黃維秋，王兆利，紀(jì)虹，趙晨露，呂愛華，徐先陽，王翊紅

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汽油裝罐油氣擴(kuò)散排放的實(shí)驗(yàn)測(cè)定及數(shù)值模擬

黃維秋1，王兆利1，紀(jì)虹1，趙晨露2，呂愛華1，徐先陽1，王翊紅1

(1江蘇省油氣儲(chǔ)運(yùn)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（常州大學(xué)），江蘇常州 213016；2上海河圖工程股份有限公司，上海 200000)

正確預(yù)測(cè)儲(chǔ)油罐收油作業(yè)時(shí)罐內(nèi)油氣擴(kuò)散排放規(guī)律對(duì)研究油品蒸發(fā)損耗及污染控制具有重要意義，因而兩個(gè)關(guān)鍵參數(shù)（油罐排放氣液比及損耗率）被重點(diǎn)考慮?；赩OF模型、擴(kuò)散傳質(zhì)模型和RNG湍流模型，對(duì)汽油噴濺式裝油損耗進(jìn)行數(shù)值模擬研究。分析比較了不同裝油口高度、不同裝油速度、不同油罐初始油氣濃度條件下罐內(nèi)的油氣擴(kuò)散規(guī)律，并建立汽油裝罐蒸發(fā)損耗實(shí)驗(yàn)平臺(tái)驗(yàn)證以上數(shù)值模擬，模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合良好。研究結(jié)果表明：裝油口位置越高，汽油損耗率越大，隨裝油速度增大，高裝油口損耗率最大約為0.34%，低裝油口約為0.025%。增大油罐初始油氣濃度，高裝油口損耗率最大約為0.44%，中裝油口約為0.21%，低裝油口約為0.043%。最后建議固定頂油罐大呼吸API損耗評(píng)估計(jì)算公式考慮裝油速度及油罐初始油氣濃度對(duì)蒸發(fā)損耗的影響，并盡量采用低裝油口及清洗油罐裝油。

汽油；蒸發(fā)；擴(kuò)散；裝油速度；初始油氣濃度；數(shù)值模擬

引 言

石油開采、煉制、儲(chǔ)運(yùn)及銷售過程中，都會(huì)造成一定的蒸發(fā)損耗，不僅會(huì)造成資源浪費(fèi)，對(duì)環(huán)境也會(huì)產(chǎn)生極大的污染。其中儲(chǔ)運(yùn)環(huán)節(jié)中裝油過程是主要的損耗階段，裝油口位置對(duì)油品損耗及油氣排放濃度（油氣排放因子）的影響甚大。盡管目前各種油罐、罐車、油船基本采用頂部浸沒式或底部裝油，裝油過程中油品的湍流運(yùn)動(dòng)能夠得到有效控制，從而產(chǎn)生較少的損耗量[1]。然而油品通過油罐底部裝油口裝油時(shí)，在油品浸沒裝油口之前仍然會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的對(duì)流擴(kuò)散傳質(zhì)。目前，汽油等輕質(zhì)油品以內(nèi)浮頂罐儲(chǔ)存為主。帶有油氣回收處理系統(tǒng)的常壓固定頂罐已經(jīng)成為一種新的儲(chǔ)油方式[2-4]。為此，拱頂罐收油作業(yè)時(shí)罐內(nèi)油氣擴(kuò)散排放的機(jī)理分析并正確預(yù)測(cè)其排放規(guī)律，對(duì)研究油品蒸發(fā)損耗及污染控制具有重要意義，也可為目前國(guó)內(nèi)正在實(shí)施的VOCs排污監(jiān)管及收費(fèi)提供理論依據(jù)。同時(shí)，該研究成果還可為罐車、油船、加油站地下儲(chǔ)罐的油氣排放評(píng)估做參考。

研究油罐噴濺式裝油需要模擬空氣和汽油的兩相流動(dòng)。主要使用VOF模型捕捉氣液界面從而計(jì)算傳質(zhì)，數(shù)值模擬在該現(xiàn)象的研究上有廣泛應(yīng)用[5-7]。Waheed等[8]利用有限元法對(duì)處在自然對(duì)流或強(qiáng)迫對(duì)流中的液滴的傳質(zhì)規(guī)律進(jìn)行了解算。Haelssig等[9]采用VOF模型追蹤氣液相流的動(dòng)態(tài)界面，研究了動(dòng)態(tài)界面的傳質(zhì)規(guī)律。朱玲等[10]針對(duì)93#汽油的蒸發(fā)損耗過程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，分別模擬了上裝浸沒式進(jìn)油、噴濺式進(jìn)油、油罐靜儲(chǔ)存和地面敞口靜置4種不同的油品蒸發(fā)狀態(tài)。Hassanvand等[11]利用VOF模型研究了臥式油罐噴射裝油，考察了溫度、裝油速度等操作條件對(duì)汽油蒸發(fā)質(zhì)量和蒸發(fā)速率的影響。

上述研究大都針對(duì)自由液面的動(dòng)態(tài)傳質(zhì)規(guī)律及收油過程中油品的蒸發(fā)率，并未對(duì)收油作業(yè)時(shí)油罐排放氣液比、損耗率等變化規(guī)律進(jìn)行研究，以及未對(duì)汽油等油品蒸發(fā)損耗進(jìn)一步核實(shí)對(duì)比。為此本文通過對(duì)油罐噴濺式收油作業(yè)現(xiàn)象進(jìn)行分析，依據(jù)計(jì)算流體力學(xué)理論基礎(chǔ)，采用有限體積法求解流場(chǎng)的偏微分方程，選取VOF模型、RNG湍流模型及傳質(zhì)模型，并添加氣液相界面質(zhì)量源項(xiàng)，建立油罐噴濺式裝油模型并采用PISO算法求解。通過比較裝油口高度、裝油速度、初始油氣濃度條件下罐內(nèi)油品蒸發(fā)擴(kuò)散規(guī)律，為油罐收油損耗評(píng)估提供重要參考。

1 模型建立

1.1 數(shù)學(xué)模型

油罐噴濺式裝油的流動(dòng)過程可以用VOF多相流模型計(jì)算，在VOF模型中不同的流體組分共用一套動(dòng)量方程，計(jì)算時(shí)在整個(gè)計(jì)算區(qū)域的每個(gè)計(jì)算單元內(nèi)，都記錄下各相組分所占有的體積率或體積分?jǐn)?shù)。所以，VOF模型通過計(jì)算體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程捕捉氣液相界面。該方程為

式中，v分別對(duì)應(yīng)（,,）3個(gè)方向的運(yùn)動(dòng)距離，m；v為（,,）3個(gè)方向的速度分量，m·s-1；為時(shí)間，s；代表體積分?jǐn)?shù)。

當(dāng)計(jì)算網(wǎng)格內(nèi)全部充滿氣相時(shí)=1，相反則=0。氣液相交界面可以在0<<1時(shí)被捕捉到。

連續(xù)性方程為

式中，v是所求相的密度，kg·m-3；為所求相的速度矢量，m·s-1。

動(dòng)量守恒方程為

式中，x、x分別表示在軸和軸方向的運(yùn)動(dòng)距離，m；，分別表示在軸和軸方向的速度矢量，m·s-1；是動(dòng)力黏度，Pa·s；是重力加速度，m·s-2；是絕對(duì)壓力，Pa；為混合密度，kg·m-3；σ是體積力，N·(m3·s)-1。

湍流方程：油罐噴濺式裝油屬于湍流流動(dòng)，其中RNG-模型特別適用于VOF多相流模型[12]，因此，本模擬過程選擇RNG-模型。該模型對(duì)流動(dòng)分離和二次流有很好的表現(xiàn)，與標(biāo)準(zhǔn)-模型相比，有兩個(gè)主要不同點(diǎn)：RNG-模型為湍流黏性增加了一個(gè)公式；為耗散率增加了新的傳輸方程，更準(zhǔn)確地反映了主流的時(shí)均應(yīng)變率[13]。

RNG-模型

式中，是湍動(dòng)能，m2·s-2；是耗散率，m2·s-3；常數(shù)σ=1.0，σ=1.2，=0.09，1ε=1.44，2ε=1.9；G是由于層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，b是由于浮力而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；eff是有效動(dòng)力黏度，Pa·s；是運(yùn)動(dòng)黏度，m2·s-1。

汽油油氣是多組分混合物，傳質(zhì)過程較為復(fù)雜，為簡(jiǎn)化物理模型，將油氣看成單一組分進(jìn)行解算，氣相組分輸運(yùn)標(biāo)量方程為[14-15]

eff是有效組分?jǐn)U散系數(shù)，m2·s-1，它等于分子擴(kuò)散系數(shù)和湍流擴(kuò)散系數(shù)之和

式中，AB是通過富勒定律計(jì)算的二元擴(kuò)散系數(shù)，取8.9×10-6 m2·s-1；eff是有效動(dòng)力黏度，Pa·s；t是紊流Schmidt數(shù)。根據(jù)單相傳質(zhì)規(guī)律，傳質(zhì)通量與有效擴(kuò)散系數(shù)和濃度梯度有關(guān)[16]

式中，是質(zhì)量通量，kg·(m2·s)-1；為油氣濃度，kg·m-3；c是飽和油氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)；是氣液相界面面積，m2。

1.2 物理模型

油罐模型如圖1所示，油罐具體規(guī)格參數(shù)如下：罐直徑60 cm，壁高89.5 cm，總高為120 cm，高裝油口高度為117 cm，中裝油口高度為56.5 cm低裝油口高度為10.5 cm，鶴管直徑1.5 cm，罐頂通氣孔直徑5 cm。由于油罐屬于三維軸對(duì)稱模型，為便于計(jì)算，簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱模型來計(jì)算。為了使計(jì)算結(jié)果更精確，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，并對(duì)油罐速度進(jìn)口和壓力出口以及油罐底部汽油噴濺區(qū)域進(jìn)行加密，各裝油口油罐網(wǎng)格數(shù)為280000左右，圖2為低裝油口附近網(wǎng)格分布情況。邊界條件分別為速度入口和壓力出口以及無滑移壁面邊界條件。

由于本文模擬及實(shí)驗(yàn)油罐尺寸較小，為考察驗(yàn)證裝油速度、初始油氣濃度對(duì)油罐收油作業(yè)時(shí)油氣擴(kuò)散排放規(guī)律影響的放大效應(yīng)，進(jìn)一步對(duì)大型拱頂油罐收油過程進(jìn)行數(shù)值模擬研究，油罐具體規(guī)格參數(shù)如下：油罐內(nèi)直徑2370 cm，罐壁高1270 cm，油罐總高為1530 cm，裝油口直徑為20 cm，裝油口距罐底的距離為40 cm，罐頂通氣孔直徑為25 cm。

2 數(shù)值模擬

2.1 條件假設(shè)

（1）由于裝油時(shí)間較短，忽略了溫度變化對(duì)油氣擴(kuò)散排放的影響，將溫度設(shè)為常溫300 K。

（2）由于汽油是一種復(fù)雜的混合物，包含許多不同的組分，如果計(jì)算汽油中的所有組分，將會(huì)產(chǎn)生巨大的計(jì)算量（事實(shí)上，目前還難以實(shí)現(xiàn)），所以為了減少計(jì)算量并側(cè)重研究汽油裝罐時(shí)罐內(nèi)流體的擾動(dòng)及油氣濃度分布狀態(tài)，假設(shè)裝油過程中氣液界面蒸發(fā)擴(kuò)散的組分保持不變，并把油氣和空氣作為兩種組分。實(shí)際油罐收油作業(yè)時(shí)罐內(nèi)油品會(huì)隨著時(shí)間的變化，損耗量不斷增加，即蒸發(fā)出的油氣組分會(huì)隨著損耗量、溫度等其他影響因素的變化而變化。

2.2 求解方法

控制方程[式（1）～式（5）]用有限體積法進(jìn)行離散，其中動(dòng)量方程中對(duì)流項(xiàng)利用高階差分格式離散[17]，擴(kuò)散項(xiàng)通過上一時(shí)間步的計(jì)算值進(jìn)行計(jì)算。為了計(jì)算氣液接觸面的曲率和表面張力，Brackbill等[18]曾使用B樣條插值函數(shù)對(duì)容積率進(jìn)行光順處理，本文使用同樣的處理方式。連續(xù)性方程式（1）中容積率的值通過高階離散格式進(jìn)行計(jì)算。

輸運(yùn)方程式（7）中的對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式，非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)采用一階顯示時(shí)間積分方式。輸運(yùn)方程式（7）只在氣相進(jìn)行計(jì)算，并且汽油的蒸發(fā)損耗率取決于氣液相界面的源項(xiàng)，由于源項(xiàng)是交界面組分梯度的函數(shù)，而液相并不計(jì)算輸運(yùn)方程，所以會(huì)導(dǎo)致交界面組分梯度的不連續(xù)性。為解決以上問題，需要定義一個(gè)中間變量用來計(jì)算交界面處的組分梯度[11]。中間變量的值在氣相中等于組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，在液相中等于平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)。具體通過以下步驟來計(jì)算汽油的蒸發(fā)損耗[7]：

（1）通過VOF方程確定所有單元內(nèi)液體的體積分?jǐn)?shù)；

（2）計(jì)算氣相傳輸特性；

（3）在含有部分或全部液體的單元內(nèi)對(duì)中間變量指定飽和氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

（4）在含有部分或全部氣體的單元內(nèi)對(duì)中間變量指定氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)[式（7）]；

（5）確定每一單元體積內(nèi)的蒸發(fā)率[式（9）]；

（6）求解控制方程[式（1）～式（5）]。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

建立小型汽油裝罐蒸發(fā)損耗實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖3所示。汽油從工作油罐上部裝入，工作罐排放的氣體由氣體流量計(jì)計(jì)量。裝油口也同樣設(shè)置有高裝油口（高度為117 cm），中裝油口（高度為56.5 cm）、低裝油口（高度為10.5 cm），在工作罐內(nèi)部=40 cm、方向上，設(shè)置5個(gè)不同高度的油氣采樣點(diǎn)（T1～T5），如圖4。采樣點(diǎn)T1～T5（圖4）及總排放管的采樣點(diǎn)T6（圖3）采集的油氣-空氣混合氣采用帶有FID的島津氣相色譜儀2010-Plus進(jìn)行油氣濃度分析。

4 結(jié)果與分析

4.1 罐內(nèi)油氣濃度及流場(chǎng)分布

油罐收油作業(yè)時(shí)，裝油口高度對(duì)罐內(nèi)油氣濃度分布影響較大。圖5為裝油速度為0.89 m·s-1時(shí)不同高度裝油口在540 s時(shí)罐內(nèi)油氣濃度分布實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比（其中橫坐標(biāo)為罐內(nèi)氣體空間點(diǎn)與罐底的距離，縱坐標(biāo)為罐內(nèi)氣體空間點(diǎn)油氣濃度質(zhì)量分?jǐn)?shù)）；圖6為不同高度裝油口在0.89m·s-1裝油速度下不同時(shí)刻的罐內(nèi)油氣濃度分布云圖，油罐初始油氣濃度為0。裝油口的裝油速度是根據(jù)油罐裝油流量及裝油口直徑計(jì)算出的油流速度。由圖6（a）可知，高裝油口裝油時(shí)，罐內(nèi)氣體空間油氣濃度較高，當(dāng)=540 s時(shí)基本達(dá)到飽和狀態(tài)，結(jié)合圖5可知，此時(shí)罐頂區(qū)域油氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為0.35。主要是由于高裝油口裝油時(shí)，汽油從裝油口噴濺流出，并快速分散成多種液滴，形成較大的蒸發(fā)面積，同時(shí)由于油流沖擊油面引起汽油的攪動(dòng)作用，以及液面上升引起的罐內(nèi)氣體空間氣流流動(dòng)，使汽油蒸發(fā)和對(duì)流擴(kuò)散加劇，罐內(nèi)氣體空間油氣濃度很快趨于飽和。此時(shí)，氣體空間油氣-空氣之間的傳質(zhì)機(jī)理是由強(qiáng)制對(duì)流而實(shí)現(xiàn)的。由圖6（b）可知，中裝油口裝油時(shí)，進(jìn)油口以下氣體空間油氣濃度值較高，主要是因?yàn)橛推愤€沒有沒過裝油口前，罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣傳質(zhì)以對(duì)流擴(kuò)散為主，同時(shí)，由于汽油對(duì)罐內(nèi)液相的沖擊與攪拌作用以及罐內(nèi)氣體空間氣流的流動(dòng)，使蒸發(fā)和對(duì)流擴(kuò)散逐漸加劇。裝油口以上氣體空間受對(duì)流影響較小，所以濃度值偏低，由圖5可知，540 s時(shí)罐頂區(qū)域油氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.15左右。此時(shí)，氣體空間油氣-空氣之間的傳質(zhì)機(jī)理是先由強(qiáng)制對(duì)流而實(shí)現(xiàn)的，后段（裝油口浸沒油品后）對(duì)流傳質(zhì)的強(qiáng)度逐漸減弱。圖6（c）為低裝油口在0.89 m·s-1裝油速度下罐內(nèi)不同時(shí)刻油氣濃度分布云圖，低裝油口裝油時(shí)，油品很快沒過進(jìn)油口，罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣之間傳質(zhì)是對(duì)流傳質(zhì)和分子擴(kuò)散共存，因而油氣空間的濃度增加速度相對(duì)緩慢，總體上罐內(nèi)油氣濃度值不高。通過圖5數(shù)據(jù)對(duì)比可以看出模擬曲線變化趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)值吻合良好，說明了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，并很好地揭示了裝油過程罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣之間的傳質(zhì)機(jī)理。

油罐收油作業(yè)時(shí)，隨著裝油速度增加，汽油蒸發(fā)和對(duì)流現(xiàn)象逐漸加劇，罐內(nèi)氣體空間油氣濃度越快到達(dá)飽和狀態(tài)。圖7為不同高度裝油口在1.2 m·s-1裝油速度下罐內(nèi)油氣濃度分布云圖，油罐初始油氣濃度為0。通過對(duì)比圖6可知，隨著裝油速度增大，相同液位時(shí)中、高裝油口罐內(nèi)油氣濃度值明顯增大，由于低裝油口裝油時(shí)受對(duì)流影響較小，由圖7（c）可知，隨著裝油速度增大，罐內(nèi)油氣濃度值變化較小。

圖8為不同高度裝油口在裝油速度為1.2 m·s-1時(shí)不同時(shí)刻罐內(nèi)流場(chǎng)分布。由圖8可以看出，汽油從裝油口噴出后，通過擴(kuò)散卷吸周圍空氣，使空氣沿軸中心位置向下方兩側(cè)擾動(dòng)，到達(dá)罐壁后，沿罐壁向上方運(yùn)移。當(dāng)汽油到達(dá)罐底，與罐底表面發(fā)生撞擊，并在罐底軸中心兩側(cè)形成渦流，加劇了汽油蒸發(fā)速率，結(jié)合圖7可以看出，=30 s時(shí)罐底兩側(cè)位置濃度較高。隨著罐內(nèi)汽油液面的上升，液面以下位置由于不斷受到后面流體的擠壓及攪動(dòng)而出現(xiàn)渦流，流體做湍流流動(dòng)。液面以上部分由于液面上升引起的氣流變化及汽油噴射引起的卷吸作用，從而形成不同程度大小的渦流，結(jié)合圖7可以看出，近液面處渦流位置油氣濃度值偏高。從而，圖8也進(jìn)一步印證了上述的裝油過程罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣之間傳質(zhì)機(jī)理的分析。

油罐裝油過程中，油品蒸發(fā)擴(kuò)散排放規(guī)律會(huì)受罐內(nèi)初始油氣濃度影響。設(shè)定常溫下油罐初始油氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0、0.1、0.3，進(jìn)油速度為1.5 m·s-1。圖9為中裝油口收油作業(yè)時(shí)罐內(nèi)油氣濃度隨油罐初始油氣濃度變化規(guī)律，可以看出隨初始油氣濃度增加，罐內(nèi)油氣濃度梯度越小，達(dá)到飽和狀態(tài)的時(shí)間越短。

4.2 油罐排放口油氣濃度分布

圖10為裝油速度在0.89 m·s-1時(shí)不同裝油口高度、不同初始油氣濃度條件下油罐排放口油氣濃度分布模擬和實(shí)驗(yàn)對(duì)比。初始油氣濃度為0時(shí)，由圖中可以看出高裝油口油罐排放口油氣濃度迅速上升，約在濃度達(dá)到1.3 g·L-1之后，增速平緩，形成一個(gè)向上的拐點(diǎn)；中裝油口油罐排放口在0～5 min時(shí)間內(nèi)增速很小，濃度在0.08 g·L-1左右，隨后排放口油氣濃度逐漸增大，主要是油品浸沒裝油口之前以對(duì)流擴(kuò)散傳質(zhì)為主，油品沒過裝油口之后排放口油氣濃度值約為1.2 g·L-1，之后罐內(nèi)油氣擴(kuò)散傳質(zhì)以分子擴(kuò)散為主，濃度曲線較為平緩。低裝油口裝油時(shí)，油氣-空氣傳質(zhì)主要以分子擴(kuò)散為主，所以0～15 min內(nèi)排放口油氣濃度值較低，隨著罐內(nèi)液面的不斷上升，導(dǎo)致氣體空間變小，混合氣體受到壓縮，排放口的油氣濃度隨著裝油過程的進(jìn)行而逐漸增加。油罐初始油氣濃度對(duì)油罐排放口油氣濃度分布影響較大。結(jié)合圖9可知，油罐在收油作業(yè)時(shí)，初始油氣濃度越大，罐內(nèi)油氣濃度梯度越小，達(dá)到飽和狀態(tài)時(shí)間越短。由圖10可以看出，初始油氣濃度設(shè)為0.3 g·L-1時(shí)，中、高裝油口油罐排放口油氣濃度比初始油氣濃度為0時(shí)較快達(dá)到飽和狀態(tài)，低裝油口油罐排放口油氣濃度達(dá)到飽和狀態(tài)時(shí)間相差不大。

4.3 裝油過程中氣液比變化規(guī)律

圖11為油罐排放氣液比隨裝油速度、裝油口高度變化規(guī)律的實(shí)驗(yàn)和模擬數(shù)據(jù)對(duì)比。從圖中可以看出，低裝油口裝油時(shí)，油罐排放氣液比隨裝油速度增加而略微減小，對(duì)比圖6、圖7可知，當(dāng)裝油速度從0.89 m·s-1增大到1.2 m·s-1時(shí)罐內(nèi)油氣濃度增幅較小，并且由于油罐裝滿時(shí)間變短，排放口排氣量減少，所以氣液比變小[19-20]。中、高裝油口裝油時(shí)，對(duì)流傳質(zhì)逐漸占主導(dǎo)地位，從而對(duì)氣液比產(chǎn)生影響。由圖11可以看出高裝油口裝油時(shí)，氣液比隨裝油速度增大，先快速增大后緩慢減小，因?yàn)檠b油速度越大，罐內(nèi)對(duì)流擴(kuò)散及油品的附加蒸發(fā)逐漸加??；裝油速度小于1.2 m·s-1時(shí)氣液比隨裝油速度增大而增大，隨著裝油速度繼續(xù)增大，雖然罐內(nèi)對(duì)流擴(kuò)散及油品附加蒸發(fā)仍然很劇烈，但油罐裝滿時(shí)間變短，罐內(nèi)液面位置高濃度層油氣來不及擴(kuò)散至排放口，所以裝油速度大于1.2 m·s-1時(shí)，油罐排放氣液比略有減小。

圖12為油罐排放氣液比隨裝油口高度、初始油氣濃度變化規(guī)律模擬實(shí)驗(yàn)對(duì)比。可以看出，隨罐內(nèi)初始油氣濃度的增加值減小。由于初始油氣濃度的增加會(huì)減小組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度從而抑制汽油的蒸發(fā)速率，導(dǎo)致汽油附加蒸發(fā)量減小，因此排放出的混合氣也相應(yīng)減小。如果初始油氣濃度越接近飽和濃度，油罐排放氣液比越接近1。所以，當(dāng)罐內(nèi)初始油氣濃度從0增加到0.9 g·L-1時(shí)，值逐漸減小。

4.4 裝油過程中損耗率變化規(guī)律

圖13、圖14分別為裝油損耗率隨裝油速度、初始油氣濃度變化規(guī)律實(shí)驗(yàn)?zāi)M數(shù)據(jù)對(duì)比。由圖13可以看出，裝油速度相同時(shí)，低裝油口裝油損耗率最低，約為0.025%。高裝油口裝油損耗率較大，最大值約為0.34%。中裝油口裝油損耗率居于高、低裝油口之間，裝油速度為1.5 m·s-1時(shí)約為0.1%，并且總體來看損耗率較低。由于高裝油口裝油時(shí)，液面一直在裝油口以下，罐內(nèi)油品蒸發(fā)擴(kuò)散主要是油流對(duì)液面的攪動(dòng)及罐內(nèi)氣體空間氣液兩相對(duì)流引起的，因此高裝油口裝油時(shí)損耗率較大。中裝油口裝油時(shí)，先以噴淋裝油為主，罐內(nèi)油品蒸發(fā)以對(duì)流擴(kuò)散傳質(zhì)為主，油品沒過裝油口之后，蒸發(fā)損耗主要是由分子擴(kuò)散及液面上升引起的。低裝油口裝油時(shí)，油品很快沒過裝油口，罐內(nèi)油品蒸發(fā)損耗以分子擴(kuò)散為主，所以排放口油氣濃度較低，損耗量較小。由圖14可以看出，當(dāng)罐內(nèi)初始油氣濃度從0增加到0.3 kg·m-3時(shí)，值也相應(yīng)增加。1.8 m·s-1裝油速度下，高裝油口損耗率約為0.44%，中裝油口約為0.21%，低裝油口約為0.043%。雖然初始油氣濃度的增加會(huì)抑制汽油的蒸發(fā)速率，但油罐排放的油氣-空氣混合氣總累積量要大于清洗罐排放氣的總累積量，所以值會(huì)隨著罐內(nèi)初始油氣濃度的增加而增加。

4.5 大型油罐模擬結(jié)果及分析

為驗(yàn)證小型油罐數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的實(shí)際意義及放大效應(yīng)，進(jìn)一步對(duì)大型拱頂油罐收油過程進(jìn)行數(shù)值模擬研究，但由于篇幅所限，具體研究成果擬另文發(fā)表，本文只簡(jiǎn)要給出部分研究?jī)?nèi)容與小型油罐數(shù)值模擬結(jié)果相比對(duì)。圖15為大型拱頂油罐在1.5 m·s-1裝油速度下3.8 h時(shí)罐壁油氣濃度分布圖及流場(chǎng)分布，由圖15（a）可以看出，=3.8 h時(shí)油氣剛剛擴(kuò)散至罐頂氣體空間，但分布并不均勻，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，此時(shí)排放口油氣濃度質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為0.003。圖15（b）為=3.8 h時(shí)罐內(nèi)流場(chǎng)分布，此時(shí)油品已經(jīng)沒過裝油口，罐內(nèi)氣體流動(dòng)主要是由于油流攪動(dòng)及液面上升產(chǎn)生的影響。結(jié)合圖15（a）可以看出，渦流處油氣濃度值相對(duì)較高。

圖16為大型拱頂油罐損耗率模擬值與理論值對(duì)比，由圖中可以看出，模擬曲線變化趨勢(shì)與理論值吻合良好，說明了以上數(shù)值模擬方法的正確性并可應(yīng)用于大型油罐對(duì)收油作業(yè)時(shí)油品擴(kuò)散排放規(guī)律的研究，為實(shí)際生產(chǎn)應(yīng)用中油品損耗評(píng)估提供參考。

4.6 對(duì)API損耗評(píng)估公式的討論

美國(guó)環(huán)保局2006年最新修正的固定頂油罐API收油損耗計(jì)算公式為[21]

式中，w為年工作損失，kg·a-1；為油罐年周轉(zhuǎn)系數(shù)；LX為最大液位高度，m；為油罐直徑，m；N為工作損失周轉(zhuǎn)（飽和）因子；P為油品系數(shù)；V為油氣密度，kg·m-3；B為呼吸閥設(shè)定校正因子，呼吸閥開啟壓力設(shè)置在±207 Pa范圍內(nèi)時(shí)，B=1。

由式（10）可以看出，固定頂油罐收油損耗與油罐直徑及罐內(nèi)液位高度相關(guān)，但式中并未給出裝油速度和初始油氣濃度對(duì)收油損耗的影響，而根據(jù)模擬結(jié)果顯示，裝油速度以及初始油氣濃度對(duì)油品損耗率有較大影響，尤其是中、高裝油口收油過程。因此，建議API固定頂油罐大呼吸損耗計(jì)算公式考慮裝油速度和油罐初始油氣濃度對(duì)蒸發(fā)損耗的影響。

5 結(jié) 論

通過CFD軟件綜合計(jì)算連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、質(zhì)量傳遞方程，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，根據(jù)不同裝油口高度、不同裝油速度、不同初始油氣濃度來研究汽油從噴濺式裝油產(chǎn)生蒸發(fā)損耗的過程。

（1）增加裝油速度，中、低裝油口油罐排放氣液比均減小，高裝油口油罐排放氣液比先增大后略減小；增大油罐初始油氣濃度，高、中、低裝油口油罐排放氣液比均減小，因?yàn)槌跏加蜌鉂舛鹊脑黾訒?huì)減小組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度從而抑制汽油的蒸發(fā)速率，導(dǎo)致汽油附加蒸發(fā)量減小，因此排放出的混合氣也相應(yīng)減小。

（2）裝油口位置越高，汽油損耗率越大，隨裝油速度增大，高裝油口損耗率最大約為0.34%，低裝油口約為0.025%。增大油罐初始油氣濃度，高裝油口損耗率最大約為0.44%，中裝油口約為0.21%，低裝油口約為0.043%。

（3）通過對(duì)大型拱頂油罐數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，油罐收油損耗率與理論計(jì)算值吻合良好，說明本數(shù)值模擬方法同樣適用于大型拱頂油罐，并可為油罐收油損耗評(píng)估提供一定參考。

（4）裝油速度、油罐初始油氣濃度對(duì)排放口混合氣濃度、損耗率、氣液比等影響較大，建議固定頂油罐大呼吸API計(jì)算公式考慮裝油速度及油罐初始油氣濃度的影響，裝油過程中根據(jù)裝油口高度適當(dāng)調(diào)整裝油速度大小并盡量使用清洗罐裝油。

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Experimental determination and numerical simulation of vapor diffusion and emission in loading gasoline into tank

HUANG Weiqiu1, WANG Zhaoli1, JI Hong1, ZHAO Chenlu2, Lü Aihua1, XU Xianyang1, WANG Yihong1

(1Jiangsu Key Laboratory of Oil & Gas Storage and Transportation Technology (Changzhou University), Changzhou 213016, Jiangsu, China; 2Shanghai Hoto Engineering Inc., Shanghai 200000, China)

It was of great significance correctly to predict the vapor diffusion and emission inside the tank for the researches of gasoline evaporation loss and vapor pollution control during the operation of loading gasoline into a tank. Then, two key parameters of the volumetric ratioof the displacement mixture gas of the vapor-air to the loaded gasoline and the qualitative ratioof the evaporation loss to the loaded gasoline were mainly considered. Based on the models of volume of fluid (VOF), mass transfer and RNG-turbulence, the evaporation loss was numerically simulated and experimentally investigated during the splash loading operation, and the oil vapor-air diffusion was analyzed and compared for the different loading exit heights, different loading velocity and the different initial vapor mass fraction. Meanwhile, an experimental system of evaporation loss in loading into a tank was built up to verify the numerical simulation, and the results of the numerical simulation were agreed well with the experimental data. The simulation results furthermore showed that the higher of the loading exit, the greater the qualitative ratioof the evaporation loss to the loaded gasoline. The qualitative ratio of high exit was at around 0.34% and the qualitative ratio of low exit at around 0.025% by the increase of the loading velocity. The qualitative ratioof high exit was at around of 0.44%, the qualitative ratio of mid exit at around 0.21% and the qualitative ratio of low exit at around 0.043% by increasing the initial vapor mass fraction. It was recommended that the effect of loading velocity and the initial vapor mass fraction should be considered in API loss formula by using a clean tank and low exit when loading and reducing loading speed appropriately before the loading pipe exit was submerged.

gasoline; evaporation; diffusion; loading velocity; initial vapor mass fraction; numerical simulation

date: 2016-04-26.

Prof. HUANG Weiqiu, hwq213@cczu.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20160550

TE 85

A

0438—1157（2016）12—4994—12

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51574044）；江蘇省高?！扒嗨{(lán)工程”資助項(xiàng)目（SCZ1409700002）；江蘇省油氣儲(chǔ)運(yùn)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目（SCZ1211200004/004）。

supported by the National Natural Science Foundation of China (51574044), the Qing Lan Project of the Jiangsu Higher Education Institutions of China (SCZ1409700002) and the Major Research Plan of the Oil and Gas Storage and Transportation Laboratory of Jiangsu Province (SCZ1211200004/004).

2016-04-26收到初稿，2016-09-19收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：黃維秋（1965—），男，教授。