, в то время как отношение соответствующих скоростей прямо противоположно. Порождение турбулентности в струе происходит из-за градиента осредненной скорости, который зависит от турбулентности в источнике возникновения струи, перенесенной вниз по потоку за счет турбулентной диффузии. Для случая неизотропной турбулентности разработано несколько феноменологических полуэмпирических теорий, из которых наиболее известная - теория пути смешения Прандтля [2023. Однако ни одна теория не объясняет действительного распределения турбулентных пульсаций и физический механизм свободной турбулентности, поскольку они базируются на экспериментальных данных относительно осредненных скоростей. [c.153]

Величина г, называется турбулентной вязкостью и показывает, насколько увеличивается вязкость в турбулентном потоке. Турбулентная вязкость определяется экспериментально путем измерения профиля скоростей по сечению потока. Величина в. выражается так же, как коэффициент турбулентной диффузии и теоретически эти две величины равны между собой. По опытным данным, отношение ф=г /г, лежит в пределах I—2. так, по опытам Шервуда и Уертца [17], величина 4<=1,б. [c.112]

Согласно уравнению (5-3) осевая концентрация меняется с расстоянием по закону С х К Однако уже первые экспериментальные исследования атмосферной диффузии, проведенные до второй мировой войны в Портоне (Англия), выявили качественные расхождения с формулой (5.3). Так, согласно этим экспериментам, концентрация изменялась по закону С [42]. Причиной таких расхождений является качественное отличие турбулентной диффузии от молекулярной. Коэффициенты турбулентной диффузии не являются постоянными величинами, а зависят от размеров облака примеси, поскольку в каждый момент времени рассеивание облака определяется в основном вих-)ями, соизмеримыми с ним по величине (см. А. Н. Колмогоров 21], А. М. Обухов [22]). [c.68]

В связи с отмеченным возникает вопрос о влиянии турбулентности на механизм тепло- и массообмена потока с частицами и на величину константы диффузии До. Чем меньше частица, тем больше вероятности, что она будет увлечена турбулентными пульсациями. Экспериментальные данные [132] показывают, что частицы диаметром более 100 х при скорости потока до 35 м/сек практически не увлекаются турбулентными пульсациями, и поэтому для них и теплоотдача и диффузионный обмен зависят от интенсивности турбулентност-и. Это влияние тем больше, чем меньше относительная скорость потока и частиц. Турбулентность оказывает существенное влияние при числах Струхаля (8к), меньших единицы [c.207]

Экспериментальные данные быстротечной реакции катионной полимеризации изобутилена положены в основу расчета и математического моделрфования процесса [1]. Реакционная зона аппарата была выбрана из лабораторной модели рис.2 Л 4 методом масштабного переноса, т.е. принимались те же соотношения геометрических размеров аппарата, скоростей ввода реагентов, а также принцип ввода катализатора [2]. Высокие скорости потока в зоне реакции (1 10 м/с) обеспечивали турбулентное смешение раствора катализатора моль/л) и смеси мономера (Мд = 0,01-1 моль/л), полимера и растворителя. Критерий Ке, вычисленный для данной линейной скорости потока, его плотности (0,5н-1 г/см ), динамического коэффициента вязкости [(5 - 10) 10 г/(см с)] и диаметра трубы (10 см), составлял 10" . Поэтому в качестве коэффициентов массо- и теплопередачи можно использовать коэффициент турбулентной диффузии, равный коэффициенту температуропроводности X с/р (где X, с,р- средние теплопроводности, теплоемкости и плотности реакционной среды). [c.134]

Метод расчета по формулам (98), (101) и (102) основан на экспериментальных данных [2], полученных на основании характеристик крупномасштабного переноса путем определения коэффициента турбулентной диффузии D-J в зависимости от гидродинамических характеристик потока жидкости [18, 20, 21]. Учитывая, однако, что этот параметр получен не непосредственными замерами, а расчетным путем как параметр, замыкающий системы (98), (105), (143)—(147), представляется целесообразным связать основные гидродинамические характеристики перемешивания с данными непосредственного расчета н измерения коэффициента турбулентной диффузии Однако объем информации, имеющейся в настоящее время [31, 102, 116], еще недостаточен для количественного определения таких связей. Тем не менее, в первом приближении уже в настоящее время для лопастных, открытых турбинных, закрытых турбинных и клетьевых мешалок можно записать [c.130]

Для получения более точных обобщающих корреляций необходимо знать эффект обратного (продольного) перемешивания ожижающего агента по высоте слоя и вычислять движущие силы с учетом этого эффекта. Попытки такого учета могут быть сделаны на основе каскадной [434, 729 и др.] или диффузионной [508, 515, 626, 627, 653] моделей перемешивания. При этом нельзя, очевидно, обобщать единой корреляцией (пусть даже отдельно для переходной и турбулентной зон) экспериментальные данные, относящиеся к различным процессам массообмена. В лучшем случае можно пытаться оиисать единой зависимостью процессы массообмена, лимитирующей стадией которых является внешняя диффузия (сушка или адсорбция в периоде постоянной скорости процесса и т. д.). Очевидно, отдельно должны обобщаться экспериментальные данные по массообменным процессам, в которых заметную роль играет внутридиффузионное торможение. [c.281]

Как следует из соотношений (19.19), (19.20), (19.28), последовательное применение представлений турбулентной диффузии к распространению по механизму ламинарного пламени приводит к обязательной зависимости скорости турбулейтного горения от ламинарной скорости. Экспериментальная проверка такой зависимости могла бы представить поэтому наиболее прямой путь для проверки правильности самой ламинарной модели турбулентного пламени. Но, как следует из 17, такая проверка до сих пор была практически неосуществима из-за отсутствия обоснованного метода измерения скорости турбулентного горения — в условиях стабилизированного пламепи из-за неприменимости принцинаГуи — Мнхельсона, в условиях же свободного пламени из-за неопределенности величины степени расширения для пламен со значительной протяженностью зоны реакции. Только в самое последнее время удалось снять это затруднение в новом методе измерения скорости турбулентного горения в условиях замкнутого объема [7а] [18а]. [c.290]

Следует отметить, что использование уравнений (4) и (6) для вычисления коэффициентов турбулентной диффузии по экспериментальным данным может привести к большой погрешности в оценке величины В, так как небольшие ошибки в опре-делении сит сильно сказываются на расчетной величине коэффициента турбулентной диффузии. Кроме того, определенные таким образом по единственной точке значения О не могут считаться достаточно надежными вследствие неполного соответствия идеализм- Л рованной модели изотропной турбулентности реальному процессу в колонне. [c.155]

Физически более обоснованным является статистическое описание рассеяния примеси под действием турбулентных пульсаций, Второй способ — использование полуэмпирического уравнения турбулентной диффузии — пшроко применяемый для различных практических расчетов. Подробное изложение современного состояния теоретических и экспериментальных работ по данному вопросу дано в ряде монографий [211—213]. В этих же работах показано, в какой степени результаты, полученные с помощью той или иной теоретической модели, тождественны. Отмечены преимущества и недостатки тех или иных подходов. С практической точки зрения во многих случаях результаты численных расчетов различаются в меньшей степени, чем наблюдаемые в природных условиях колебания экспериментальных данных по определению концентрации, импульса концентрации и плотности отложений. Кроме того, функциональные зависимости перечисленных выше характеристик, получаемые тем или иным методом, всегда содержат несколько параметров, значения которых определяются из эксперимента. Поэтому выбор расчетной схемы в конечном счете обусловлен целью поставленных задач. В рамках задач, которые возникают при анализе результатов обработок с применением наземных и авиационных генераторов, можно с успехом воспользоваться полуэм-пирическим уравнением турбулентной диффузии [49,214—217]. В общем случае для нахождения зависимости измейения концентрации, импульса концентрации и плотности отложения на различных удалениях от генератора при изменении размера частиц, метеопараметров (скорость ветра, коэффициент турбулентной диффузии), режима работы генератора (производительность, скорость и направление движения, высота выброса) необходимо получить решение следующего уравнения [c.107]

Следует остановиться и на трудностях физического и математического моделирования колонных аппаратов, так как в данном случае имеется двухфазная система с тяжеломоделируемыми и рассчитываемыми моментами межфазных переходов. Струйное впрыскивание и барботаж газа создают сложную гидродинамическую картину в колонных аппаратах. Даже самая упрощенная (квазигомогенная) модель колонных аппаратов приводит к нелинейным системам уравнений в частных производных, анализ которых в настоящее время даже с использованием средств электронно-вычислительной техники представляет определенные трудности. Очень сложно теоретическое и экспериментальное определение коэффициентов турбулентной диффузии для газо-жидкостной системы под давлением. Поэтому говорить можно лишь о сугубо качественных расчетах колонных аппаратов. [c.114]

Весьма сложна динамика движения распыленной струи. Имеются попытки описания ее движения путем решения дифференциального уравнения равновесия сил, действующих на отдельные капли жидкости. Однако полет изолированной капли жидкости не может отразить динамики движения распыленной струи в целом. А. С. Лышевский [12] считает, что по внешнему виду распыленная струя жидкости представляет собой типичный случай развития свободной струи. По мере движения за счет подсоса окружающей среды объемная концентрация жидкости вытекающей струи сильно уменьшается. На достаточном удалении от устья струи отношение количества подсосанного извне воздуха к объему жидкости может быть больше 1000, причем скорости частиц распыленной жидкости и воздуха, перемешанного с каплями, будут примерно равны. За счет молекулярной и турбулентной диффузии наблюдается также вынос частиц жидкости из струи в окружающую среду. Для определения размеров распылительных сушилок необходимо знать габариты факела распыленной струи. Дальнобойность факела и его предельный радиус в настоящее время не могут быть рассчитаны теоретически. Для их определения используют экспериментальные методы. [c.9]

Формула Хандлоса и Барона, по-видимому, может применяться для расчета коэффициента массопередачи в очень большие капли (.0,8—1,5 см). Что касается капель среднего размера (0,3—0,8 см), то, по-видимому, ни одна из существующих в настоящее время моделей массопередачи не пригодна для описания процесса переноса вещества в этих каплях. Возможно, что в данном случае окажется плодотворным метод Кольдербанка и Корчинского [48], т. е. замена в уравнении Кронига и Бринка коэффициента молекулярной диффузии коэффициентом турбулентной диффузии. Однако подобный подход является сугубо формальным. В табл.4-4 приведены данные экспериментальных и расчетных значений коэффициентов массопередачи для ряда исследовавшихся систем. Так как ряд авторов использует для расчета массопередачи внутри капли формулу Хигби, в табл. 4-4 имеются данные расчета по этой формуле. [c.106]

Задача о влиянии эффекта продольного перемешивания на разделительную способность кристаллизационной колонны в литературе уже рассматривалась. Так, при использовании модели, сог.ласно которой очистка кристаллов в колонне осуществляется за счет их перекристаллизации или отмывки поднимающимся расплавом, были получены уравнения [199—201] для описания распределения нримеси но высоте кристаллизационной колонны, если известен коэффициент продольного перемешивания в жидкой фазе Дш(п) (коэффициент турбулентной диффузии, по терминологии авторов [199—201]). Поскольку в литературе данные о величинах ж(п) ДЛЯ процесса противоточной кристаллизации к моменту проведения 5жазанных работ отсутствовали, авторы использовали полученные уравнения для обратной цели, а именно для оценки этих величин, исходя из экспериментально определенного профиля состава жидкой фазы по высоте колонны. [c.227]

Подводя итог различным работам по теориям массообмена, можно сделать вывод, что двухпленочная теория, сформулированная Льюисом и Уитманом в 1924 г., не отражает истинного механизма процессов массопередачи. В деле создания более точной и универсальной теории сделаны лишь первые шаги. Это вызвано трудностью получения прямых экспериментальных доказательств, а также неразработангю-стью гидродинамических проблем, в частности закономерностей турбулентного движения. Будущая, наиболее полная и обобщенная, теория массообмена должна учитывать 1) диффузионное сопротивление каждой из фаз 2) влияние как молекулярной, так и турбулентной диффузии 3) явления, происходящие на поверхности раздела фаз 4) физикохимические свойства системы. Значение последнего фактора можно проиллюстрировать на примере жидкостной экстракции особенности систем жидкость—жидкость (возникновение стабильных эмульсий) часто не позволяют осуществлять предельную турбулизацию потоков и вынуждают работать при скоростях, составляющих 40—60 о скорости при за-хлебывании [c.132]

Обычно продольное перемешивание рассматривается на основ диффузионной модели, предполагающей, что это явление вызываете изотропной турбулентностью и коэффициент турбулентной диффузи не изменяется по высоте колонны. Данная модель требует однород ности потока по сечению. Возможность ее использования в конкрет ных случаях должна быть проверена экспериментально. [c.186]

Экспериментальная установка, использовавшаяся для определе ния коэффициентов турбулентной диффузии, состояла из стеклянно колонны высотой 1,5 и диаметром 30 мм, диафрагмового пульса тора, расходных и приемных емкостей, ротаметров для измеренш потоков и питающих насосов. Колонна была заполнена пасадко из стеклянных колец 10 X 10 X 1 мм. В опытах в качестве сплош ной фазы использовалась вода, в качестве диспергированной фазы — углеводороды. [c.186]

Вычисление значения коэффициента турбулентной диффузии ложет быть проведено но любой точке экспериментального графика зависимости концентрации метящего вещества от времени с использованием формулы (2). Наиболее просто это сделать по времени грохождения максимума связанного со значением коэффи- [c.187]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология