提高含硫氣田水汽提效率技術及其應用

劉鵬剛， 梁中紅， 蘇正遠， 龔小平， 曾 力， 藍 輝

(中國石化西南油氣分公司采氣二廠， 閬中 637400)

元壩氣田屬于高含硫生物礁氣藏，氣田采出水具有硫化物含量高、雜質及懸浮物成分復雜等特征[1-2]，水中硫化物含量高達3 000 mg/L，而注水水質要求硫化物含量低于6 mg/L，氣田水處理難度極大[3-5]。元壩氣田污水系統為：含硫氣田水從地層通過井筒到達地面，由集輸管網輸送至污水站進行集中處理[6-7]，目前采用三級除硫技術，包括一級汽提除硫[8]、二級氧化除硫[9-10]、三級絮凝沉降除硫[11-12]，處理后的氣田水進行地層回注或低溫蒸餾。一級汽提除硫是整個污水處理系統的關鍵，汽提效率越低，二級藥劑(H2O2)加注量越大，三級污泥產生越多，生產成本越高[13]。目前元壩高含硫氣田產水量450～500 m3/d，汽提進水硫化物含量平均為1 960 mg/L，汽提后出水硫化物含量平均984 mg/L，汽提效率15.34%～62.7%，平均為47.4%。汽提效率低，汽提后出水硫化物含量高，導致污水深度處理時藥劑用量增加，處理費用高，同時影響污水處理能力和氣田水正?；刈?，嚴重制約氣田最高生產能力。因此，結合氣田生產實際，對影響含硫氣田水汽提效率的原因展開深入研究，并采取針對性的措施加以優化，對降低水處理成本、減少環保風險、最大化釋放氣田產能及提高開發效益具有重要作用，也為同類海相高含硫氣田的現場應用提供一定的參考。

1 高含硫氣田水汽提工藝原理

元壩氣田含硫氣田水采用汽提塔脫出水中H2S，汽提塔為填料塔，塔頂安裝捕霧器，設置液體分布器，填料為陶瓷鮑爾環。汽提塔工作原理為[14]：高含硫氣田水從汽提塔頂部進入，氮氣從汽提塔底部進入，氣田水與氮氣在塔內逆流接觸(圖1)。由于H2S 在水中溶解度不大，氮氣流可降低含硫氣田水上部空間中H2S的分壓，H2S在水中溶解度下降(亨利定律)，從水中解析出，同時在逆流接觸過程中氮氣的激烈攪動作用也加速分離進程。分離出的H2S被氮氣汽提，混合廢氣從塔頂去克勞斯爐進行回收處理，脫硫后的氣田水則從塔底流出，進入污水處理系統。

圖1 汽提脫硫工藝流程Fig.1 Flow chart of stripping desulfurization process

2 汽提效率影響因素分析

通過對汽提塔汽提過程分析、工藝參數研究、現場和室內汽提模擬實驗，以此明確元壩氣田汽提塔汽提效率的主要影響因素。

2.1 氣液比對汽提效率的影響

為研究氣液比對汽提效果影響，在汽提塔塔壓0.40 MPa、進液量10 m3/h條件下開展不同氣液比下的氮氣汽提，測試數據見表1。結果表明，隨著氣液比從4增加到20，汽提效率從43.38%提高到61.90%，表明氣液比對汽提效率影響大。這主要是由于氣液比增加，氮氣在汽提塔內流速加快，使得氣田水上部氣相中H2S的分壓降低，H2S在水中溶解度下降。同時，進入汽提塔內的氮氣量增大，氮氣與氣田水逆流接觸過程中攪動作用越劇烈，被氮氣帶出的硫化物增多，汽提后氣田水硫化物含量減少，汽提效率提高。

表1 汽提效率與氣液比關系

2.2 進液量對汽提效率的影響

在塔壓0.40 MPa、氣液比為8時開展不同進液量下的氮氣汽提。由圖2可以看出，隨著進液量從4 m3/h上升到14 m3/h，汽提效率呈下降趨勢，尤其當進液量大于10 m3/h，汽提效率明顯降低，表明進液量過高對汽提效果影響較大。這是因為進液量越大，流速越快，含硫氣田水在汽提塔內與氮氣的逆流接觸時間越短，被氮氣帶出的硫化物越少，汽提后氣田水中硫化物含量越高，汽提效率降低。

圖2 汽提效率與進液量的關系Fig.2 The relationship between stripping efficiency and water inflow

2.3 塔壓對汽提效率的影響

汽提塔塔壓按運行要求需要控制在0.3～0.5 MPa，因此在此范圍內開展塔壓影響分析。采用氮氣進行連續汽提，測試結果見圖3。在氣液比為8、進液量10 m3/h條件下，汽提效率與塔壓不成線性關系，并且隨著塔壓的增大，汽提效率變化不明顯，表明塔壓不是主要影響因素。這是由于汽提塔運行壓力低，硫化氫在水中的溶解度不大，當氣液比和進液量一定時，塔壓的微小改變無法帶來氮氣與氣田水接觸過程中攪動程度的劇烈變化。

圖3 汽提效率與塔壓的關系Fig.3 Relationship between stripping efficiency and stripper pressure

2.4 進液pH對汽提效率的影響

根據中外學者研究結果(圖4)，氣田水pH<5.5時，硫化物主要以H2S形式存在[15]。元壩氣田含硫氣田水pH一般為6.5～7.5，呈弱酸性至弱堿性，H2S物質的量百分數為20%～90%，水中溶解大量硫化物，汽提時無法充分將水中的硫化物以H2S分子的形式汽提出來。

圖4 水中H2S含量與pH的關系Fig.4 The relationship between hydrogen sulfide content in water and pH

采用簡易的汽提模擬實驗：用兩個量筒分別取200 mL氣田水，一個量筒通過加酸調節氣田水pH至4～5，兩個水樣底部分別曝氣5 min(氣源為氮氣)，測定曝氣前后水中硫化物含量，實驗數據見表2。測定結果顯示，酸性條件下氣田水經曝氣后硫化物含量明顯降低，降低氣田水pH，可有效提高汽提效率。這是由于酸性條件下氣田水中硫化物主要以H2S分子的形式存在，在曝氣過程中氮氣的攪動易把H2S帶出，使得曝氣后氣田水中硫化物含量明顯下降，汽提效率提高。

表2 模擬汽提實驗結果

2.5 填料比表面積對汽提效率的影響

元壩氣田汽提塔填料為陶瓷鮑爾環(圖5)，主要作用是將氣田水分離成小水滴，增大氣水表面接觸面積，達到充分汽提的效果。鮑爾環尺寸越小，比表面積越大，氣水逆流接觸面積越大，汽提后氣田水硫化物含量越低，汽提效率越高。若鮑爾環填料比表面積太小，將不能起到增大氣水表面接觸面積的效果，因此填料比表面積大小對汽提效果影響較大。

圖5 污水汽提塔內部鮑爾環堆積Fig.5 Bauer ring accumulation in sewage stripper

2.6 進液硫化物含量對汽提效率的影響

為研究汽提進液硫化物含量對汽提效率的影響，在進液量為10 m3/h、塔壓0.35～0.4 MPa、氣液比12下開展汽提實驗，將連續15 d測試結果繪制汽提效率與汽提進液硫化物含量關系圖。由圖6可知，汽提進水硫化物含量集中在1 600～2 100 mg/L，汽提效率與進液硫化物含量關系的擬合直線斜率為0.006 9，斜率較小，汽提效率變化趨勢不大，表明汽提過程中進液硫化物含量對汽提效率影響相對較小。

圖6 汽提效率與進液硫化物含量關系Fig.6 Relationship between stripping efficiency and sulfide content in influent

3 汽提效率主控因素優化

采用單因素法進行汽提塔汽提效率影響因素分析，確定出主控因素為氣液比、進液量、進液pH和填料比表面積。

3.1 氣液比優化

分別在進液量8、10 m3/h條件下進行汽提測試，改變汽提塔氣液比值，計算汽提效率，得到最優氣液比，實驗數據見圖7。結果表明：不同進液量條件下汽提效率隨氣液比的變化趨勢具有一致性。此外，當進液量一定時，隨著汽提過程中氣液比由4增大到20，汽提效果變好，汽提效率明顯增加。當氣液比為12時，汽提效率隨氣液比增長的趨勢逐漸平緩，氣液比超過16后，汽提效率很難提高。因此，推薦最優氣液比為12～16。

圖7 汽提效率隨氣液比變化曲線Fig.7 Variation curve of stripping efficiency with gas-liquid ratio

3.2 進液量優化

在最優氣液比(12和16)基礎上對進液量進行優化，汽提效率測試曲線見圖8。結果表明：在氣液比不變的情況下，進液量小于10 m3/h時，隨著進液量增加，汽提效率呈波動狀態；當進液量超過10 m3/h 后，隨進液量進一步增加，汽提效率快速下降，汽提效果變差。根據元壩氣田目前的產水量450 m3/d、采用雙汽提塔進行汽提，推薦單塔汽提進液量為8～10 m3/h。

圖8 汽提效率隨進液量變化曲線Fig.8 Variation curve of stripping efficiency versus water inflow

3.3 進液pH優化

針對汽提塔進液pH高、汽提效率低，對集氣總站污水管道進行優化改造，在原汽提流程上新增加酸裝置，通過加注酸液調節汽提塔進液pH，優化后的工藝流程如圖9所示。加藥點位于污水緩沖罐進水管道混合器前端，連續投加。酸劑采用10% HCl溶液，加注量根據進液pH進行調節。

在進液量為10 m3/h、氣液比為12條件下，采用鹽酸調節氣田水pH進行汽提，汽提效率與進液pH關系如圖10所示。結果表明，pH從6.0下降到2.5時，汽提效率從58%上升到83%，進液pH越低，汽提效率相對越高。當進液pH<5.0時，隨著進液pH進一步降低，汽提效率僅有小幅上升。同時進液pH<3.0時，對汽提塔有很大的腐蝕風險。綜合考慮鹽酸藥劑成本和設備腐蝕，推薦進液pH控制在3.0～5.0。

圖9 加酸工藝流程圖Fig.9 Process flow chart of acid addition

圖10 汽提效率與進液pH關系Fig.10 Relation ship between stripping efficiency and inlet pH

3.4 增大填料比表面積

圖11 汽提塔鮑爾環填料優化前后對比Fig.11 Comparison of Bauer ring packing in stripper before and after optimization

對汽提塔填料陶瓷鮑爾環進行更換，將原來DN50 mm×50 mm×8 mm的鮑爾環更換為DN25 mm×25 mm×5 mm(圖11)，更換后比表面積由134 m2/m3提高到219 m2/m3，單個鮑爾環比表面積增大63%。優化前后分別進行連續30 d現場汽提測試(圖12)，結果顯示：更換前汽提塔出水硫化物含量800～980 mg/L，更換后污水汽提塔出水硫化物含量660～870 mg/L，汽提出水硫化物含量降低約120 mg/L，汽提效率由更換前的平均值47.3%提高至更換后的平均值54.4%，表明增大填料比表面積可有效提高汽提效率。

圖12 優化前后現場測試Fig.12 Field testing before and after optimization

4 現場應用與效益分析

4.1 現場應用效果評價

實施優化措施后，在氣液比14，進液量10 m3/d，進液pH在3.0～5.0條件下進行汽提測試，連續26 d對現場氣田水汽提效果進行跟蹤，汽提數據見圖13。汽提塔進液硫化物含量平均1 810 mg/L，汽提后硫化物含量350～480 mg/L，平均為419 mg/L，汽提效率平均為76.6%。對比優化前汽提效率平均值47.4%，優化后汽提效率提高29.2%，現場應用效果良好。一級除硫效果提升，對降低二、三級除硫工藝中水處理成本，提高氣田水處理能力，最大化釋放氣田產能具有重要作用。

圖13 優化后汽提塔汽提效率Fig.13 Stripping efficiency of stripper after optimization

4.2 經濟效益分析

優化后一級汽提除硫效果提升，降低了汽提塔出水硫化物含量，有效節約二級氧化H2O2藥劑加注和三級污泥處理費用，但同時會增加一級汽提鹽酸加注成本。取目前汽提水量450 m3/d，進水硫化物平均值1 800 mg/L，H2O2藥劑單價3.5元/kg，污泥處理單價4.5元/kg，鹽酸單價700元/m3，計算周期為1年，各階段經濟效益計算過程見表3。結果顯示，綜合鹽酸加注成本、H2O2藥劑節約費用和污泥處理節約費用，實施優化措施后，年節約總成本280.97萬元，降本增效顯著。

表3 優化后各階段經濟效益計算過程

5 結論

(1)采用單因素法進行汽提效率影響因素分析，確定出主控因素為氣液比、進液量、進液pH和填料比表面積，可更好地指導汽提塔汽提效率優化。

(2)通過對汽提效率主控因素優化，得到最優氣液比為12～16，推薦汽提進液量為8～10 m3/h，進液pH控制在3.0～5.0，選用大比表面積填料，有利于提高汽提效率，實現氣田高效開發。

(3)現場應用表明，優化后汽提塔汽提效率平均為76.6%，比優化前提高29.2%，一級除硫能力增強。此外，二、三級除硫工藝中水處理費用有效降低，年節約成本280.97萬元，降本增效顯著，為同類海相高含硫氣田的現場應用提供一定的參考。

(4)針對氣田開發后期產水量增加，汽提難度大的情況，建議開展負壓汽提攻關，進一步降低汽提塔出水硫化物含量，減少藥劑及污泥處理費用，提高氣田開發效益。