破膠程度對(duì)壓裂返排液水力旋流器內(nèi)流場(chǎng)及分離效果的研究

王華健,周彤旭,孫偉華,王新龍,徐麗萍,肖小龍2,張 華3,劉 冰

(1.山東科技大學(xué) 機(jī)械電子工程學(xué)院，山東 青島 266590；2.中石化石油工程設(shè)計(jì)有限公司，山東 東營(yíng) 257026；3.山東萊克工程設(shè)計(jì)有限公司，山東 東營(yíng)257026)

水力壓裂技術(shù)在頁(yè)巖氣開(kāi)采中的廣泛應(yīng)用推動(dòng)了各國(guó)頁(yè)巖氣開(kāi)發(fā)熱潮，改變了全球能源供需格局[1-3]。然而在壓裂過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生大量的返排液，其具有大液量、大砂量、高黏度、高化學(xué)需氧量(chemical oxygen demand,COD)值、高含鹽量等特性，處理不當(dāng)將對(duì)環(huán)境產(chǎn)生污染[4-5]。處理壓裂返排液的方法眾多，傳統(tǒng)處理方法主要有物理法(篩濾、吸附和氣浮等)、化學(xué)法(中和法、氧化法、混凝法和微電解法)、生物法等[6]。由于單一的方法對(duì)壓裂返排液的處理不徹底，從而不能達(dá)到回用或者排放的標(biāo)準(zhǔn)。因此將上述兩種或者多種方法進(jìn)行聯(lián)合，實(shí)行模塊化處理。隨著技術(shù)的進(jìn)步，出現(xiàn)了一些新型的壓裂返排液處理技術(shù)，比如機(jī)械蒸汽再壓縮蒸發(fā)技術(shù)、“智能海綿”吸附技術(shù)等。目前國(guó)內(nèi)主要用聯(lián)合工藝對(duì)頁(yè)巖氣壓裂返排液進(jìn)行模塊化處理[7]。在壓裂返排液聯(lián)合處理工藝的旋流除砂模塊主要是除去橋塞碎片，支撐劑，泥砂等大于50 μm的固體顆粒。為達(dá)到回注的要求，需要對(duì)10～50 μm的固體顆粒進(jìn)行再次清除。在精細(xì)化過(guò)濾階段，由于壓裂返排液粘度較大加上破膠程度不高，采用過(guò)濾袋進(jìn)行過(guò)濾的方式容易引起堵塞[8]。

水力旋流器由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、使用成本低、處理量大、分離效率高等優(yōu)點(diǎn)而被應(yīng)用于細(xì)小固體顆粒的清除[9]。水力旋流器發(fā)展至今，隨著應(yīng)用場(chǎng)合的不同種類(lèi)也不盡相同。由于內(nèi)部流場(chǎng)流動(dòng)形式的復(fù)雜性，以及操作參數(shù)、物性參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)的不固定性，旋流器的設(shè)計(jì)并未形成統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)，從而不能形成通用的模型，現(xiàn)存大多數(shù)的設(shè)計(jì)方法也大多是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)所得，一般基于或者介于理論之間[10]。因此對(duì)某一特定旋流器的優(yōu)化研究顯得尤為重要。

本研究考察了壓裂返排液在不同破膠程度下對(duì)水力旋流器分離效果的影響，通過(guò)CFD軟件fluent和實(shí)驗(yàn)對(duì)旋流器內(nèi)部流場(chǎng)的特征以及分離效率進(jìn)行了定量研究，探討破膠程度與流場(chǎng)穩(wěn)定性、半自由渦區(qū)運(yùn)動(dòng)指數(shù)的變化趨勢(shì)、能量損失、空氣柱的大小和零速包絡(luò)面的關(guān)系，并對(duì)外特性中的分離效率進(jìn)行分析。通過(guò)對(duì)內(nèi)流場(chǎng)及外特性的研究，得出兩者之間的相互關(guān)系，并通過(guò)調(diào)節(jié)一些操作參數(shù)從而達(dá)到預(yù)期的分離效果，為不同破膠程度下壓裂返排液的固液分離提供技術(shù)指導(dǎo)，以達(dá)到高效分離、減小能耗的目的。

1 模型

1.1 數(shù)學(xué)模型

由于水力旋流器內(nèi)部流場(chǎng)的復(fù)雜性，模型的選擇顯得尤為重要。雷諾應(yīng)力模型(Reynolds stress model，RSM)考慮了張力快速變化、流線型彎曲和旋渦，因此在三維流動(dòng)方面有著較高的計(jì)算精度，并且通過(guò)大量的實(shí)驗(yàn)研究與模擬的對(duì)比分析得出雷諾應(yīng)力方程，可以較為準(zhǔn)確地模擬出水力旋流器的內(nèi)流場(chǎng)，因此本研究選擇雷諾應(yīng)力模型為湍流模型[11]。

經(jīng)量綱分析，整理后的RSM模型為：

(1)

Mixture模型適合于有相混合或分離的情形，并且對(duì)于此模型的使用方法在其他的文獻(xiàn)中有詳細(xì)的記載，這里不再贅述[12-13]。出于完整性考慮，在此列出模型的主要特征：

(2)

(3)

1.2 物理模型

本研究所用物理模型與文獻(xiàn)[11]所用模型一致，具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖1(a)所示，并通過(guò)ICEM軟件對(duì)計(jì)算域進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，劃分結(jié)果如圖1(b)所示。在數(shù)值模擬前需要對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格的劃分，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量過(guò)少時(shí)其計(jì)算的單元較少，不能完全將組合渦流場(chǎng)中的參數(shù)值精確地描述出來(lái)；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量較多的時(shí)候?qū)⒃黾佑?jì)算機(jī)的計(jì)算時(shí)間，因此合適的網(wǎng)格數(shù)量是提高計(jì)算精度、加快計(jì)算時(shí)間的關(guān)鍵[10-11]。為了確保網(wǎng)格數(shù)量對(duì)模擬結(jié)果的影響較小，分別對(duì)網(wǎng)格數(shù)量為300 000、350 000、400 000、450 000這四種網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行模擬計(jì)算，并在模型的Z=-72 mm的軸向位置處截取軸向速度值，確定軸向速度值變化較小的范圍，并將其作為模擬網(wǎng)格數(shù)，可以更加接近實(shí)際分離機(jī)理，并且在一定程度上節(jié)省了計(jì)算機(jī)資源的消耗。

圖1 水力旋流器結(jié)構(gòu)與網(wǎng)格劃分Fig.1 Structure and meshing of hydrocyclone

1—激光發(fā)生器；2—CCD相機(jī)；3—計(jì)算機(jī)；4—流量計(jì)；5—水力旋流器6—閥；7—蠕動(dòng)泵圖2 PIV裝配示意圖Fig.2 PIV assembly diagram

為了驗(yàn)證計(jì)算模型與CFD數(shù)值模擬的可靠性，選用同樣結(jié)構(gòu)尺寸的水力旋流器進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，并且在初始條件的設(shè)置上與數(shù)值模擬條件相同。本研究對(duì)水力旋流器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行PIV測(cè)試實(shí)驗(yàn)。并且在Z=-72 mm的軸向位置處截取一條直線用于軸向速度的比較分析。PIV測(cè)試實(shí)驗(yàn)臺(tái)裝配示意圖見(jiàn)圖2。

通過(guò)對(duì)圖3的分析可以看出當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到40萬(wàn)時(shí)，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加模擬的軸向速度值變化幅度很小，最大不大于0.1 m/s。并且通過(guò)PIV實(shí)驗(yàn)與CFD數(shù)值模擬的速度值比較可以看出，兩條速度曲線基本吻合，這與文獻(xiàn)[14]模擬所得結(jié)果相似。圖中顯示的PIV實(shí)驗(yàn)的速度曲線在中間處的中斷是由于空氣柱造成的。基于以上分析可以得出CFD能夠很好地預(yù)測(cè)水力旋流器的內(nèi)流場(chǎng)。

圖3 水力旋流器網(wǎng)格無(wú)關(guān)性與模擬可靠性驗(yàn)證曲線圖Fig.3 Mesh independence and simulationreliability verification of hydrocyclone

1.3 模擬條件

通過(guò)對(duì)壓裂現(xiàn)場(chǎng)精細(xì)化過(guò)濾階段返排液的采集與分析得出，固體顆粒懸浮物直徑在50 μm以下，固體體積分?jǐn)?shù)為4.37%，密度為2 650 kg/m3。研究發(fā)現(xiàn)，隨著破膠程度的增加，壓裂返排液的粘度越小，因此為了準(zhǔn)確并且定量表述模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果，將破膠程度用粘度表示；通過(guò)對(duì)破膠后的壓裂返排液粘度多次測(cè)量得出壓裂返排液的粘度在6 mPa·s以下，密度為1 020 kg/m3，在此取四組粘度(1、2、4、6 mPa·s)的壓裂返排液作對(duì)照。

入口邊界條件設(shè)置為速度入口，溢流和底流出口設(shè)置為壓力出口，壁面設(shè)置為無(wú)滑移壁面條件[15-16]，水力旋流器的進(jìn)料為壓裂返排液和石英砂的混合物，處理量為29 L/min，并且兩種物質(zhì)的進(jìn)口速度相同。模擬過(guò)程中所用的固體顆粒粒度分布與體積分?jǐn)?shù)如表1所示。

表1 壓裂返排液顆粒粒度分布Tab.1 Particle size distribution of fracturing flow-back fluid

圖4 Z=-90 mm壓力分布曲線圖Fig.4 Characteristic curve of pressure (Z=-90 mm)

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 壓強(qiáng)及壓降

水力旋流器徑向壓力場(chǎng)中的壓力梯度也是使得顆粒或者流體移動(dòng)的一個(gè)重要因素，并且在宏觀上，水力旋流器中能量的損失表現(xiàn)為進(jìn)出口壓強(qiáng)降，因此對(duì)一個(gè)水力旋流器壓強(qiáng)及壓強(qiáng)降的研究對(duì)于內(nèi)流場(chǎng)的分析及分離效率的提高至關(guān)重要。圖4為不同粘度流體下同一軸向位置處的壓力分布曲線圖。

基礎(chǔ)參數(shù)下水力旋流器的總壓降

Δp總=RfΔpiu+(1-Rf)Δpio，

(4)

式中：Δp為壓強(qiáng)降；Rf為沉砂分流比；Δpiu為底流口壓降；Δpio為溢流口壓強(qiáng)降。

通過(guò)對(duì)圖4與表2的分析可以看出，在自由渦區(qū)隨著粘度的增大壓強(qiáng)在不斷地降低，越靠近壁面壓強(qiáng)降低的越明顯，并且在壁面處隨著粘度的增加，壓強(qiáng)與總壓強(qiáng)降在均勻的降低。當(dāng)粘度大于2 mPa·s時(shí)粘度每升高2 mPa·s，壓強(qiáng)平均降低7 660 Pa，壓強(qiáng)降平均降低8 706 Pa，粘度對(duì)水力旋流器內(nèi)流場(chǎng)自由渦區(qū)壓強(qiáng)的分布呈線性變化，通過(guò)對(duì)圖4中壓強(qiáng)分布曲線的分析可以看出，壓強(qiáng)在水力旋流器內(nèi)流場(chǎng)中呈現(xiàn)出不完全對(duì)稱分布的狀態(tài)，這是由單給料入口結(jié)構(gòu)造成的。在強(qiáng)制渦區(qū)，隨著粘度的增加壓強(qiáng)的變化并不明顯，尤其當(dāng)粘度在2 mPa·s以上時(shí)，空氣柱中心處的壓強(qiáng)值穩(wěn)定在-8 060 Pa左右，當(dāng)粘度為1 mPa·s時(shí)壓強(qiáng)值約為-4 952 Pa。

表2 水力旋流器壓降表Tab.2 Pressure drop of hydrocyclone

2.2 空氣柱

通過(guò)對(duì)水力旋流器的研究[17]，認(rèn)為空氣柱是水力旋流器中壓力能與動(dòng)能轉(zhuǎn)換的產(chǎn)物，空氣柱并不參與分離卻增加了能量的損失。在某些場(chǎng)合空氣柱的存在與水力旋流器的最佳分離性能直接相關(guān)，空氣柱的形態(tài)與內(nèi)部流場(chǎng)的穩(wěn)定性密切相關(guān)并且決定了水力旋流器的分離能力下限。

圖5 壓力與空氣柱分布圖Fig.5 Pressure and air cone distribution

通過(guò)圖4可以看出，以水力旋流器中心軸為基準(zhǔn)沿徑向-8～8 mm的區(qū)域(空氣柱及其附近區(qū)域)，壓強(qiáng)值在急劇減少，壓降值急劇的增大，增大量約占整個(gè)內(nèi)流場(chǎng)壓降值的一半，從而驗(yàn)證了水力旋流器中空氣柱的存在確實(shí)增加了分離過(guò)程中能量的損失。并且通過(guò)對(duì)軸向位置Z=-90 mm處的壓力值的研究發(fā)現(xiàn)，隨著流體粘度的增大，內(nèi)流場(chǎng)中的負(fù)壓區(qū)域也在變大，即負(fù)壓區(qū)域最小值出現(xiàn)在粘度為1 mPa·s處，直徑約為4.71 mm，負(fù)壓區(qū)域最大值出現(xiàn)在粘度為6 mPa·s處，直徑約為5.19 mm。形成負(fù)壓的區(qū)域即為空氣柱存在的區(qū)域，因此隨著粘度的增加空氣柱的直徑也在增加。

圖5為壓力與空氣柱分布圖，圖中深色的區(qū)域即為空氣柱，通過(guò)云圖觀察到空氣柱會(huì)隨著流體粘度的增加直徑在不斷變大。圖中溢流管的底部形成了一個(gè)凸起，這是由于從底流口與溢流口進(jìn)入的空氣在此相遇產(chǎn)生的，這也驗(yàn)證了并不是由于壓力梯度的存在使得液體內(nèi)部溶解的氣體由于向心浮力的作用而形成空氣柱的觀點(diǎn)[17]。隨著流體粘度的增加溢流管底部的凸起更加明顯，這是由于負(fù)壓區(qū)域的增大使得吸入的空氣增多，從而導(dǎo)致空氣在此處的碰撞更加劇烈。

2.3 切向速度

切向速度是產(chǎn)生水力旋流器中離心慣性力的前提，在三維速度場(chǎng)中占據(jù)著最為重要的地位，通過(guò)對(duì)忽略重力的伯努利方程進(jìn)行整理可以得出水力旋流器的組合渦流場(chǎng)通式：

utrn=c。

(5)

式中：ut為流體在給定點(diǎn)的切向速度，m/s；r為流體的旋轉(zhuǎn)半徑，mm；n為組合渦運(yùn)動(dòng)指數(shù)；c為常數(shù)。

(6)

式中：ri為第i個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的旋轉(zhuǎn)半徑，vt(i)為監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的切向速度，ni～(i+1)為兩檢測(cè)點(diǎn)處的組合渦運(yùn)動(dòng)指數(shù)。圖7顯示了在水力旋流器Z=-90 mm處沿徑向位置的組合渦運(yùn)動(dòng)指數(shù)n的變化趨勢(shì)。

通過(guò)對(duì)圖6的研究發(fā)現(xiàn)，隨著粘度的變大，切向速度均勻減小并且峰值越靠近空氣柱附近區(qū)域。當(dāng)流體粘度為6 mPa·s時(shí)切向速度峰值距離空氣柱最近，出現(xiàn)在r=4.5 mm附近，峰值約為5.18 m/s；當(dāng)流體粘度為1 mPa·s時(shí)切向速度峰值距離空氣柱最遠(yuǎn)，出現(xiàn)在r=8.2 mm附近，峰值約為6.85 m/s。切向速度的減小將減小固體顆粒在內(nèi)流場(chǎng)中的離心慣性力，不利于固體顆粒往壁面方向的移動(dòng)，將使分離效果變差[18]。

圖6 切向速度特征曲線圖Fig.6 Characteristic curve of tangential velocity

圖7 組合渦流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)指數(shù)n特征曲線圖Fig.7 Characteristic curve of n

圖7為組合渦運(yùn)動(dòng)指數(shù)n沿水力旋流器徑向位置的變化趨勢(shì)特征曲線圖，從圖中可以看出曲線的兩端有突然增大的趨勢(shì)，這是由于空氣柱與邊界層區(qū)域造成的，因此在研究過(guò)程中忽略空氣柱與邊界層區(qū)域。通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)粘度只改變了n值的大小并不會(huì)改變n值的變化趨勢(shì)，隨著粘度的變大n值在減小，即切向速度的變化梯度變小，顆粒沿徑向的移動(dòng)速度減慢；當(dāng)粘度為1 mPa·s時(shí)強(qiáng)制渦區(qū)的半徑約為7.97 mm，當(dāng)粘度為6 mPa·s時(shí)強(qiáng)制渦區(qū)半徑約為5.12 mm，即粘度的提高減小了強(qiáng)制渦區(qū)的范圍，這將使主分離區(qū)域變大。

2.4 軸向速度

軸向速度的大小影響著顆粒在水力旋流器中的滯留時(shí)間。在相同離心力的作用下，軸向速度較小時(shí)固體顆粒在水力旋流器內(nèi)部的淘洗時(shí)間變長(zhǎng)，有利于固體顆粒往邊壁移動(dòng)，促進(jìn)了固體顆粒的分離。通過(guò)對(duì)圖8沿軸向位置Z=-90 mm處的軸向速度分布云圖可以看出，隨著流體粘度的增大，軸向速度不斷增大，軸向速的最大值出現(xiàn)在流體粘度為6 mPa·s的軸心處，速度約2.73 m/s。軸向速度的最小值出現(xiàn)在流體粘度為1 mPa·s的邊壁處，速度約-0.78 m/s。隨著分離流體粘度的增加，顆粒在水力旋流器中的停留時(shí)間變短，使得更多的固體顆粒通過(guò)溢流管排出，分離效果變差。

圖8 LZVV與軸向速度圖Fig.8 LZVV and axial velocity distribution

零速包絡(luò)面(locus of zero vertical velocity，LZVV)指的是水力旋流器內(nèi)流場(chǎng)中軸向速度為0的曲面，也是軸向速度方向發(fā)生改變的轉(zhuǎn)折面，在水力旋流器中的位置如圖8所示。圖9為L(zhǎng)ZVV半徑曲線圖，從圖中可以看出LZVV在錐段的中下部與溢流管區(qū)域偏擺較大，在溢流管底部至錐段中部區(qū)域波動(dòng)較小。理論上，在水力旋流器中LZVV以內(nèi)的流體區(qū)域全部通過(guò)溢流管排出，以外的區(qū)域全部通過(guò)底流口排出。通過(guò)對(duì)圖中LZVV半徑曲線分布的研究發(fā)現(xiàn)，隨著粘度的增加切向速度的減小造成LZVV向外移動(dòng)，使得自由渦區(qū)減少，從而減小了實(shí)際參與顆粒分離的區(qū)域。

3 實(shí)驗(yàn)研究

為了確保實(shí)驗(yàn)的準(zhǔn)確性，通過(guò)水與甘油按一定的比例混合得到粘度分別為1、2、4、6 mPa·s的水溶液。取不同粒徑顆粒的石英砂并按照表1所展示的比例加到不同粘度的溶液中并充分混合，用來(lái)模擬不同破膠程度下的壓裂返排液。試驗(yàn)裝配圖見(jiàn)圖10，當(dāng)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)穩(wěn)定之后，分別從溢流管與底流管取樣，通過(guò)稱量、抽濾和烘干測(cè)定產(chǎn)物的流量，采用激光粒度儀測(cè)量各產(chǎn)物的粒徑，并進(jìn)行分析。

圖9 LZVV半徑曲線Fig.9 Characteristic curve of LZVV radius

1—水力旋流器；2—流量計(jì)；3—攪拌桶；4—泵圖10 水力旋流器實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.10 Experimental setup of hydrocyclone

通過(guò)對(duì)圖11的分析可以看出：隨著顆粒直徑的增大，顆粒的分離效率呈上升的趨勢(shì)，并且粒徑為10 μm的顆粒分離效率隨粘度的變化最小，尤其在粘度超過(guò)2 mPa·s時(shí)，分離效率的變化量?jī)H為0.02左右。粘度為1 mPa·s與2 mPa·s的流體對(duì)粒徑大于40 μm的固體顆粒分離效率差別不大，當(dāng)粒徑為50 μm時(shí)，粘度為1 mPa·s的流體分離效率僅比粘度為2 mPa·s的分離效率高0.009。

從圖12中可以看出：當(dāng)粘度從1 mPa·s增加到3 mPa·s的時(shí)候，對(duì)直徑為20 μm與30 μm的顆粒的分離效率影響較大；然而隨著粘度的繼續(xù)增大，直徑為20 μm與30 μm顆粒的分離效率趨于平緩；顆粒直徑為40 μm顆粒的分離效率在粘度為2 mPa·s至4 mPa·s時(shí)變化較大；直徑為10 μm顆粒分離效率受粘度的影響最小，僅在粘度從1 mPa·s增加到2 mPa·s時(shí)變化較大，當(dāng)粘度大于2 mPa·s時(shí)效率變化量?jī)H為0.05。并且從整體來(lái)看，不同粒徑的顆粒在不同的粘度下的分離效率變化趨勢(shì)也不相同。

圖11 不同粘度下壓裂返排液分離效率曲線圖Fig.11 Separation efficiency of fracturing flow-back fluid under different viscosity

圖12 粘度對(duì)不同粒徑分離效率的影響Fig.12 Effect of viscosity on separationefficiency of different particle sizes

圖13 粘度對(duì)分離總效率的影響Fig.13 Effect of viscosity on total separation efficiency

圖13為不同粘度下顆粒分離總效率的實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比，可以看出實(shí)驗(yàn)值與模擬值基本吻合，一方面證明了數(shù)值模擬的可靠性，另一方面可以看出隨著粘度的增大，水力旋流器的分離效率急劇減小，尤其表現(xiàn)在粘度從1 mPa·s增大到2 mPa·s時(shí)，分離效率減小19.50%。隨著粘度的增加固體顆粒分離效率的減小程度有變緩的趨勢(shì)。流體粘度從1 mPa·s增加到6 mPa·s時(shí)，固體顆粒的分離效率減小了54.85%?；谝陨戏治隹梢钥闯稣扯扰c分離效率的大小密切相關(guān)，因此在精細(xì)化過(guò)濾階段應(yīng)盡可能提高壓裂返排液的破膠程度來(lái)降低壓裂返排液的粘度。

4 結(jié)論

1) 破膠程度對(duì)壓強(qiáng)的分布影響較大，破膠程度減小，壓強(qiáng)顯著降低并使得負(fù)壓區(qū)域由粘度為1 mPa·s時(shí)的3.61 mm增加到粘度為6 mPa·s時(shí)的4.54 mm；底流口與溢流口進(jìn)入的空氣增多，增大了內(nèi)流場(chǎng)的不穩(wěn)定性，使得錯(cuò)位離子增多并減小了實(shí)際參與分離的面積。

2) 模擬結(jié)果表明，隨著破膠程度的減小，切向速度持續(xù)減小，粘度為6 mPa·s的切向速度平均值比粘度為1 mPa·s的平均值減少了0.84 m/s；組合渦運(yùn)動(dòng)指數(shù)減小，切向速度變化梯度減小，固體顆粒物在內(nèi)流場(chǎng)中所受離心慣性力減小。破膠程度減小使得軸向速度持續(xù)增加，零速包絡(luò)面向邊壁處移動(dòng)，減小了固體顆粒在內(nèi)流場(chǎng)中的停留時(shí)間以及實(shí)際參與顆粒分離的區(qū)域。

3) 實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，破膠程度對(duì)水力旋流器的分離總效率影響較大，當(dāng)流體粘度從1 mPa·s增長(zhǎng)到6 mPa·s時(shí)，固體顆粒分離效率減小了54.85%；粒徑越小顆粒的分離效率所受破膠程度的影響越小，粒徑為10 μm的顆粒在粘度大于2 mPa·s時(shí)，分離效率減小了2%。