1 前言

为进一步提高矿场油气集输处理工艺流程中重力沉降式油水分离器和电脱水器的分离效率，降低设备的总体建造投资和运行成本，以原Aker Kvaerner Process Systems (KPS)公司紧凑型静电聚结器(compact electrostatic coalescer, CEC^TM)为典型代表的W/O型乳化液电场破乳预聚结技术自20世纪90年代末期以来得到了广泛关注。CEC^TM迄今不仅已经有多处工程应用案例，而且还引发了针对管式紧凑型静电预聚结技术的进一步研究^[1]。从紧凑型静电预聚结技术的工作机理来看，普遍涉及非均匀电场下W/O型乳化液的静电聚结破乳特性问题。伊朗学者Alinezhad K等利用自行设计的三层同心圆筒组合立式环形静电聚结破乳实验装置研究了非均匀电场下电压、含水率、温度等因素对电场破乳效率的影响，但受电源特性的限制，未能针对包括频率、占空比等在内的不同电场参数开展系统讨论，而且乳化液处于静止状态^[2]。中国石油大学(华东)何利民教授课题组结合小尺寸同心圆柱状静电聚结器，开展了非均匀电场下原油乳化液的静态破乳实验研究，结果发现在较低和较高频率范围各自存在最优电场频率^[3~7]。笔者所在课题组基于自主搭建的小型CEC动态实验装置，围绕电压、频率、脉宽比、电场停留时间等参数对W/O型乳化液静电聚结的影响规律开展了动态实验研究，但分散相水颗粒粒径采用基于MasterSizer 2000激光粒度仪的离线测量方法，测量结果准确性有待进一步提高，且最大实验频率未超过1600 Hz^[8]。中国石油大学(华东)金有海教授课题组基于圆筒型静态破乳器，利用大庆原油围绕破乳电压、脉冲频率、占空比以及乳化液初始含水率等因素开展了单因素和正交实验研究，通过量筒刻度读出析出水体积进而计算破乳率来评价破乳效果，该评价方法虽较为直观、便捷，但读取析出水体积仍然存在一定的人为主观因素^{[9, 10]}。

有鉴于此，本文基于自主设计的环形流道静电聚结动态实验装置，配套使用高频/高压脉冲交流电源和最新一代聚焦光束反射测量仪，系统研究不同电场强度、电场频率、占空比及乳化液流速等实验参数对W/O型乳化液在非均匀电场作用下静电聚结破乳特性的影响规律，以期为CEC^TM等管式静电聚结破乳装置的设计、研发及工程应用提供必要的理论参考。

2 实验装置与材料描述 2.1 实验装置

图 1所示为自主搭建的W/O型乳化液非均匀电场动态破乳聚结实验装置，主要由乳化液供料罐、乳化液回收罐、WT600S-65调速型软管蠕动泵、IKA公司T50型在线剪切机、环形流道紧凑型静电聚结器、聚焦光束反射测量仪(focused beam reflection measurement，FBRM)、电力供应及监测系统和取样口等组成。乳化液供料罐和乳化液回收罐的结构尺寸完全相同，容积约为5 L左右，并在供料罐中设置乳化液温度测量功能。电力供应及监测系统包括美国GW Instek Function Generator GFG-3015信号发生器、日本Trek Model 10/40A-HS电压放大器和美国GW Instek OscilloscopeGOS-620 20 MHz示波器等，信号发生器能够提供不同电压波形(正弦波/交流方波/三角形波)、不同电压幅值(0.01~10 V)、不同频率(10^-5~1.5×10⁷ Hz)、不同占空比的电信号，经过电压放大器以1000的倍率进行电压放大后，可提供10~10 kV电压、10^-5~1.5x10⁷ Hz频率、弦波、方波、三角波等不同波形以及5%~95%占空比的输出电压^[11]。同时，供电系统提供输出电压、电流的监测端口，能够实现对电压放大器输出电压、电流信号的实时监测。

环形流道紧凑型静电聚结器两端采用法兰结构，轴向总长度为65 mm，电场作用有效环形流道长度为45 mm。图 2所示为环形流道紧凑型静电聚结器的横截面示意图，由位于中心的空心柱状电极、电极绝缘层以及作为接地极的外圆管等组成，高压电极外圆柱面半径r₁、绝缘层外圆柱面半径r₂、接地极内圆柱面半径r₃的取值分别为8.5、10.0、15 mm，绝缘层的相对介电常数ε_i为2.45。以乳化液相对介电常数ε_e为11.10、输出电压U = 3 kV为例，可以借助相关解析公式计算得到环形流道横截面上电场强度沿径向的分布曲线如图 3所示^[12]。显然，随着在径向方向上与中心电极之间距离的逐渐增大，乳化液所承受的电场强度逐渐减弱，在径向方向上呈较明显的非均匀分布形态。

关于W/O型乳化液中分散相水颗粒粒径分布的测量工作，迄今为止大多采取取样后借助MasterSizer激光粒度仪或Turbiscan近红外稳定性分析仪进行离线测量的方法，较少采用实时在线测量，借助分散相粒径在线测量进行乳化液电场破乳的研究工作在国内更是处于空白^[13~15]。为此，本研究借助瑞士Mettler Toledo公司生产的最新一代聚焦光束反射测量仪(FBRMG600型)对乳化液中分散相水颗粒在不同电场参数下的粒径分布进行实时在线测量。图 4所示为FBRM G600型聚焦光束反射测量仪的探头结构及其测量工作原理示意图，红外线激光沿圆周方向以V_b = 2 m·s^-1的速度进行扫描，反射信号持续时间为Δt(t₂-t₁、t₄-t₃)，则得到颗粒粒径为S = V_b×Δt。通过统计不同粒径水颗粒在单位时间内出现的频次，可以准确获得各时刻分散相水颗粒的粒径分布曲线等数据信息^[16]。对于油包水型(W/O)乳化液而言，油相作为连续相而无法反射激光光束信号，因此聚焦光束反射测量仪所测得的粒径分布为W/O型乳化液体系中水颗粒的粒径分布。

2.2 W/O型乳化液体系

实验所需W/O型乳化液采用10#食品级白油和自来水在特定剪切条件下配制而成，白油由景山石油化工厂提供。为确保乳化液具有足够的稳定性，配制过程中采用了天津福晨化学试剂厂生产的Span 80(山梨糖醇酐油酸酯)乳化剂，其亲水-亲油平衡值(HLB)为4.3，按照5 g·L^-1剂量进行添加。

3 实验步骤与在线测试方法 3.1 电场动态破乳实验步骤

(1) 关闭乳化液供料罐的进、出口阀门，分别将特定体积的10#食品级白油、自来水和Span 80加入供料罐内，利用玻璃棒进行搅拌促使油水初步混合。每次在供料罐内配制4L的W/O型乳化液，将蠕动泵的流量设置为4 L·min^-1时，能够确保全部乳化液在1 min左右的时间里循环一遍，亦即对应着电场的单次持续施加作用时间为1 min左右。

(2) 由于实验过程中W/O型乳化液循环使用，因此必须在施加电场作用之前在该回路连续循环流动一定时间，从而让分散相水颗粒的粒径分布达到基本稳定。为此，在开启乳化液供料罐底部出口阀门的同时打开侧面上部入口阀门，启动蠕动泵及在线剪切机后持续搅拌，混合溶液在蠕动泵抽吸作用下，形成“乳化液供料罐出口→蠕动泵→剪切机→环形流道静电聚结器(不加电)→FBRM G600型聚焦光束反射测量仪→流量计→乳化液供料罐入口”的循环剪切流动。通过FBRM G600型聚焦光束反射测量仪的电脑操作界面，实时监测记录在此期间乳化液中分散相水颗粒的粒径分布变化情况。根据操作系统软件配套提供的Primary和Macro两种模式各自适用条件以及W/O型乳化液分散相颗粒特征，本实验选用Macro模式下的输出数据作为最终粒径分布统计结果，同时采用二次方加权的方法得到不同时刻的体积平均粒径(volume mean diameter，VMD)值。当VMD值基本上不再随着剪切循环时间的延长而波动(波动幅度不超过1 μm)，亦即“VMD-剪切循环时间变化曲线”基本呈水平状态时，停止搅拌，并认为W/O型乳化液体系达到了基本稳定状态。

(3) 当W/O型乳化液体系基本稳定而准备施加电场作用时，在指定时刻开启电源，并持续施加特定电压、频率及占空比参数下的高频/高压脉冲交流方波电场1 min左右，通过FBRM G600型聚焦光束反射测量仪的电脑操作界面，实时监测记录施加电场过程中乳化液分散相水颗粒粒径分布的动态变化，并以相同的方式得到不同时刻的VMD值以及相应的“VMD-剪切循环时间变化曲线”。根据实验过程中保持乳化液初始稳定状态的需要，乳化液的流动模式可以是“乳化液供料罐出口→蠕动泵→剪切机→环形流道静电聚结器(不加电)→FBRM G600型聚焦光束反射测量仪→流量计→乳化液供料罐入口”的循环剪切流动，也可以是“乳化液供料罐出口→蠕动泵→剪切机→环形流道静电聚结器→FBRM G600型聚焦光束反射测量仪→流量计→乳化液回收罐入口”的单向流动运行。

3.2 基于FBRM G600的分散相粒径在线测试评估

从业已公开发表的文献来看，国内外学者所采取的W/O型乳化液配制方式以及对基础特性的表征方法也多种多样。如果忽略基本组分物性参数和操作参数对所配制乳化液基础特性的影响，不仅使得实验结果缺乏说服力，同时使同类型实验结果之间的横向对比变得困难重重，这也是国内外不同单位围绕W/O型乳化液电场破乳实验研究结果再现性和重复性较差的原因之一。为此，首先需要基于“乳化液供料罐出口→蠕动泵→剪切机→环形流道静电聚结器(不加电)→FBRM G600型聚焦光束反射测量仪→流量计→乳化液供料罐入口”的循环剪切流动模式，验证乳化液配制及分散相粒径在线测试系统的稳定性和可靠性。

1) 剪切机转速的影响

剪切机转速的设置会影响初始稳定平衡状态时W/O型乳化液体系中分散相水颗粒的粒径分布情况，从而直接影响后续电场破乳聚结特性。图 5为蠕动泵流量4 L·min^-1、含水率20%、乳化剂添加量5 g·L^-1的工况下，在六档不同剪切转速(800、2000、4000、6000、8000、10000 r·min^-1)时乳化液中分散相水颗粒平均粒径随剪切时间的变化曲线。从图中可以看出：①在剪切初始阶段乳化液中分散相水颗粒的平均粒径迅速减小，经缓慢变化后基本保持恒定，最终水颗粒平均粒径都维持在51 μm左右；②不同剪切机转速下的重复实验结果基本一致，可见该乳化液配制方法和粒径在线测试评价手段具有较高的稳定性及可重复性。测试过程中发现，当剪切机转速为10000 r·min^-1(最大转速)时，水颗粒平均粒径出现多处剧烈波动，原因在于剪切转速过高会导致乳化液体系温度上升，同时剪切机振动加剧，进而对乳化液的稳定性造成负面影响，因此在实际配制过程中没有必要使用过高的剪切转速；而当剪切机转速大于6000 r·min^-1时，随着剪切循环时间的逐渐延长，乳化液体系的温度明显上升，而且经过较长时间后整个体系仍然难以达到热平衡。综合考虑上述情况，在本研究中始终将剪切机的转速设置为6000 r·min^-1，同时将整个实验装置的环境温度全部保持在28℃左右。

表 1为剪切机转速6000 r·min^-1、乳化剂添加量为5 g·L^-1、剪切循环15 min和不施加任何电场作用时，基于本实验装置配制所得6种含水率W/O型乳化液的相关物性参数，其中，Turbiscan稳定性指数(turbiscan stability index，TSI)采用法国Formulaction公司Turbiscan Lab型分散稳定性分析仪测量得出。从表中可见，尽管W/O型乳化液的含水率不同，但达到稳定状态的乳化液中分散相水颗粒的VMD值基本上都维持在51 μm左右，而且20%含水率时的TSI值较小，乳化液稳定性最强。因此，在本研究中仅结合含水率为20%的W/O型乳化液，来测试评价电场参数对破乳聚结特性的影响。

(2) 连续加电-断电对乳化液体系的影响

为进一步考察FBRM G600型聚焦光束反射测量仪对电场作用下W/O型乳化液中水颗粒粒径动态变化过程在线实时测量的灵敏度和可靠性，实验得到30 min内以相同电场参数连续“加电-断电”时体积平均粒径(VMD)值随实验操作持续时间的变化曲线如图 6所示，以及W/O型乳化液中粒径小于10 μm分散相水颗粒个数随时间的变化曲线如图 7所示。结合图 6和图 7可以看出，乳化液体系在剪切机剪切破碎和电场破乳聚结的综合作用下，①对于每个“加电-断电”周期而言，乳化液VMD值和小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目的变化形态都具有高度相似性，对于单个“加电-断电”周期而言，在加电前期乳化液VMD值迅速增大而小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目迅速减少，在加电中后期乳化液VMD值的增大速度变缓、小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目的减少速度也相应变缓；在断电前期乳化液的VMD值迅速减小而小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目迅速增加，在断电中后期乳化液的VMD值的减小速度变缓、小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目的增加速度也相应变缓。②当“加电-断电”周期连续重复不超过三次时，测试结果具有较高的准确性，具体表现在每个周期乳化液中VMD值以及小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数量变化曲线的极大值和极小值基本相等；当“加电-断电”周期连续重复超过三次后，由于乳化液供料罐的液体进出口管布局方式以及新返回破乳后混合液与罐内已有乳化液之间缺乏有效的混合搅拌作用，致使整个乳化液供料罐中混合液的物性特征(尤其是分散相水颗粒的粒径分布)难以保持较高的一致性，具体表现在乳化液VMD的极大值和极小值整体略微上升，而小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目的极大值和极小值整体略微下降。

上述现象表明，可以将“加电-断电”周期中加电时刻和断电时刻所对应的乳化液中VMD值和小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目作为参照依据，借助其变化来定量表征特定实验操作参数下的电场破乳聚结效果，进而分析非均匀电场下不同因素对电场破乳聚结效果的影响规律。但另一方面，为了保证数据的可靠性和稳定性，尽量消除一些非主观原因可能引起的实验误差，当基于特定W/O型乳化液“加电-断电”重复次数超过三次后，需要重新校准乳化液的稳定平衡状态。为此，需要在关闭电源、保持蠕动泵和剪切机继续运转的情况下，通过调整不同阀门的开启和关闭状态，将乳化液从供料罐中全部“倒入”回收罐，再将乳化液从回收罐中全部“倒入”供料罐中，如此多次循环。在此过程中仍然持续观察FBRM G600型聚焦光束反射测量仪的电脑操作界面，待“VMD-剪切循环时间变化曲线”基本呈水平状态后，直接读取VMD的数值，若与前一次稳定平衡状态时的VMD值相差不大(本文取误差≤5%)，则可以开始进行下一组施加不同电场参数的破乳实验。

4 结果与讨论 4.1 电场强度对水颗粒破乳聚结特性的影响

保持电场频率为2 kHz、占空比为50%、乳化液含水率为20%、温度为28℃、流速为0.16 m·s^-1不变，得到不同电场强度下分散相水颗粒的粒径分布曲线如图 8所示，各电场强度所对应体积平均粒径(VMD)增大倍数如图 9所示。结合图 8及图 9可以看出，未施加电场作用的初始时刻，粒径分布曲线整体相对偏左(意味着整体粒径偏小)；施加电场作用后，当电场强度在0.57~2.87 kV·cm^-1区间内逐渐增大时，水颗粒粒径分布曲线逐渐向右侧偏移(意味着整体粒径增大)，VMD增大倍数亦随着电场强度增大而呈显著上升趋势，在2.87 kV·cm^-1场强条件下水颗粒粒径分布区间整体位于曲线簇最右方，同时VMD增大倍数达到最大值3.81；当电场强度在2.87~5.73 kV·cm^-1区间内继续增大时，粒径分布曲线则整体向曲线簇左侧偏移，同时VMD增大倍数转而逐渐减小，电场强度达到5.73 kV·cm^-1时对应VMD增大倍数降低至最小值2.03。乳化液中分散相水颗粒粒径的动态变化结果表明，水颗粒在非均匀电场下发生了较为明显的破乳聚结作用，且在一定范围内，破乳聚结效率随电场强度增大而明显上升，但当有效电场强度超过发生电分散的临界电场强度时，乳化液体系内水颗粒粒径分布整体向小粒径区间偏移，分散相VMD增大倍数急剧减小，表明水颗粒的整体破乳聚结效率反而降低。值得注意的是，实验参数范围内，各电场强度下的粒径分布曲线始终位于初始时刻分布曲线右侧，VMD增大倍数均大于1，表明该非均匀电场在促进水颗粒破乳聚结方面始终具有积极效应，但破乳聚结效率因电场强度不同而存在显著差异，破乳聚结效果最优的电场强度应该在2.87 kV·cm^-1左右。

4.2 电场频率对水颗粒破乳聚结特性的影响

为筛选最佳电场频率值，同时对比50 Hz工频电场与高频(f ≥ 500 Hz)电场的破乳聚结效果，验证高频电场破乳脱水的优越性。保持电场强度为2.87 kV·cm^-1、占空比为50%、乳化液含水率为20%、温度为28℃、流速为0.16 m·s^-1不变，针对0.05、0.5、1、2、2.5、3、4、5 kHz共8种电场频率进行考察。图 10所示为不同电场频率下分散相水颗粒的粒径分布曲线，图 11所示为VMD增大倍数随电场频率的变化关系曲线。结合图 10、图 11不难看出，未施加电场作用时，水颗粒粒径分布曲线整体位于曲线簇左侧；当电场频率为50 Hz时，对应粒径分布曲线向右发生小幅度偏移，VMD增大倍数仅为1.39；当电场频率在0.5~2.0 kHz区间继续增大时，对应粒径分布曲线向右持续发生明显偏移，VMD增大倍数曲线呈显著上升趋势，从2.78增至3.78；当电场频率继续在3.0~5.0 kHz区间内增大时，水颗粒粒径分布曲线转而向曲线簇左侧偏移，对应各VMD增大倍数逐渐降低。实验结果表明，2.0 kHz对应粒度分布曲线整体位于较大粒径的区间范围，VMD增大倍数达到最大值3.78，表明就该特定乳化液体系而言，其最佳电场频率在2.0 kHz左右；同时，各高频电场所对应静电聚结效果均明显优于50 Hz工频电场，表明高频电场较工频电场在乳化液破乳聚结方面具有效率更高的优势。

一般而言，特定W/O型乳化液体系的分散相水颗粒的粒径分布及其油水界面状况共同决定了分散相水颗粒在电场作用下的共振频率范围，当电场频率低于水颗粒固有共振频率时，水颗粒在电场作用下的震荡幅度小于最大振幅。然而，过高的电场频率(大于共振频率)同样使得分散相水颗粒的静电聚结过程受到一定程度的抑制，主要原因是水颗粒震荡变形速度受其物理属性限制而存在最大值，当电场的正负极交变周期短于水颗粒所需的最小震荡周期时，水颗粒震荡过程无法与电场交变过程达到同步，即电场的极性会在水颗粒完成一个震荡周期之前发生改变，从而产生与震荡或拉伸方向(沿椭球形液滴长半轴)相反的静电作用力，静电场不仅无法继续提供液滴震荡变形的驱动力，反而抵消了液滴继续变形的惯性力，因此在该时段内将对液滴变形产生抑制作用，不利于界面膜薄化及其机械强度的降低，最终导致液滴之间发生界面融合、聚结的几率大幅减小^{[17, 18]}。

4.3 占空比对水颗粒静电聚结的影响

对于脉冲交流方波而言，占空比是指一个电压波形周期内有电压输出的时长与周期的比值，其取值大小对于电场作用下单液滴极化变形及多液滴形成水链等过程具有重要影响，同时也是影响破乳功率消耗的主要因素之一，因此有必要针对特定乳化液体系进行较优占空比参数的实验探究。在电场强度为2.87 kV·cm^-1、电场频率为2 kHz、乳化液含水率为20%、温度为28℃、流速为0.16 m·s^-1的实验条件下，分别针对20%、30%、40%、50%、60%、70%共6种占空比进行考察，得到不同占空比参数对应的分散相水颗粒粒径分布曲线簇以及VMD增大倍数随占空比的变化关系曲线分别如图 12、图 13所示。从图中可以看出，不同占空比下粒径分布区间及其分布曲线形态相差明显，当占空比在20%~50%不断增大时，水颗粒粒径分布曲线持续向右侧偏移，VMD增大倍数曲线呈上升趋势，并在占空比为50%时，粒径分布曲线位于曲线簇最右侧，此时VMD增大倍数达到最大值3.77；继续增大占空比，则粒径分布曲线向左侧偏移，VMD增大倍数减小。实验结果表明，该乳化液体系最佳的占空比参数值为50%，能够有效提高破乳聚结效率。当然，不同乳化液体系因分散相水颗粒油水界面环境及其分布特征存在显著差异，因此具有各自不同的最优电场占空比参数。

4.4 流速对水颗粒静电聚结的影响

就特定乳化液体系及电场参数而言，流速不仅是决定乳化液在电场中流动状态的关键因素，同时还影响着乳化液的电场停留时间。图 14所示为0.08、0.12、0.16、0.20、0.23 m·s^-1五种不同实验流速下分散相水颗粒的粒径分布曲线簇，图 15为不同实验流速下雷诺数、停留时间及VMD增大倍数随流速变化关系曲线。从图 14中不难看出，当乳化液流速在0.08~0.16 m·s^-1增加时，分散相水颗粒粒径分布曲线整体发生明显向右偏移；当继续增加流速时，粒径分布曲线则向左偏移。从图 15也可以对应看出，在实验流速参数变化范围内，VMD增大倍数曲线亦呈先上升后下降趋势，故当乳化液的流速为0.16 m·s^-1时，VMD增大倍数达到最大值，为3.80倍。一般而言，适度的弱湍流流场有利于促进乳化液中分散相水颗粒在电场作用下的碰撞、聚结机率，但过度湍流引起的流动剪切反而不利于破乳聚结。从图 15中雷诺数曲线可以看出，当乳化液流速为0.16 m·s^-1时，环形流道静电聚结器中乳化液的流动雷诺数Re = 64.50，理论上依然保持层流状态，继续增大流速显然不会造成过度湍流而引起分散相水颗粒的剪切破碎，但图 15所示电场中停留时间随流速变化曲线表明，0.16 m·s^-1流速下乳化液在电场中的停留时间仅为3.04 s，电场破乳聚结的效应难以充分体现。因此，当流速超过0.16 m·s^-1时，造成粒径分布范围整体向小颗粒区间偏移、VMD增大倍数逐渐减小的主要原因在于，乳化液在电场中停留时间过短进而导致水颗粒静电聚结效应发挥得不够充分。

需要说明的是，本动态实验装置达到弱湍流状态所需要乳化液流速相对较大(1~2 m·s^-1)，而环形流道静电聚结器轴向尺寸为65 mm，因此实验流速无法在满足弱湍流流动状态的同时，确保乳化液在电场中具有足够的停留时间。故在本实验中，暂不考虑乳化液流动状态对破乳聚结效率的影响作用，因此，流速的最终确定需满足乳化液在电场中最短的停留时间的要求即可^[19]。

5 结论

(1) 本文首次在国内采用FBRM G600型聚焦光束反射测量仪进行了W/O型乳化液动态配制以及电场动态破乳聚结过程中分散相水颗粒粒径分布的在线测试，结果表明该方法反应灵敏、测量精度高，能够实时展示乳化液中小于某特定粒径值分散相水颗粒数量以及分散相水颗粒平均粒径值的变化趋势，能够取代基于激光粒度仪或Turbiscan近红外稳定性分析仪等设备的离线测试方法。

(2) 电场强度、电场频率、占空比均是影响非均匀电场环境下W/O型乳化液中分散相水颗粒破乳聚结的重要电场参数，最优电场参数的筛选对于提高破乳聚结效率具有重要意义。对于本研究配制的含水率为20%的W/O型乳化液而言，在电场强度为2.87 kV·cm^-1、电场频率为2 kHz、占空比为50%时，分散相水颗粒体积平均粒径(VMD)较初始稳定状态的增长倍数达到最大值，为3.81倍；小粒径水颗粒(粒径小于10 μm)数目较初始状态达到最小值，减少了62%。总体而言，高频/高压脉冲交流电场的破乳聚结能力优于工频/高压交流电场。

(3) 乳化液在非均匀电场中的停留时间是影响破乳聚结充分程度的关键因素之一，流速作为乳化液破乳聚结过程的重要流场参数，不仅影响乳化液在电场作用环境下的流动状态，同时与乳化液在电场中停留时间呈反比关系，只有在满足所需最短停留时间的前提下，进一步考虑增加流速以促使流动状态向弱湍流趋近才能有效提升破乳聚结效率。

符号说明：