页岩气压裂返排液的分析与双效MVR处理

王 远，孙兆鹏，李永胜，姜 杰，肖泽仪

（四川大学 化学工程学院，四川 成都 610065）

页岩气压裂返排液的分析与双效MVR处理

王 远，孙兆鹏，李永胜，姜 杰，肖泽仪

（四川大学 化学工程学院，四川 成都 610065）

对西南地区某页岩气田压裂返排液进行了分析，在此基础上采用双效机械蒸汽再压缩（MVR）系统对其进行处理，建立了完整的计算模型，并对影响系统的主要参数进行了探讨。压裂返排液分析结果表明：蒸发浓缩液黏度与相同浓度氯化钠溶液的黏度相近，可排除因有机物富集导致其在蒸发器内壁附着而影响传热系数及堵塞蒸发器的可能。模型计算结果表明：进料含盐率由2%增至6%时，压缩机比功耗与压缩机进气量的降幅均小于4.0%，两效蒸发器面积分别减小约4.3%和18.5%；传热温差由4 ℃升至8 ℃时，压缩机比功耗增加约51.0%，两效蒸发器面积均减小约49.6%；在系统安全运行的前提下，提高蒸发温度可降低系统能耗。

压裂返排液；页岩气；机械蒸汽再压缩；蒸发结晶；热力学模型

页岩气压裂返排液通常指页岩气开采过程中水力压裂施工完成后返排至地面的液体与产气液的统称［1］。压裂返排液具有总溶解固体（TDS）浓度高、COD高、成分复杂等特点［2］，直接排放会对当地环境产生严重影响。同时，返排液水质指标随地区差异可能存在较大变化，进一步增加了其处理难度。我国对页岩气的勘探开发尚处于探索阶段，对压裂返排液的处理研究也大多处于实验阶段［3］。

目前国内外处理压裂返排液的方法主要分为物理法、化学法、生物法及联合工艺法［4］。物理法主要去除油脂与悬浮物；化学法包括氧化法、电解法等，通常只对特定的污染物有效，且使用的化学药剂可能成为新的污染物；生物法是去除COD较为有效的方法，但存在处理周期长、对操作条件要求严格等弊端；联合工艺法由于具有较强的针对性，通用性不高。

机械蒸汽再压缩（MVR）技术是处理返排液的新技术之一，通过回收二次蒸汽的潜热来提高能源效率，可显著降低运行成本［5-7］。MVR技术还具有运行稳定、配套设施少、占用空间小等特点，可撬装运行［8］，美国已有公司在压裂返排液处理工程中实现了该技术的推广应用。而双效MVR系统相比单效系统可进一步降低能耗［9-10］。

本工作对西南地区某页岩气田压裂返排液进行了分析，在此基础上采用双效MVR系统对其进行处理，建立了完整的计算模型，并对影响系统的主要参数进行了探讨。

1 压裂返排液的分析

1.1 材料和仪器

压裂返排液1：西南地区某页岩气田某平台的返排液；压裂返排液2：四川长宁页岩气田201#平台产气液5-7号井的产气液，产气时间11个月；压裂返排液3：四川长宁页岩气田201#平台1-4号井的产气液，产气时间2个月。压裂返排液成分见表1。由TDS可估算出水样的含盐率在2%～6%之间。

RE-52AA型旋转蒸发器：上海亚荣生化仪器厂；NDJ-5S/8S型数显黏度计：邦西仪器科技（上海）有限公司；UB200i系列生物显微镜：重庆奥浦光电技术有限公司；5B-3（B）型COD多元速测仪：北京连华科技发展有限公司。

表1 压裂返排液成分 mg/L

1.2 旋转蒸发实验

蒸发浓缩过程中，有机物的富集沉积可能导致浓缩液黏度的迅速增大，干扰系统正常运行。为探究所取压裂返排液中油脂及其他有机添加剂对蒸发浓缩过程的影响，以经定性滤纸过滤后的压裂返排液1模拟实际工程中预处理（去除悬浮物和油脂）后的清液，对其进行旋转蒸发实验，并对相关参数进行测定。

采用旋转蒸发器在0.01 MPa和75 ℃水浴中进行蒸发浓缩，清液与浓缩液质量之比即为浓缩倍数。在取出浓缩液时，用浓缩液母液对旋蒸瓶进行多次清洗，以确保取出全部的沉淀物与结晶。于18℃下用黏度计测定水样黏度。

1.3 分析结果

不同浓缩倍数所得浓缩液的显微照片见图1。由图1可见，浓缩倍数为12时浓缩液中可明显观察到晶核，浓缩倍数为15时浓缩液中含有大量结晶。浓缩液与相同浓度氯化钠溶液的黏度对比见表2。由表2可见，浓缩液黏度与相同浓度氯化钠溶液的黏度相近，故可忽略有机物对浓缩液物性的影响，排除因有机物富集导致其在蒸发器内壁附着影响传热系数及堵塞蒸发器的可能。

图1 不同浓缩倍数所得浓缩液的显微照片

表2 浓缩液与相同浓度氯化钠溶液的黏度对比

由于可溶性固体主要成分为氯化钠，且氯化钠溶解度随温度变化不大，根据实验结果，模型中饱和浓缩液含盐率取24%，双效MVR系统中蒸发结晶后所得混合物的含盐率取30%（过饱和）。实验所得晶体的含盐率为62%，考虑到双效MVR系统的出料（晶浆）中除结晶固体外还有部分母液，故设定计算模型中系统出料含盐率为50%。

取浓缩倍数为12时产生的冷凝水用COD速测仪测定COD，两次测量结果分别为4.7 mg/L和11.5 mg/L，符合GB 18918—2002《城镇污水处理厂污染物排放标准》［11］的一级A标准，产生的冷凝水可直接排放。

2 双效MVR工艺流程

设计采用双效MVR蒸发结晶工艺处理预处理后的清液，最终得到晶浆和蒸馏水。双效MVR系统的工艺流程见图2。流程中，两效蒸发器均采用板式换热器。板式换热器具有换热系数高、末端温差小、换热面积可调整等特点［12］，其单位体积的换热面积约为管壳式换热器的两倍，适用于撬装装置等对空间要求严格的场合，且易于拆装维护，产生结垢时便于清洗。回流液等同于增加二效蒸发器进口料液的浓度与流量，除非特别需要，一般可取Mb=0［13］。为避免二效蒸发器浓缩倍数过高带来的负面影响，同时使两效蒸发器内液体流动状态相近，本系统中仍设置了回流液，回流液流量由计算求得。

图2 双效MVR系统的工艺流程

3 热力学计算模型

计算模型的基本思想是建立进料浓度、压缩机性能和蒸发-结晶换热器结构性能间的热力学关系。模型中，料液物性参数均以相同浓度的氯化钠溶液替代，氯化钠溶液物性参数参照相关文献与物性手册［14-17］。在计算中做出如下假设：1）系统处于稳定运行状态；2）忽略蒸发器、预热器与管路热损失；3）两效冷凝水均不含盐；4）蒸汽压缩过程为绝热压缩过程；5）忽略泵功率对系统的影响。

3.1 质量守恒

3.1.1 系统质量守恒与盐平衡

计算过程中，取两效蒸发量相等，即Mw1= Mw2=（1/2）Mw。

3.1.2 沉降罐质量守恒与盐平衡

式中：按1.3节的结果，二效结晶混合物含盐率Xc2=30%；晶浆含盐率Xe=50%；回流液含盐率Xb=24%。

系统中其他操作单元的质量守恒关系式可参照式（1）～（4），此处不再逐一列出。

3.2 能量守恒

3.2.1 预热器

料液进入预热器由冷凝水预热，冷凝水放出的热量应等于料液吸收的热量，能量关系可表示为：

计算中进料温度恒为20 ℃，预热后的料液温度均假设为料液沸点温度，当预热不能满足上述要求时，所需热量将由电加热器补充。

3.2.2 一效蒸发器

蒸发器中，料液定性浓度取出料浓缩液浓度，料液沸点温度为对应操作压力下水的沸点温度与料液沸点温升之和，产生的二次蒸汽温度与料液沸点温度相等，即Tv1=Tc1=Te1+BPE1。料液蒸发所需热量由二效二次蒸汽冷凝释放的潜热提供。蒸汽冷凝温度为对应压力下饱和水温度。蒸发过程的能量关系如下：

3.2.3 混合器

一效浓缩后的浓缩液全部排出并与回流液混合，此过程中，混合溶液的焓值应等于混合前两股料液的焓值之和。故有：

3.2.4 二效蒸发器

混合液进入二效蒸发器后继续蒸发浓缩至过饱和，并析出结晶，沉积于二效蒸发器底部的晶体将随部分二效浓缩液输送至沉降罐。参考一效蒸发器，二效蒸发器能量平衡如下：

3.2.5 沉降罐

经浓缩结晶后的混合物进入沉降罐沉降，在忽略热量损失时，回流液及出料温度等于二效浓缩液温度，即Tc2=Tb。其能量平衡方程为：

3.2.6 压缩机

根据能量平衡，压缩机输入功率理论值应为压缩后过热蒸汽焓值与一效蒸汽焓值之差，即：

压缩机比功耗则为：

式中，压缩机效率η取0.8。

压缩机进气量为：

3.3 蒸发器换热面积

蒸发器换热面积可由下式计算：

传热温差取决于蒸发侧与冷凝侧的操作压力。为简化计算，计算模型中假定两效传热温差相等，即ΔT1=ΔT2。

总传热系数U则由下式确定：

由于两相流流态复杂，虽有较多有关板式换热器沸腾与冷凝对流传热膜系数的计算，但都未获公认［12］。本工作中冷凝对流传热膜系数采用下式［18］计算：

蒸发传热膜系数则采用料液单相流动换热时的对流传热系数进行估算［19］：

4 计算结果与讨论

系统性能指标主要包括投资成本与运行成本两部分。其中，压缩机与蒸发器大小直接决定系统投资成本，压缩机比功耗则是系统运行成本的重要影响因素之一。利用上述计算模型，在系统进料流量为1 kg/s，出料含盐率为50%的操作条件下，计算进料含盐率Xf及传热温差ΔT对压缩机性能与蒸发器结构参数的影响。不同地区及相同地区不同时间的压裂返排液的含盐率均可能存在变化，参照1.1节的分析数据，取Xf变化范围为2%～6%，考察其对压缩机比功耗W、压缩机进气量V、一效换热面积A1和二效换热面积A2的影响。

当ΔT为5 ℃时，Xf对W、V、A1和A2的影响见图3。由图3可见：当Xf由2%增至6%时，W与V呈线性递减，降幅均小于4.0%；A1和A2均随Xf的上升而下降，其中A1减小约4.3%，A2降幅可达18.5%，Xf变化对A2的影响更加明显；相同Xf下，随Teva2的提高，各项参数均呈下降趋势，二效蒸发温度Teva2由90 ℃升至110 ℃时，W下降约1.4%，A1和A2降幅可达6.2%，V降幅可达51.6%，说明在系统安全运行的前提下，提高蒸发温度可降低系统能耗。

传热温差是系统运行的重要参数之一，直接决定蒸发器换热面积与压缩机功耗。当Xf为2%时，ΔT对W、V、A1和A2的影响见图4。

图3 Xf对W、V、A1和A2的影响

图4 ΔT对W、V、A1和A2的影响

由图4可见：ΔT由4 ℃升至8 ℃时，W上升约51.0%，对应A1和A2均减小约49.6%，说明选取适当传热温差可减小蒸发器换热面积而使设备更加紧凑；随ΔT增大，其对换热面积的影响逐渐减小；ΔT由4 ℃升至8 ℃时，V上升了13.8%～17.6%；Teva2由90 ℃升至110 ℃时，W的变化小于1.6%，A1和A2减小约6.2%，V下降约51.5%。

有关双效MVR的研究目前相对较少，且由于工艺流程与蒸发温度、蒸发量等操作条件不尽相同，很难进行严格比较。由计算结果可知，当Teva2为90 ℃、ΔT为5 ℃时W约为15 kW·h/t，数值高于Nafey等［9］以海水为料液进行计算所得约9.9 kW·h/t的W，远低于Liang等［10］在浓缩液热量未回收利用情况下所得58.6 kW·h/t的W。Zhou等［19］利用单效MVR处理2%（w）硫酸钠溶液的计算模型中，在Teva为90 ℃、ΔT为5 ℃时W约为15 kW·h/t；李清方等［13］利用单效MVR处理油田污水，当Teva为100 ℃、ΔT为5 ℃时W约为14 kW·h/t。在回收蒸馏水与浓缩液热量的前提下，本工作的模型计算结果及各参数变化规律均与所列文献相近。

5 结论

a）蒸发浓缩液黏度与相同浓度氯化钠溶液的黏度相近，可排除因有机物富集导致其在蒸发器内壁附着而影响传热系数及堵塞蒸发器的可能。表明采用双效MVR工艺对压裂返排液进行全蒸发浓缩结晶处理是可行的。

b）进料含盐率由2%增至6%时，压缩机比功耗与压缩机进气量的降幅均小于4.0%，两效蒸发器面积分别减小约4.3%和18.5%；传热温差由4 ℃升至8℃时，压缩机比功耗上升约51.0%，两效蒸发器面积均减小约49.6%；在系统安全运行的前提下，提高蒸发温度可降低系统能耗。

符 号 说 明

变量：

A 换热面积，m2

BPE 沸点温升，℃

Cp定压比热，kJ/（kg·K ）

D 当量直径，m

H 比焓，kJ/kg

h 对流传热膜系数，W/（m2·K）

k 板片导热系数，W/（m·K）

M 质量流量，kg/s

Nu 努塞尔数

P 压力，Pa

Pr 普朗特数

Q 热交换功率，kW

Reeq当量雷诺数

r 污垢热阻，m2·K/W

T 温度，℃

ΔT 传热温差，℃

U 总传热系数，W/（m2·K）

V 压缩机进气量，m3/s

v 蒸汽比体积，m3/kg

W 压缩机比功耗，kW·h/t

Wt压缩机输入功，kW

X 含盐率，%

δ 板片壁厚，m

η 压缩机效率

λ 料液导热系数，W/（m·K）

μ 黏度，mPa·s

下标：

1 一效 l 液相

2 二效 m 混合物

b 回流 o 排出

c 浓缩液 pr 预热

con 冷凝 s 过热

e 出料 v 蒸汽

eva 蒸发 w 水

f 进料

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（编辑 魏京华）

Analysis and double-effect MVR treatment of shale gas fracturing flow-back fluid

Wang Yuan，Sun Zhaopeng，Li Yongsheng，Jiang Jie，Xiao Zeyi

（School of Chemical Engineering，Sichuan University，Chengdu Sichuan 610065，China）

Based on analysis of fracturing fl ow back fl uid from a shale gas fi eld in southwest region，a double-effect mechanical vapor recompression （MVR） system was used to treat the flow-back fluid. A complete mathematical model was developed and the main parameters affecting the system were calculated. The analysis results show that the dynamic viscosity of the concentrated fl uid is closed to that of sodium chloride solution with same concentration，and the possibility that the concentrated fl uid may adhere to the inner wall of evaporator or even block the evaporator due to organics accumulation can be ruled out. The calculation results show that：As the salt content of the feed increases from 2% to 6%，the specifi c power consumption and the air input of compressor both decrease less than 4.0%，and the fi rst and the second effect evaporator heat transfer areas are reduced about 4.3% and 18.5% respectively；When the heat transfer temperature difference rises from 4 ℃ to 8 ℃，the specifi c power consumption increases about 51.0%，and both of the two effect heat transfer areas are reduced approximately 49.6%；On the premise of assuring the safe operation，a higher evaporation temperature is recommended in order to reduce power consumption.

fracturing flow-back fluid；shale gas；mechanical vapor recompression；evaporation crystallization；thermodynamic model

X741

A

1006-1878（2016）05-0511-07

10.3969/j.issn.1006-1878.2016.05.007

2016 - 03 - 04；

2016 - 06 - 27。

王远（1990—），男，河北省廊坊市人，硕士生，电话 13880722581，电邮 wangyuan_scu@163.com。联系人：肖泽仪，电话 028 - 85401057，电邮 mgch@scu.edu.cn。

国家科技支撑计划项目（2013BAC12B01）；四川大学德阳校市科技合作专项（HZYF201513）。