Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Общие сведения о применении аппаратов гидро-циклонного РПА для разделения несмешивающих ся шдкюстей (эмульсий) 9
1.1. Основные методы разделения эмульсий 9
1.2. Конструкции гидроциклонных аппаратов для разделения несмешивающихся жидкостей 1.3. Гидродинамика гидроциклонных аппаратов 17
1.3.1. Поле скоростей в гидроциклонах 18
1.3.2. Влияние степени турбулентности потока на эффективность работы гидроциклона .. 24
1.4. Общая производительность и распределение потоков в гидроциклонах 25
1.5. Оценка эффективности работы гидроциклонов при разделении несмешивающихся
жидкое тей ... 26
1.6. Варианты схем соединения гидроциклонов при разделении несмешивающихся жидкостей 30
1.7. Выводы по состоянию вопроса и постановка задачи исследования 33
ГЛАВА 2. Гидродинамика цилиндрического противоточного гидровдклона 35
2.1. Основы электродиффузионного метода диагностики турбулентных потоков . 35
2.2. Экспериментальная установка. Методика проведения эксперимента 39
2.3. Распределение тангенциальной составляющей скорости потока в объеме аппарата 46
2.4. Степень турбулентности потока в объеме цилиндрического противоточного гидроциклона 56
ГЛАВА 3. Теоретические предпосылки разделения несме шивающихся жидкостей (эмульсий) в гидроцик лонах 61
3.1. Поведение капель жидкости в турбулентном потоке 61
3.2. Поведение эмульсий в центробежном поле в гидроциклоне 63
3.3. Определение критической скорости разделения несмешивающихся жидкостей в гидроциклонах .
3.4. Особенности разделения несмешивающихся жидкостей (эмульсий) в гидроциклонах
ГЛАВА 4. Влияние конструктивных и режимных параметров на показатели разделения несмешивающихся жидкостей в гидроциклонах
4.1. Описание экспериментальной установки. Методика проведения экспериментов. Определение ошибки измерения
4.2. Определение основных показателей разделения несмешивающихся жидкостей (эмульсий) в гидроциклонных аппаратах различных конструкций
4.2.1. Разделение несмешивающихся жидкостей (эмульсий) с легкой дисперсной фазой в гидроциклонных аппаратах
4.2.2. Разделение несмешивающихся жидкостей (эмульсий) с тяжелой дисперсной фазой в гидроциклонных аппаратах
4.2.3. Влияние крупности дисперсной фазы разделяемой эмульсии на эффективность сепарации несмешивающихся жидкостей в гидроциклонах
4.3. Расходные характеристики" гидроциклонных аппаратов при разделении несмешивающих ся жидкостей .'
4.3.1. Общая производительность и распределение потоков в цилиндрическом противоточном гидроциклоне
4.3.2. Общая производительность и распределение потоков в цилиндро-коническом гидроциклоне
Глава 5. Практическое использование полученных результатов
5.1. Метод расчета технологических параметров работы гидроциклонов при разделении несмешивающихся жидкостей
5.2. Разработка новых конструкций гидроциклонных аппаратов для разделения несмешивающихся жидкостей
5.3. Внедрение гидроциклонов в технологиче ские процессы 154
Выводы и результаты 158
Принятые обозначения 160
Литература
- Влияние степени турбулентности потока на эффективность работы гидроциклона
- Экспериментальная установка. Методика проведения эксперимента
- Поведение эмульсий в центробежном поле в гидроциклоне
- Определение основных показателей разделения несмешивающихся жидкостей (эмульсий) в гидроциклонных аппаратах различных конструкций
Введение к работе
В принятых ХХУІ съездом КПСС "Основных направлениях экономического и социального развития СССР на I98I-I985 годы и на период до 1990 года", в других директивных документах партии и правительства подчеркивается, что всемерное повышение эффективности производства - принципиальная основа современного экономического развития, важнейшая хозяйственно-политическая задача нынешнего этапа коммунистического строительства. Отмечается, что путем ее реализации является скорейшее техническое перевооружение отраслей промышленности, внедрение новейших достижений науки и передового опыта [і].
Руководствуясь этими решениями, в настоящее время, в общем объеме капитальных вложений значительно увеличивается доля средств, направляемых на реконструкцию и техническое перевооружение действующих предприятий и существующих технологических процессов, с целью их дальнейшей интенсификации. Это обусловлен но тем, что, как показывает практика, средства, выделенные на эти цели, окупаются в среднем в 3 раза быстрее, чем при создании аналогичных производственных мощностей [і].
Так, в ряде отраслей промышленности для качественного разделения больших объемов неоднородных дисперсных систем вместо низкоэффективного и громоздкого отстойного оборудования широкое распространение получают аппараты центробежного типа - гидроциклоны. Простота конструкции, отсутствие движущихся частей, удобство в эксплуатации позволяют использовать их для осветления, сгущения и классификации суспензий и пульп в широком интервале концентраций и гранулометрического состава исходных продуктов. Промышленному использованию гидроциклонов способствует также значительный экспериментальный материал и результа-
ты теоретических исследований, посвященные созданию математической модели сепарации дисперсных неоднородных систем типа жидкость - твердое тело.
В то же время, несмотря на несомненную перспективность, гидроциклоны до сих пор недостаточно полно используются для проведения процессов разделения несмешивающихся жидкостей (эмульсий). Очевидно это обусловлено более сложным механизмом процесса сепарации, а также отсутствием достаточно надежных методов инженерного расчета, основанных на достоверных опытных данных [2,3]. Решение этой проблемы невозможно без проведения тщательных комплексных исследований и выяснения общих закономерностей разделения несмешивающихся жидкостей, изучения влияния конструктивных параметров и технологических режимов работы на гидродинамику гидроциклонов и эффективность сепарации в этих аппаратах*
Большую роль при разработке производственного процесса играет также правильный выбор самой конструкции аппарата, которая наряду с высокой производительностью должна обеспечивать необходимое качество получаемых конечных продуктов. К таким аппаратам, как показывает практика, наряду с традиционными цилинд-роконическими, можно отнести и цилиндрические противоточные гидроциклоны с тангенциальной разгрузкой нижнего продукта. Однако, если для первой из указанных конструкций имеется обширный экспериментальный и теоретический материал по гидродинамике и расходным характеристикам, то для второго типа аппаратов все эти данные практически отсутствуют.
Исходя из этого, целью настоящей работы являлось: - исследование влияния геометрических параметров и режимных факторов на распределение тангенциальной скорости потока, радиальной и тангенциальной степеней турбулентности в объеме
цилиндрического противоточного гидроциклона;
разработка методики расчета локальных значений тангенциальной составляющей скорости потока в цилиндрическом проти-воточном гидроциклоне в целью использования ее при разработке метода инженерного расчета ожидаемых показателей разделения несмешивающихся жидкостей;
исследование влияния конструктивных и режимных-парамет-ров на показатели разделения несмешивающихся жидкостей в цилинд-роконическом и цилиндрическом противоточном гидроциклонах, выявление основных закономерностей проведения процесса;
уточнение метода расчета расходных характеристик гидроциклонных аппаратов, применительно к разделению несмешивающихся жидкостей;
разработка метода инженерного расчета ожидаемых показателей разделения несмешивающихся жидкостей на основании полученных теоретических и экспериментальных результатов;
разработка рациональных конструкций аппаратов гидроциклонного типа для проведения качественного разделения несмешивающихся жидкостей (эмульсий).
Научную новизну работы представляют:
полученные данные по распределению тангенциальной скорости, радиальной и тангенциальной степеней турбулентности в объеме цилиндрического противоточного гидроциклона;
разработанная методика расчета локальных значений тангенциальной скорости в цилиндрическом противоточном гидроциклоне;
расчетная зависимость предельной скорости подачи исходной эмульсии в гидроциклон, превышение которой при определенных условиях приводит к ухудшению процесса сепарации за счет интенсивного эмульгирования;
методика расчета расходных характеристик цилиндрокониче-
- 8 -ского и цилиндрического противоточного гидроциклонных аппаратов при разделении несмешивающихся жидкостей;
- разработанный на основании выявленных закономерностей проведения процесса метод инженерного расчета ожидаемых пока-зателей разделения несмешивающихся жидкостей (эмульсий) в ци-линдроконическом и цилиндрическом противоточном гидроциклоне с тангенциальной разгрузкой нижнего продукта.
В работе защищаются:
Результаты экспериментального исследования распределения тангенциальной скорости потока, радиальной и тангенциальной степеней турбулентности в объеме цилиндрического противоточного гидроциклона.
Методика расчета локальных значений тангенциальной скорости в цилиндрическом противоточном гидроциклоне.
Полученные зависимости для расчета расходных характеристик цилиндроконического и цилиндрического противоточного гидроциклонов при разделении несмешивающихся жидкостей.
Метод инженерного расчета ожидаемых показателей разделения несмешивающихся жидкостей в гидроциклонах различных конструкций, разработанных на основании выявленных в ходе теоретических и экспериментальных исследований основных закономерностей сепарации эмульсий.
Автор выражает глубокую признательность научным руководителям д.т.н., профессору А.М.Кутепову и к.т.н., доценту И.Г.Їер-новскому за большую научно-методическую помощь, оказанную на всех этапах выполнения работы.
Влияние степени турбулентности потока на эффективность работы гидроциклона
Установлено [29,40,48,76], что напорные гидроциклоны работают в развитом турбулентном режиме, характеризующемся интенсивными турбулентными пульсациями. В работах Б.Мюллера, Т.Нессе и Х.Шуберта [77,78,80,82], П.И.Пилова [81,85], С.А.Фихтмана [83] отмечается, что любая математическая модель, не учитывающая действия пульсирующего центробежного поля на эффективность сепарации, будет неадекватно описывать процесс разделения жидких неоднородных систем в аппаратах гидроциклонного типа.
Причиной этого является, как отмечает Х.Шуберт [77], то что при турбулизации потока имеют место следующие турбулентные микропроцессы: - турбулентное транспортирование частиц; - турбулентное диспергирование жидких фаз или агрегатов частиц; - турбулентное соударение частиц.
Особенно важно учитывать турбулентную обстановку в гидроциклоне при разделении несмешивающихся жидкостей (эмульсий),так как при определенных условиях диспергирование капель дисперсной фазы под действием касательных напряжений Рейнольдса, может привести к резкому ухудшению качества сепарации. Кроме того, одной из важных гидродинамических характеристик турбулентных течений является коэффициент турбулентной вязкости VT , который необходимо определить для аналитического решения уравнения Навье-Сток-са.
В работе [79J получено теоретическое уравнение для расчета турбулентной вязкости в гидроциклоне, имеющее вид: - Г . Vr = Z—r дУг УУ_ дг г (1.7) где коэффициент "С" представляет собой функцию степени турбулентности в тангенциальном и радиальном направлении [69].
В последнее время появились работы [81,82], где для описания движения потоков в гидроциклонных аппаратах использована статистическая теория турбулентности, при которой турбулентность рассматривается как определяющий процесс,
В целом же разработка расчетных методик на основе турбулентной модели сдерживается недостаточным количеством достоверных экспериментальных данных о турбулентной обстановке в гидроциклонах различных конструкций. Для изучения этой обстановки наиболее перспективными, на наш взгляд, являются указанные выше электродиффузионный [50,51] и оптический (доплеровский) [52,53] методы диагностики турбулентных потоков.
В заключение необходимо отметить, что основные результаты по изучению полей скоростей и турбулентности потоков относятся к традиционной конструкции цилиндроконического гидроциклона, в то время, как для интенсификации разделительных процессов в центробежном поле необходимо использовать специальные конструкции гидроциклонных аппаратов (см.п.1.2).
Производительность гидроциклона является одним из важнейших технологических факторов, определяющим не только количественные, но и качественные показатели его работы. Однако вследствие того, что эта характеристика - функция многих параметров, большинство расчетных формул является эмпирическими, полученными на базе экспериментов, а в зависимостях, выведенных аналитическим путем, как правило, имеется один или несколько коэффициентов, значения которых необходимо получать опытным путем [8,29, - 26 -40,44,55,86-90]. Все эти зависимости, отвечая условиям конкретного эксперимента, дают значительные отклонения при расчете аппаратов, работающих в других режимах. Так, в работе [55] приведены результаты сравнительной оценки около 40 существующих формул для определения объемной производительности гидроциклонов. Установлено, что максимальное значение относительной погрешности при расчете значений Q общ?" с0 ЗН К0М "+" равно 527,5$, а со знаком "-" - 90,7$. Такое несоответствие объясняет тот факт, что результаты производственных испытаний очень часто не отвечают расчетным показателям. Кроме того, практически все известные зависимости получены для традиционных цилинд-рокнических гидроциклонов при разделении суспензий и пульп, и совершенно не применимы для определения расходных характеристик гидроциклонных аппаратов других конструкций для сепарации эмульсий, что в определенной мере сдерживает их использование на промышленных предприятиях.
При технологическом расчете гидроциклонов необходимо также иметь соотношение объемных потоков продуктов разделения аппарата - У&/0н . Ряд эмпирических зависимостей [8,29,40,55,86,89, 91], полученных опять же для цилиндроконического гидроциклона при разделении суспензий, носят весьма приближенный, ориентировочный характер, и по данным [92,93] неудовлетворительно отвечают реальному распределению потоков при разделении несмешиваю-щихся жидкостей.
Экспериментальная установка. Методика проведения эксперимента
Исследование гидродинамики цилиндрического противоточного гидроциклона осуществлялось на экспериментальной установке, представленной на рис.2.4, работающей по замкнутой схеме. Принцип ее действия и методика измерений локальных значений тангенциальной скорости, а также интенсивности пульсационных характеристик потока в радиальном и тангенциальном направлениях аналогичным описанным в работах[50,72,73].
Электролит из емкости I объемом 200 л, центробежным химическим герметичным насосом 2 типа 2ХГ-5-4,5-2 (производительностью до 20 м3/ч) через.расходомеры 3 подавался в экспериментальный гидроциклон 4. Выходящие из аппарата верхний и нижний сливы через мерник 5 возвращались обратно в емкость I.
Общий расход электролита через исследуемый аппарат измеряется с помощью двух индукционных расходомеров ЙР-5І, состоящих из преобразователей ПРИ-50 и ПРИ-І5, имеющих соответственно, верхние пределы измерения 16 м3/ч и 2 м3/Чі и вторичных приборов 6. Ошибка в измерении общего расхода не превышала 1,5%. Распределение потоков в аппарате определялось замером расходов через соответствующие разгрузочные отверстия камерным мерником 5 методом отсечения струи. Давление на входе в гидроциклон,ре-рис трировалось по образцовому манометру 7, а расход регулировался вентилями 8.
Постоянная температура электролита поддерживалась с помощью змеевика 9 и клапана 10, регулирующего подачу охлаждающей воды в систему. Управление работой клапана осуществлялось с помощью электрической схемы, подключенной к контактному термометру II с ценой деления 0,1С. Тарировка датчика 12 производилась в струе электролита, вытекающего из сопла 13 с заданной скоростью, регулируемой вентилем 14.
Сигнал.с датчика 12 подавался на электронный блок 15 (рис.2.5), состоящий из электродиффузионного преобразователя ЭДП-6(1), вольтметра цифрового интегрирующего В2-23(П) и часто-тометра-хронометра Ф5080(Ш), осуществляющих осреднение во времени показания прибора ЭДП-6, осциллографа С1-48Б(1У) и быстродействующего самописца Н327-5(У), позволяющих осуществлять визуальный контроль и запись измеряемых величин в ходе эксперимента, вольтметра В3-6(У1).
При диагностике турбулентных потоков ток электрохимической реакции, возникающий в измерительной схеме, можно представить в виде: Л = 5 + О (2.4) что является аналогом локальной скорости течения при турбулентном движении жидкости: V=V+V (2.5) здесь J , V - осредненные величины тока реакции и скорости потока; J , V - пульсационные составляющие тока реакции и скорости. Кроме того, на основании обработки сигнала датчика 12 электронный блок 14 позволяет определить интенсивность пульсацион-ных характеристик течения, представляющих собой отношение соответствующих пулъсационных составляющих скорости к полной величине скорости ротока в этой же точке. Поскольку при вращательном течении полную скорость потока можно с достаточной степенью точности принять равной ее тангенциальной составляющей [107], степень турбулентности в тангенциальном и радиальном направлениях определялась в следующем виде: , = - , г = (2-6)
Ввиду постоянно существующего временного дрейфа характеристик датчика, измерения скорости потока проводились по схеме тарировка-измерение-повторная тарировка. При этом в начале и конце каждого опыта определялись постоянные датчика он t м и Сн , &к , а при расчете величины скорости потока по зависимости (2.3) использовали их средние значения. В течение всего эксперимента разность определяемых постоянных для одного и того же датчика не превышала 1,5%.
Конструкция исследуемого цилиндрического противоточного гидроциклона представлена на рис.2.6. Основным отличием данного аппарата от ранее изученных [69,73] является то, что нижнее разгрузочное отверстие работает полным сечением, не испытывая отрицательного влияния воздушного столба, который создает дополнительное сопротивление сливу. Аппараты такой конструкции, как отмечалось в п.1.2, наиболее перспективны для разделения несмешивающихся жидкостей, содержащих более 10% тяжелого компонента.
В ходе работы изучалось влияние геометрических параметров цилиндрического противоточного гидроциклона (Д1,с/ах,с4,о/,г/ а также режимных факторов [Р&х, Va ) на его основные гидродинамические характеристики.
Поведение эмульсий в центробежном поле в гидроциклоне
Кроме этого на каплю действуют также сила тяжести ( Ге ), тангенциальная сила инерции ( гн ). Однако в рассматриваемых условиях эти силы настолько малы по сравнению с центробежной силой, что в расчетах их можно не принимать во внимание. Приравнивая согласно второму закону механики равнодействующую этих сил произведению массы капли на ее ускорение, получаем дифференциальное уравнение движения частицы в вязкой жидкости под действием центробежной силы.
Уравнение (3.II) используем для оценки граничного диаметра частицы дисперсной фазы ST находящейся в равновесии.во вращающемся потоке на некотором радиусе Г . Для этого сумму сил, действующих на каплю (уравнение 3.II) приравниваем нулю, и путем несложных преобразований получаем:
Из выражения (3.12) следует, что по мере увеличения тангенциальной составляющей скорости потока V» , граничный диаметр капли будет уменьшаться, а следовательно, увеличится эффективность разделения системы за счет отделения в гидроциклоне все более мелких капель. Однако такая закономерность прослеживается только для неоднородных систем с неизменным размером дисперсной фазы. В то же время отличительной особенностью течения эмульсий, как уже отмечалось в п.3.1, является возможность дробления капель при определенных гидродинамических условиях. Так увеличение скорости движения среды на входе в гидроциклон приводит к увеличению скорости потока в самом аппарате, а, соответственно, и касательных напряжений, действующих на каплю, как это видно из выражений (3.1), (3.2) и (3.3).
Рассмотрим поведение капель нестабильных эмульсий в гидроциклоне. Как известно [8,29,50,551 в этих аппаратах возникают два основных вращающихся потока жидкости: внешний - нисходящий, в котором происходит основной процесс разделения дисперсных систем, и внутренний - восходящий поток, образованный из более легкой фазы. Характерным для них является то, что направление вращения потоков совпадает, а границей раздела являются цилиндрические поверхности коаксиалыще корпусу аппарата [29,113]. Таким образом мы можем рассматривать движение жидкости в нисходящем вращающемся потоке цилиндрического противоточного гидроциклона, как частный случай движения Куэтта [Ю6] между двумя коаксиальными цилиндрами, один из которых - внешний (стенка корпуса гидроциклона) - неподвижен, а внутренний, равный диаметру восходящего потока - вращается.
Эта модель подтверждается также экспериментальными данными по изучению распределения величинг тангенциальной составляющей скорости потока в объеме гидроциклона (п.2.3) и между вращаю щимися коаксиальными цилиндрами [I07J. Сопоставление показывает практически полную идентичность исследуемых течений. Следовательно, используя данные о поведении капель в сдвиговом поле при течении Куэтта, мы можем с достаточной степенью достоверности перенести основные закономерности этого процесса на динамику дисперсной фазы эмульсий при описании процесса разделения несмешивающихся жидкостей в гидроциклоне.
Установлено [5,110,114], что одним из основных параметров , оказывающих наибольшее влияние на вероятность дробления капель является соотношение вязкости дисперсной фазы ф и дисперсионной среды (3.6). Возможны следующие случаи:
I. При низких градиентах скорости все капли деформируются в продолговатые сфероиды с главной осью, расположенной под углом , независимо от соотношения Рф/р Дробление при этом обычно не происходит, но и эффективность разделения очень низкая.
II. При более высоких градиентах скорости наблюдается чаты-ре различных типа поведения капель при увеличении деформации, существенно зависящей от Рф/ » но независимой от размера капель [114]: 1. Дь/?с = 1,3 х ДО" + 0,19. Капли принимают форму сигмы с заостренными концами, из которых отделяются частички жидкости в виде мелких новых капель (рис.3.1.а). 2. сф/2 . = 0,03 + 1,0. При градиенте скорости достаточном для разрушения капли, центральная часть ее вытягивается в цилиндр, а в середине появляется узкий перешеек. Через некоторое время перешеек утончается до тех пор, пока капля не разделяется на две меньшие капли одинаковых размеров. Этот процесс обычно сопровождается отделением нескольких очень малых капель (рис.3.1.6).
Определение основных показателей разделения несмешивающихся жидкостей (эмульсий) в гидроциклонных аппаратах различных конструкций
Гидроциклонные аппараты для разделения несмешивающихся жидкостей с f u, JDC находят в настоящее время широкое применение в народном хозяйстве.
В первую очередь, следует отметить основное их использование на нефтепромыслах и нефтеперерабатывающих предприятиях для деэмульсации нефти. Как известно [6] , при добыче и переработке нефть дважды смешивается с водой, образуя эмульсии: при выходе с большой скоростью из скважин вместе с сопутствующей ей пластовой водой, а также в процессе обессоливания, то есть промывки пресной водой для удаления хлористых солей. Включение гидроциклонов в эти технологические процессы вместо фильтров, отстойников и центрифуг, а также в сочетании с ними, в ряде случаев [8-12, 15-17] дает значительный экономический эффект. Это обусловлено тем, что в результате разрушения образовавшихся, водонефтнных эмульсий улучшаются как свойства самой нефти, так и получаемых нефтепродуктов, увеличивается срок службы нефтеперерабатывающих установок. Установлено [6], что при уменьшении содержания воды в нефти только на 1% транспортные расходы соответственно уменьшаются на 3 5$.
Актуальность данного вопроса подчеркивается в значительном числе публикацией советских [8-П, 15, 97, 121] и зарубежных [12,13,16,17] авторов. Однако разработке метода инженерного расчета основных показателей сепарации водонефтнных эмульсий препятствует сложность и многоплановость этого процесса, на который по данным, приведенным в работе [121], оказывает влияние более 20 механико-физико-химических независимых факторов, в число которых входят также стадии разработки конкретных месторождений.
Решение такого рода проблем требует глубокого изучения и обобщения значительного количества экспериментального материала, полученного не только в лабораторных, но и в промышленно-промысловых условиях, выявление общих закономерностей на основании определенных теоретических предпосылок.
К сожалению, практически все приведенные в научноттехни-ческой литературе сведения по этому вопросу, носят скорее информационный характер, что не позволяет в необходимой мере обобщить полученный разными авторами экспериментальный материал.
В данном разделе не ставится задача полного решения именно этой проблемы, которая по своей сложности, несомненно, должна быть выделена в самостоятельное исследование.
Целью данной части работы являлось изучение влияния основных конструктивных и режимных параметров на показатели разделения двухкомпонентных несмешивающихся жидкостей С f j3c на примере системы нефть - вода ф/%. а25 . проверка выдвинутых в главе 3 теоретических предпосылок и закономерностей.
Экспериментальная часть исследования проводилась на установке аналогичной, описанной в п.4.1 с применением тех же модвт лей цилиндроконических гидроциклонов (D = 20 мм и 30 мм), что и для эмульсий с f f J3& (Таблица 4.2) [I0J. В связи с небольшими концентрациями диспергированной воды в нефти ($ исх = 3 14$ 0 5#) Цилиндрический противоточный гидроциклон не использовался. Некоторые данные по применению для этих целей трехпродуктового цилиндрического гидроциклонного аппарата близкой конструкции приводятся в работах [8,9,97J и достигаемый с его помощью эффект может быть охарактеризован в целом как положительный.
В качестве разделяемой среды использовалась эмульсия нефть-вода со следующими основными физическими свойствами: QL = 998 кг/м3; Оф = І.06-Ю" 3 Па-С; , " « , . + . (S =32,0-10-3 Н/м j}, = 827 кг/м3; р . = 4.58-ІСГ 5 Па-С;
Поскольку основной целью проведения процесса сепарации в гидроциклонах в данном случае являлось исследование процесса осветления нефти, то есть снижение в ней концентрации диспергированной воды, в качестве критерия эффективности было выбрано содержание воды в верхнем сливе аппарата ( jB ).
Основной характерной особенностью рассматриваемой системы, в отличие от описанных в п.4.2.1 водомасляных эмульсий, являет ся высокая абсолютная величина вязкости дисперсионной среды. Естественно, что это не может не сказаться на эффективности процесса сепарации, поскольку увеличение в этом случае силы сопротивления радиальному перемещению капель дисперсной фазы к стенкам гидроциклона, как следует из анализа зависимостей (3.9) и (3.12), приводит к повышению величины граничного диаметра капли (он ). При этом возможные условия, когда применение гидроциклонов даже с большим значением фактора разделения не рационально. Так, сопоставление результатов разделения нефтей с разной вязкостью дисперсионной среды, проведенное Россумом ЦЗ], показало, что эффективность сепарации при V s 30«ДО -6 м2/с для гидроциклона V = 0,126 м даже при высоких скоростях практически равняется нулю.
