海上平台封闭注水处理流程含氧量理论计算研究

来 远，高 鹏，周晓红，潘炳旭

[1. 中海油研究总院，北京 100028；2. 保利(大连)房地产开发有限公司，辽宁 大连 116000]

海上平台封闭注水处理流程含氧量理论计算研究

来 远1，高 鹏1，周晓红1，潘炳旭2

[1. 中海油研究总院，北京 100028；2. 保利(大连)房地产开发有限公司，辽宁 大连 116000]

根据双膜理论的基本理论关系式，推导了海上平台过滤器反冲洗时反冲洗曝气对生产水注水流程含氧量影响的理论计算式。以此计算式为基础，分析了不同反冲洗方式对流程含氧量的影响，试算了某海上油田注水流程反冲洗系统对流程含氧量的影响。分析结果表明，在目前海上生产的实际情况下，先气后水的反冲洗方式不足以使生产水注水系统含氧量的增加超出规范所限定的范围。

双膜理论；注水含氧量；气水反冲洗；气液传质

0 引 言

注水含氧量是注水的重要辅助指标，其含量的高低直接关系到注水系统和井管所受到的腐蚀强度以及注水中细菌的繁殖与生长，从而对注水带来影响，因此石油行业标准SY/T 5329-2012中明确说明对于污水或油层采出水，其注水中氧含量应不大于0.1 mg/L[1]。而对于海上平台的生产水及注水系统来说，其氧含量主要来自生产处理过程中所溶解的氧。为减轻其对注水系统的影响，需要对注水的氧含量指标进行控制。

对于可能产生腐蚀问题的系统，目前流程设计主要采用流程密封，具体做法是设置非含氧密封气对容器进行密封。由流程设计可知，在生产水系统入口处，生产水及水源井水来水含氧量经实测几乎为零，正常情况下流程中因液面与空气接触导致注水含氧量超标的可能性不大。而对于流程中采用的过滤器来说，反冲洗的方式很多，其形式主要根据滤层的设计确定，许保玖[2]将其分为四类：反冲洗(纯水洗)；反冲洗加表面冲洗；水洗加气洗，其中包括先气后水反冲洗和气水联合反冲洗；均质滤料的反冲洗。由于海上平台的特殊限制，可以减少反冲洗耗水量的气水反冲洗受到了普遍的青睐。海上平台在安全和空间等方面的要求使得采用天然气或惰性气体进行气洗受到了限制，因此目前一般都采用空气进行气洗，然而如此便破坏了原本的密闭流程，导致了注水含氧量的增加。由此可见，当流程采用气水反冲洗时，反冲洗水因与空气进行剧烈搅动与摩擦所导致的溶解氧将会是整个流程含氧量的控制条件。因此，本文通过计算，分析了不同反冲洗方式对流程含氧量的影响，得出在目前海上生产的实际情况下，先气后水的反冲洗方式不足以使生产水注水系统含氧量的增加超出规范所限定的范围。

1 计算方法

1.1 气液传质动力学模型

鉴于本文的计算精度要求，可以首先在计算中将气水反冲洗由复杂的三相过程归结为相对简单的气液两相的接触传质过程，认为其中的滤料对于气液接触并无催化或者促进作用，故可以采用描述气液两相传质的动力学模型。

动力学模型采用由Whitman所提出的双膜理论，如图1所示[3]。

图1 双膜理论示意图Fig.1 Sketch of two-film theory

通过先置假定条件，双膜理论将气液传质的复杂问题及其系数用简单的膜通量加以近似表示，从而使得整个传质过程拥有了用数学模型表示的可能。

1.2 基本理论关系式

众所周知，由双膜理论和菲克第一定律可以得到下式[3]：

J=-Kg(pb-ps)=-Kl(Cs-Cb),

(1)

式中：J为组分的通量；Kg为气膜内的总传质系数(以面积计)；Kl为液膜内的总传质系数(以面积计)；pb为组分在气相主体内的分压；ps为组分在与液相浓度平衡时的分压；Cb为组分在液相主体内的浓度；Cs为组分在与气相分压平衡时的浓度。

又，通量可表示为

(2)

式中：dM/dt为通过膜的物质的量随时间的变化率；A为面积。

将式(2)代入式(1)可得

(3)

对于氧气溶解于水的过程而言，整个过程的控制条件主要在于液膜，故式(3)可以变为

(4)

进行变形可得

两边同除以气液交换体积可得

变形可得

即

(5)

令

则式(5)变为

(6)

式中：KLa为氧的总转移系数。式(6)也是通常对于理想状态下纯氧曝气的基本理论关系式。

2 影响因素的讨论

对过滤器反冲洗过程中的气液接触过程进行分析。反冲洗中的氧传递主要受污水中的溶解性杂质、盐度、温度、海拔、曝气头深度、滤料性质等因素影响。

2.1 污水中溶解性杂质的影响

污水中的杂质会导致气液传质界面一部分被杂质所阻碍，同时杂质中的表面活性剂会聚集在气泡附近，影响气液传质的速率。一般可以用影响系数α来表征杂质对气液传质的影响[4]，其值小于1：

(7)

2.2 污水中盐分的影响

根据亨利定律有

式中：H′为亨利常数。

由于亨利常数受到盐度的影响，溶解固体越多，饱和含氧量值越小，故可以以系数β表征其影响：

(8)

2.3 水温的影响

水温的影响根据Eckenfelder的经验公式计算[5]：

KLa(T)=KLa(20)·1.02(T-20)，

(9)

式中：T为摄氏温度；KLa(20)为20 ℃下的氧总转移系数；KLa(T)为T℃下的氧总转移系数。

2.4 大气中氧分压的影响

海拔对大气中的氧分压有一定影响，从而影响水中饱和含氧量的数值。用影响系数ρ来表征此方面的影响：

(10)

式中：pa为所在地区的实际气压，Pa。

2.5 曝气头深度的影响

设曝气头设置深度为Hm，则曝气头处的压力pb应为

pb=pN·ρ+ρ水gH,

位于容器曝气头深度处其氧气的饱和溶解度应为

式中：pN为标准大气压；g为重力加速度。

而对于曝气量很大，液面顶部与空气换气量可以忽略的情况来说，其液面上部饱和氧溶解度应是逸出水面时曝气气氧分压下的饱和含氧量。曝气气逸出时含氧量可以表示如下[6]：

式中：V1为过滤器中受曝气影响的水的体积，m3；Q为反洗过程曝气量，m3/h。故液面处氧气饱和含氧量可以表示为

设容器横截面积与高度的函数为S(h)，氧气的饱和溶解度随高度的变化函数为C(h)，则可用下式表示曝气头深度影响下平均饱和溶解度：

(11)

对于过滤器来说，有效曝气横截面积一般不随高程变化，故S(h)为常数，设为S。同时，假设容器内饱和溶解度变化梯度是均匀的，则可得

故式(11)可简化为

可以得到

则容器内的平均饱和含氧量可表示为

进一步代入表面与底部的饱和含氧量可得

(12)

3 模拟计算与实例分析

3.1 饱和含氧量关系式

将式(7)，式(8)，式(10)和式(12)代入式(6)可以得到曝气下的饱和含氧量关系式：

(13)

对式(13)解一阶非齐次常系数微分方程，可得通解与特解：

CH=C1exp[-(αKLa(20)·1.02(T-20))t],

C*=C2exp[-(αKLa(20)·1.02(T-20))t]+βCsb(T),

式中：C1，C2均为常数。令C=C1+C2，则可得解为

C=C′exp[-(αKLa(20)·1.02(T-20))t]+βCsb(T).

由于生产污水和水源井水在采出时含氧量为0，因此对于封闭流程的注水系统在反冲洗前水中含氧量可以看作0。故可以得到边界条件：

C|t=0=0.

得到常数的值，代入后可得：

C=βCsb(T){1-exp[-(αKLa(20)·1.02(T-20))t].

(14)

3.2 含氧量关系式常数的选择

对于式(14)中各常数，本文主要根据相关论著以及他人的实验结果进行常数的选择，从而进行试算，得出理论试算数据。

3.2.1杂质与盐分的影响系数

系数α用于表征污水中的杂质对氧传递速率的影响。根据马艳华[7]的研究成果，对于较大曝气比体积[大于等于4m3/(m3·h)]的穿孔管曝气工况，悬浮载体的氧转移系数与清水几乎相同；由于对于过滤器反洗曝气工况来说，其曝气比体积通常达到16m3/(m3·h)左右，故α的取值可按照1考虑。

系数β主要表征水中含盐量对饱和氧含量的影响。根据饱和含氧量与盐度系数校正表可知，总溶解固体(TDS)含量为10000mg/L的污水，其饱和氧含量值为11.12mg/L，相应的系数β的取值为0.942。

由于一般油田采出水TDS含量均大于10000mg/L，故采用该值可满足一般的设计计算需求。

3.2.2穿孔曝气管参数

油田过滤器一般采用穿孔管作为曝气管道。根据杨雷等[8]的研究成果，对于小孔直径3mm，一定长度的穿孔曝气管，其氧转移效率在曝气比体积大于等于5.94m3/(m3·h)时，增速较为缓慢，当曝气比体积达到12.4m3/(m3·h)时，其氧总转移系数仅由23.21h-1增加到24.41h-1。

由以上关系，根据油田采出水过滤器的实际情况，其氧总转移系数可以按下值选取，其值偏于保守：

KLa(20)=26h-1.

3.2.3当地气压

对于一般的海上平台来说，大气压基本为标准大气压，故ρ=1。

3.2.4水温

生产水温度设定为T=50℃,则该温度下清水中的饱和溶解氧含量应为Cs=6.27mg/L[9]。

以上的条件参数均在目前实际生产可能产生的情况范围内。将以上参数代入式(14)后可得到设定条件下的溶氧速率关系式：

C=6.185×(1-e-47.1t).

(15)

该情况下溶解氧关于时间的变化曲线如图2所示。

图2 溶解氧含量随时间变化曲线Fig.2 Curve of solved oxygen content versus time

3.3 过滤器不同反冲洗方式含氧量初步计算

对海上平台过滤器的反冲洗过程进行分析可以得知：对于气水联合反冲洗，曝气时间为反冲洗时的水力停留时间，水量为一次反冲洗水量；对于先气后水反冲洗，曝气时间为每次曝气持续时间，水量为气水交替冲洗次数与罐体水容积的乘积。

表1列出了几个常用过滤器厂家的过滤器运行及反洗参数。其中，两种双滤料过滤器均采用先气后水的反冲洗方式，故反冲洗水量较大；其余三种滤器均采用气水联合反冲洗方式。

表1 常用过滤器运行及反洗参数表

以渤海某海上工程为例。该项目海上平台共设置某型注水过滤器6个，设计高峰期处理水量为850 m3/h，设计高峰期反洗频率为每日1次，注水温度50 ℃。根据前置实验结果，设计过滤罐直径3.6 m，有效高度2.45 m(焊缝到焊缝)，反洗水采用泵控方式逐渐回掺污水处理系统入口。其不同反洗方案的反冲洗强度、反洗执行程序、一次反洗水量及受气洗影响水量如表2所示。

表2 不同反洗方式滤器数据表

根据表2中受气洗影响水量的数据，结合该项目过滤器罐体有效高度2.72 m，我们可以知道：对于气水联合反冲洗方式来说，其反洗水等效曝气时间为反洗水在滤罐内的停留时间；而对于先气后水的反冲洗方式来说，其反洗水等效曝气时间为气洗时间。将不同反洗方式的等效曝气时间代入式(15)，可以得到不同反洗方式过滤器受气洗影响的水的含氧量计算结果，结合污水处理系统能力，可以得到系统含氧量升高值。计算结果如表3所示。

表3 不同反洗方式过滤器受气洗影响的水量等效曝气时间及含氧量计算结果

由表3可见，渤海某海上工程平台注水过滤器如果采用先气后水的反洗方式，在水温50 ℃和10 000 mg/L TDS条件下，其注水系统总含氧量将小于行业标准的0.1 mg/L[1]的要求，因此气水反冲洗将不会对注水流程的腐蚀率有超出规范允许范围的影响。

但是如果为了节省反洗水，增强反洗效果采用气水联合反洗的方式，其系统含氧量有可能大于规范的要求，需要进一步评估和研究含氧量对注水系统管道、机泵及井下、油藏的影响，并根据实际情况重新计算注水系统总含氧量。

4 讨 论

4.1 计算精度

本研究采用的相关参数均根据相关实验获得，但考虑到平台工程实际，在具体参数选取上偏于保守，故以式(15)直接计算时，结果一般偏于保守。

4.2 理论精度

双膜理论建立的假定条件之一是气液两相均处于紊流状态，然而在曝气的实际过程中，气相一般很少处于完全的紊流状态，从而影响了理论的适用性。

Higbic提出的浅渗理论、Danckwerts提出的界面更新理论以及Dobbins提出的描述上述过程的传质关系式给出了更接近曝气情况下气相非完全紊流状态的理论传质系数，但是距完全理论计算仍有一定的距离，故目前仍采用实验-图表法进行数据的采集。

由于过滤器中水流的流动不可能完全理想化，故在反冲洗过程中必然有死区的存在，从而减少曝气时间，降低水中溶解氧的含量，使实际系统出水含氧量小于式(15)计算值。

5 结 语

对于封闭流程来说，单级过滤器若采用先气后水的反冲洗方式，其对于水系统中的溶解氧含量影响较小，不会使流程超过规范的溶解氧限值；而对于采用气水联合反冲洗的过滤器来说，其注水系统含氧量可能处于临界状态，需要在设计中予以关注与考虑。过滤器反冲洗状态下对系统溶解氧的影响可以用式(14)进行较为精确的计算。若油田采出水性质与本文公式计算条件较为接近，即TDS为10 000 mg/L，水温50 ℃，设计计算时可以直接采用式(15)进行估算，其结果较为保守，可以满足设计需求。

[1] 国家能源局. SY/T 5329-2012. 碎屑岩油藏注水水质指标及分析方法[S]. 2012.

[2] 许保玖. 给水处理理论[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2000: 351-355.

[3] 顾夏声. 废水生物处理数学模式[M].第2版. 北京: 清华大学出版社, 1997.

[4] 张自杰. 排水工程(下)[M]. 第4版. 北京: 中国建筑工业出版社, 2000: 147.

[5] 北京市市政工程设计研究院. 给水排水设计手册第5册[M]. 第2版. 北京: 中国建筑工业出版社, 2004: 338.

[6] 张自杰. 废水处理理论与设计[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2002: 373.

[7] 马艳华. 含载体曝气池的氧传质效能研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨理工大学, 2012.

[8] 杨雷, 郭一令, 王森, 等. BAF中穿孔管曝气性能及其影响因素的研究[J]. 环境科技, 2010, 23(4): 20.

[9] 中国市政工程西南设计研究院. 给水排水设计手册第1册[M]. 第2版. 北京: 中国建筑工业出版社, 2000: 91.

[10] 蔡隆九, 张利军, 黄进. 纤维球过滤器与砂滤器理钢铁废水的对比试验[J]. 钢铁, 1999, 34(3): 66.

StudyontheOxygenContentofAirtightWaterInjectionSystemforOffshorePlatform

LAI Yuan1, GAO Peng1, ZHOU Xiao-hong1, PAN Bing-xu2

[1. CNOOC Research Institute, Beijing, 100028, China; 2. Poly (Dalian) Real Estate Development Co., Ltd., Dalian, Liaoning 116000, China]

According to the basic theoretical formula of two-film theory, we derive the calculation formula of oxygen content change in the offshore platform water injection system after air-water backwash. On the basis of the calculation formula, the effects of different backwash methods on the oxygen content in the process are analyzed, and the influence of the water injection process in a certain offshore oilfield on the oxygen content of the process is analyzed. Analysis results show that the air-water alternative backwash mode in offshore platform will not lead the oxygen content change to exceed the limit for injection water defined in related standards.

two-film theory; oxygen content of injection water; air-water backwash; gas-liquid mass transfer

2016-04-01

来远(1983—)，男，工程师，主要从事海上及陆上油田采出水处理工艺研究及油田给排水工程设计工作。

TQ028.3

A

2095-7297(2016)02-0116-06