頁巖氣壓裂返排液的分析與雙效MVR處理

王 遠，孫兆鵬，李永勝，姜 杰，肖澤儀

（四川大學 化學工程學院，四川 成都 610065）

頁巖氣壓裂返排液的分析與雙效MVR處理

王 遠，孫兆鵬，李永勝，姜 杰，肖澤儀

（四川大學 化學工程學院，四川 成都 610065）

對西南地區(qū)某頁巖氣田壓裂返排液進行了分析，在此基礎上采用雙效機械蒸汽再壓縮（MVR）系統(tǒng)對其進行處理，建立了完整的計算模型，并對影響系統(tǒng)的主要參數(shù)進行了探討。壓裂返排液分析結果表明：蒸發(fā)濃縮液黏度與相同濃度氯化鈉溶液的黏度相近，可排除因有機物富集導致其在蒸發(fā)器內壁附著而影響傳熱系數(shù)及堵塞蒸發(fā)器的可能。模型計算結果表明：進料含鹽率由2%增至6%時，壓縮機比功耗與壓縮機進氣量的降幅均小于4.0%，兩效蒸發(fā)器面積分別減小約4.3%和18.5%；傳熱溫差由4 ℃升至8 ℃時，壓縮機比功耗增加約51.0%，兩效蒸發(fā)器面積均減小約49.6%；在系統(tǒng)安全運行的前提下，提高蒸發(fā)溫度可降低系統(tǒng)能耗。

壓裂返排液；頁巖氣；機械蒸汽再壓縮；蒸發(fā)結晶；熱力學模型

頁巖氣壓裂返排液通常指頁巖氣開采過程中水力壓裂施工完成后返排至地面的液體與產(chǎn)氣液的統(tǒng)稱［1］。壓裂返排液具有總溶解固體（TDS）濃度高、COD高、成分復雜等特點［2］，直接排放會對當?shù)丨h(huán)境產(chǎn)生嚴重影響。同時，返排液水質指標隨地區(qū)差異可能存在較大變化，進一步增加了其處理難度。我國對頁巖氣的勘探開發(fā)尚處于探索階段，對壓裂返排液的處理研究也大多處于實驗階段［3］。

目前國內外處理壓裂返排液的方法主要分為物理法、化學法、生物法及聯(lián)合工藝法［4］。物理法主要去除油脂與懸浮物；化學法包括氧化法、電解法等，通常只對特定的污染物有效，且使用的化學藥劑可能成為新的污染物；生物法是去除COD較為有效的方法，但存在處理周期長、對操作條件要求嚴格等弊端；聯(lián)合工藝法由于具有較強的針對性，通用性不高。

機械蒸汽再壓縮（MVR）技術是處理返排液的新技術之一，通過回收二次蒸汽的潛熱來提高能源效率，可顯著降低運行成本［5-7］。MVR技術還具有運行穩(wěn)定、配套設施少、占用空間小等特點，可撬裝運行［8］，美國已有公司在壓裂返排液處理工程中實現(xiàn)了該技術的推廣應用。而雙效MVR系統(tǒng)相比單效系統(tǒng)可進一步降低能耗［9-10］。

本工作對西南地區(qū)某頁巖氣田壓裂返排液進行了分析，在此基礎上采用雙效MVR系統(tǒng)對其進行處理，建立了完整的計算模型，并對影響系統(tǒng)的主要參數(shù)進行了探討。

1 壓裂返排液的分析

1.1 材料和儀器

壓裂返排液1：西南地區(qū)某頁巖氣田某平臺的返排液；壓裂返排液2：四川長寧頁巖氣田201#平臺產(chǎn)氣液5-7號井的產(chǎn)氣液，產(chǎn)氣時間11個月；壓裂返排液3：四川長寧頁巖氣田201#平臺1-4號井的產(chǎn)氣液，產(chǎn)氣時間2個月。壓裂返排液成分見表1。由TDS可估算出水樣的含鹽率在2%～6%之間。

RE-52AA型旋轉蒸發(fā)器：上海亞榮生化儀器廠；NDJ-5S/8S型數(shù)顯黏度計：邦西儀器科技（上海）有限公司；UB200i系列生物顯微鏡：重慶奧浦光電技術有限公司；5B-3（B）型COD多元速測儀：北京連華科技發(fā)展有限公司。

表1 壓裂返排液成分 mg/L

1.2 旋轉蒸發(fā)實驗

蒸發(fā)濃縮過程中，有機物的富集沉積可能導致濃縮液黏度的迅速增大，干擾系統(tǒng)正常運行。為探究所取壓裂返排液中油脂及其他有機添加劑對蒸發(fā)濃縮過程的影響，以經(jīng)定性濾紙過濾后的壓裂返排液1模擬實際工程中預處理（去除懸浮物和油脂）后的清液，對其進行旋轉蒸發(fā)實驗，并對相關參數(shù)進行測定。

采用旋轉蒸發(fā)器在0.01 MPa和75 ℃水浴中進行蒸發(fā)濃縮，清液與濃縮液質量之比即為濃縮倍數(shù)。在取出濃縮液時，用濃縮液母液對旋蒸瓶進行多次清洗，以確保取出全部的沉淀物與結晶。于18℃下用黏度計測定水樣黏度。

1.3 分析結果

不同濃縮倍數(shù)所得濃縮液的顯微照片見圖1。由圖1可見，濃縮倍數(shù)為12時濃縮液中可明顯觀察到晶核，濃縮倍數(shù)為15時濃縮液中含有大量結晶。濃縮液與相同濃度氯化鈉溶液的黏度對比見表2。由表2可見，濃縮液黏度與相同濃度氯化鈉溶液的黏度相近，故可忽略有機物對濃縮液物性的影響，排除因有機物富集導致其在蒸發(fā)器內壁附著影響傳熱系數(shù)及堵塞蒸發(fā)器的可能。

圖1 不同濃縮倍數(shù)所得濃縮液的顯微照片

表2 濃縮液與相同濃度氯化鈉溶液的黏度對比

由于可溶性固體主要成分為氯化鈉，且氯化鈉溶解度隨溫度變化不大，根據(jù)實驗結果，模型中飽和濃縮液含鹽率取24%，雙效MVR系統(tǒng)中蒸發(fā)結晶后所得混合物的含鹽率取30%（過飽和）。實驗所得晶體的含鹽率為62%，考慮到雙效MVR系統(tǒng)的出料（晶漿）中除結晶固體外還有部分母液，故設定計算模型中系統(tǒng)出料含鹽率為50%。

取濃縮倍數(shù)為12時產(chǎn)生的冷凝水用COD速測儀測定COD，兩次測量結果分別為4.7 mg/L和11.5 mg/L，符合GB 18918—2002《城鎮(zhèn)污水處理廠污染物排放標準》［11］的一級A標準，產(chǎn)生的冷凝水可直接排放。

2 雙效MVR工藝流程

設計采用雙效MVR蒸發(fā)結晶工藝處理預處理后的清液，最終得到晶漿和蒸餾水。雙效MVR系統(tǒng)的工藝流程見圖2。流程中，兩效蒸發(fā)器均采用板式換熱器。板式換熱器具有換熱系數(shù)高、末端溫差小、換熱面積可調整等特點［12］，其單位體積的換熱面積約為管殼式換熱器的兩倍，適用于撬裝裝置等對空間要求嚴格的場合，且易于拆裝維護，產(chǎn)生結垢時便于清洗?；亓饕旱韧谠黾佣д舭l(fā)器進口料液的濃度與流量，除非特別需要，一般可取Mb=0［13］。為避免二效蒸發(fā)器濃縮倍數(shù)過高帶來的負面影響，同時使兩效蒸發(fā)器內液體流動狀態(tài)相近，本系統(tǒng)中仍設置了回流液，回流液流量由計算求得。

圖2 雙效MVR系統(tǒng)的工藝流程

3 熱力學計算模型

計算模型的基本思想是建立進料濃度、壓縮機性能和蒸發(fā)-結晶換熱器結構性能間的熱力學關系。模型中，料液物性參數(shù)均以相同濃度的氯化鈉溶液替代，氯化鈉溶液物性參數(shù)參照相關文獻與物性手冊［14-17］。在計算中做出如下假設：1）系統(tǒng)處于穩(wěn)定運行狀態(tài)；2）忽略蒸發(fā)器、預熱器與管路熱損失；3）兩效冷凝水均不含鹽；4）蒸汽壓縮過程為絕熱壓縮過程；5）忽略泵功率對系統(tǒng)的影響。

3.1 質量守恒

3.1.1 系統(tǒng)質量守恒與鹽平衡

計算過程中，取兩效蒸發(fā)量相等，即Mw1= Mw2=（1/2）Mw。

3.1.2 沉降罐質量守恒與鹽平衡

式中：按1.3節(jié)的結果，二效結晶混合物含鹽率Xc2=30%；晶漿含鹽率Xe=50%；回流液含鹽率Xb=24%。

系統(tǒng)中其他操作單元的質量守恒關系式可參照式（1）～（4），此處不再逐一列出。

3.2 能量守恒

3.2.1 預熱器

料液進入預熱器由冷凝水預熱，冷凝水放出的熱量應等于料液吸收的熱量，能量關系可表示為：

計算中進料溫度恒為20 ℃，預熱后的料液溫度均假設為料液沸點溫度，當預熱不能滿足上述要求時，所需熱量將由電加熱器補充。

3.2.2 一效蒸發(fā)器

蒸發(fā)器中，料液定性濃度取出料濃縮液濃度，料液沸點溫度為對應操作壓力下水的沸點溫度與料液沸點溫升之和，產(chǎn)生的二次蒸汽溫度與料液沸點溫度相等，即Tv1=Tc1=Te1+BPE1。料液蒸發(fā)所需熱量由二效二次蒸汽冷凝釋放的潛熱提供。蒸汽冷凝溫度為對應壓力下飽和水溫度。蒸發(fā)過程的能量關系如下：

3.2.3 混合器

一效濃縮后的濃縮液全部排出并與回流液混合，此過程中，混合溶液的焓值應等于混合前兩股料液的焓值之和。故有：

3.2.4 二效蒸發(fā)器

混合液進入二效蒸發(fā)器后繼續(xù)蒸發(fā)濃縮至過飽和，并析出結晶，沉積于二效蒸發(fā)器底部的晶體將隨部分二效濃縮液輸送至沉降罐。參考一效蒸發(fā)器，二效蒸發(fā)器能量平衡如下：

3.2.5 沉降罐

經(jīng)濃縮結晶后的混合物進入沉降罐沉降，在忽略熱量損失時，回流液及出料溫度等于二效濃縮液溫度，即Tc2=Tb。其能量平衡方程為：

3.2.6 壓縮機

根據(jù)能量平衡，壓縮機輸入功率理論值應為壓縮后過熱蒸汽焓值與一效蒸汽焓值之差，即：

壓縮機比功耗則為：

式中，壓縮機效率η取0.8。

壓縮機進氣量為：

3.3 蒸發(fā)器換熱面積

蒸發(fā)器換熱面積可由下式計算：

傳熱溫差取決于蒸發(fā)側與冷凝側的操作壓力。為簡化計算，計算模型中假定兩效傳熱溫差相等，即ΔT1=ΔT2。

總傳熱系數(shù)U則由下式確定：

由于兩相流流態(tài)復雜，雖有較多有關板式換熱器沸騰與冷凝對流傳熱膜系數(shù)的計算，但都未獲公認［12］。本工作中冷凝對流傳熱膜系數(shù)采用下式［18］計算：

蒸發(fā)傳熱膜系數(shù)則采用料液單相流動換熱時的對流傳熱系數(shù)進行估算［19］：

4 計算結果與討論

系統(tǒng)性能指標主要包括投資成本與運行成本兩部分。其中，壓縮機與蒸發(fā)器大小直接決定系統(tǒng)投資成本，壓縮機比功耗則是系統(tǒng)運行成本的重要影響因素之一。利用上述計算模型，在系統(tǒng)進料流量為1 kg/s，出料含鹽率為50%的操作條件下，計算進料含鹽率Xf及傳熱溫差ΔT對壓縮機性能與蒸發(fā)器結構參數(shù)的影響。不同地區(qū)及相同地區(qū)不同時間的壓裂返排液的含鹽率均可能存在變化，參照1.1節(jié)的分析數(shù)據(jù)，取Xf變化范圍為2%～6%，考察其對壓縮機比功耗W、壓縮機進氣量V、一效換熱面積A1和二效換熱面積A2的影響。

當ΔT為5 ℃時，Xf對W、V、A1和A2的影響見圖3。由圖3可見：當Xf由2%增至6%時，W與V呈線性遞減，降幅均小于4.0%；A1和A2均隨Xf的上升而下降，其中A1減小約4.3%，A2降幅可達18.5%，Xf變化對A2的影響更加明顯；相同Xf下，隨Teva2的提高，各項參數(shù)均呈下降趨勢，二效蒸發(fā)溫度Teva2由90 ℃升至110 ℃時，W下降約1.4%，A1和A2降幅可達6.2%，V降幅可達51.6%，說明在系統(tǒng)安全運行的前提下，提高蒸發(fā)溫度可降低系統(tǒng)能耗。

傳熱溫差是系統(tǒng)運行的重要參數(shù)之一，直接決定蒸發(fā)器換熱面積與壓縮機功耗。當Xf為2%時，ΔT對W、V、A1和A2的影響見圖4。

圖3 Xf對W、V、A1和A2的影響

圖4 ΔT對W、V、A1和A2的影響

由圖4可見：ΔT由4 ℃升至8 ℃時，W上升約51.0%，對應A1和A2均減小約49.6%，說明選取適當傳熱溫差可減小蒸發(fā)器換熱面積而使設備更加緊湊；隨ΔT增大，其對換熱面積的影響逐漸減??；ΔT由4 ℃升至8 ℃時，V上升了13.8%～17.6%；Teva2由90 ℃升至110 ℃時，W的變化小于1.6%，A1和A2減小約6.2%，V下降約51.5%。

有關雙效MVR的研究目前相對較少，且由于工藝流程與蒸發(fā)溫度、蒸發(fā)量等操作條件不盡相同，很難進行嚴格比較。由計算結果可知，當Teva2為90 ℃、ΔT為5 ℃時W約為15 kW·h/t，數(shù)值高于Nafey等［9］以海水為料液進行計算所得約9.9 kW·h/t的W，遠低于Liang等［10］在濃縮液熱量未回收利用情況下所得58.6 kW·h/t的W。Zhou等［19］利用單效MVR處理2%（w）硫酸鈉溶液的計算模型中，在Teva為90 ℃、ΔT為5 ℃時W約為15 kW·h/t；李清方等［13］利用單效MVR處理油田污水，當Teva為100 ℃、ΔT為5 ℃時W約為14 kW·h/t。在回收蒸餾水與濃縮液熱量的前提下，本工作的模型計算結果及各參數(shù)變化規(guī)律均與所列文獻相近。

5 結論

a）蒸發(fā)濃縮液黏度與相同濃度氯化鈉溶液的黏度相近，可排除因有機物富集導致其在蒸發(fā)器內壁附著而影響傳熱系數(shù)及堵塞蒸發(fā)器的可能。表明采用雙效MVR工藝對壓裂返排液進行全蒸發(fā)濃縮結晶處理是可行的。

b）進料含鹽率由2%增至6%時，壓縮機比功耗與壓縮機進氣量的降幅均小于4.0%，兩效蒸發(fā)器面積分別減小約4.3%和18.5%；傳熱溫差由4 ℃升至8℃時，壓縮機比功耗上升約51.0%，兩效蒸發(fā)器面積均減小約49.6%；在系統(tǒng)安全運行的前提下，提高蒸發(fā)溫度可降低系統(tǒng)能耗。

符 號 說 明

變量：

A 換熱面積，m2

BPE 沸點溫升，℃

Cp定壓比熱，kJ/（kg·K ）

D 當量直徑，m

H 比焓，kJ/kg

h 對流傳熱膜系數(shù)，W/（m2·K）

k 板片導熱系數(shù)，W/（m·K）

M 質量流量，kg/s

Nu 努塞爾數(shù)

P 壓力，Pa

Pr 普朗特數(shù)

Q 熱交換功率，kW

Reeq當量雷諾數(shù)

r 污垢熱阻，m2·K/W

T 溫度，℃

ΔT 傳熱溫差，℃

U 總傳熱系數(shù)，W/（m2·K）

V 壓縮機進氣量，m3/s

v 蒸汽比體積，m3/kg

W 壓縮機比功耗，kW·h/t

Wt壓縮機輸入功，kW

X 含鹽率，%

δ 板片壁厚，m

η 壓縮機效率

λ 料液導熱系數(shù)，W/（m·K）

μ 黏度，mPa·s

下標：

1 一效 l 液相

2 二效 m 混合物

b 回流 o 排出

c 濃縮液 pr 預熱

con 冷凝 s 過熱

e 出料 v 蒸汽

eva 蒸發(fā) w 水

f 進料

［1］ 劉文士，廖仕孟，向啟貴，等. 美國頁巖氣壓裂返排液處理技術現(xiàn)狀及啟示［J］. 天然氣工業(yè)，2013，33 （12）：158 - 162.

［2］ 吳青蕓，鄭猛，胡云霞. 頁巖氣開采的水污染問題及其綜合治理技術［J］. 科技導報，2014，32（13）：74 - 83.

［3］ 楊德敏，夏宏，袁建梅，等. 頁巖氣壓裂返排廢水處理方法探討［J］. 環(huán)境工程，2013，31（6）：31 - 36.

［4］ 葉春松，郭京驍，周為，等. 頁巖氣壓裂返排液處理技術的研究進展［J］. 化工環(huán)保，2015，35（1）：21 -26.

［5］ 高麗麗，張琳，杜明照. MVR蒸發(fā)與多效蒸發(fā)技術的能效對比分析研究［J］. 現(xiàn)代化工，2012，32（10）：84 - 86.

［6］ 梁林，韓東. 蒸汽機械再壓縮蒸發(fā)器的實驗［J］. 化工進展，2009，28（增刊）：358 - 360.

［7］ Mabrouk A A，Nafey A S，F(xiàn)ath H E S. Thermoeconomic analysis of some existing desalination processes ［J］. Desalination，2007，205（1/2/3）：354 - 373.

［8］ Shen Jiubing，Xing Ziwen，Wang Xiaolin，et al. Analysis of a single-effect mechanical vapor compression desalination system using water injected twin screw compressors ［J］. Desalination，2014，333（1）：146 - 153.

［9］ Nafey A S，F(xiàn)ath H E S，Mabrouk A A. Thermoeconomic design of a multi-effect evaporation mechanical vapor compression （MEE-MVC） desalination process ［J］. Desalination，2008，230（1/2/3）：1 - 15.

［10］ Liang Lin，Han Dong，Ma Ran，et al. Treatment of high-concentration wastewater using double-effect mechanical vapor recompression［J］. Desalination，2013，314：139 - 146.

［11］ 國家環(huán)境保護總局科技標準司. GB 18918—2002 城鎮(zhèn)污水處理廠污染物排放標準［S］. 北京：中國環(huán)境科學出版社：2003.

［12］ 錢頌文. 換熱器設計手冊［M］. 北京：化學工業(yè)出版社，2002：341 - 440.

［13］ 李清方，劉中良，龐會中，等. 基于機械蒸汽壓縮蒸發(fā)的油田污水脫鹽系統(tǒng)及分析［J］. 化工學報，2011，62（7）：1963 - 1969.

［14］ Kestin J，Ezzat Khalifa E，Correia R J. Tables of the dynamic and kinematic viscosity of aqueous NaCl solutions in the temperature range 20-150 ℃ and the pressure range 0.1-35 MPa［J］. J Phys Chem Ref Data，1981，10（1）：71 - 88.

［15］ Pitzer K S，Christopher Peiper J，Busey R H. Thermodynamic properties of aqueous sodium chloride solutions［J］. J Phys Chem Ref Data，1984，13 （1）：1 - 102.

［16］ Ramires M L V，Nieto de Castro C A，F(xiàn)areleira J M N A，et al. Thermal conductivity of aqueous sodium chloride solutions［J］. J Chem Eng Data，1994，39 （1）：186 - 190.

［17］ 劉光啟，馬連湘，項曙光. 化學化工物性數(shù)據(jù)手冊：無機卷［M］. 2版. 北京：化學工業(yè)出版社，2013：575 - 659.

［18］ Ge Zhihua，Yang Chunjie，Liu Yun，et al. Analysis of plate multi-effect distillation system coupled with thermal power generating unit［J］. Appl Thermal Eng，2014，67（1/2）：35 - 42.

［19］ Zhou Yasu，Shi Chengjun，Dong Chengjun. Analysis of a mechanical vapor recompression wastewater distillation system［J］. Desalination，2014，353：91 - 97.

（編輯 魏京華）

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。

王遠（1990—），男，河北省廊坊市人，碩士生，電話 13880722581，電郵 wangyuan_scu@163.com。聯(lián)系人：肖澤儀，電話 028 - 85401057，電郵 mgch@scu.edu.cn。

國家科技支撐計劃項目（2013BAC12B01）；四川大學德陽校市科技合作專項（HZYF201513）。