張 乾，盧金樹，鄧佳佳，朱 祥，甄 陽，朱正祺，袁世杰，楊 緣

(1.浙江海洋大學(xué)船舶與機(jī)電工程學(xué)院,浙江舟山 316022;2.浙江海洋大學(xué)港航與交通運(yùn)輸工程學(xué)院,浙江舟山 316022)

油品海上儲運(yùn)作業(yè)存在著巨大的蒸發(fā)損耗量,不僅造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失和輕質(zhì)成分的浪費(fèi),還會引發(fā)嚴(yán)重安全事故[1-2]。油船液貨艙裝貨作業(yè)過程中,油品蒸發(fā)產(chǎn)生的油氣在艙內(nèi)運(yùn)移,其體積分?jǐn)?shù)濃度在豎直方向呈一定的梯度[3-4],在受到裝貨速率引發(fā)的晃蕩情況下,艙內(nèi)油氣運(yùn)移及油艙透氣口透氣的特性未知,這對減少油品蒸發(fā)損耗、控制油氣排放帶來一定的盲目性。TAMADDONI,et al[5]通過實(shí)船實(shí)驗(yàn)和數(shù)值分析研究原油艙蒸發(fā)排放的氣體成分和艙內(nèi)部分位置油氣濃度的變化。楊宏偉[6]從實(shí)驗(yàn)方面研究油品蒸發(fā)表面積和表面溫度對輕質(zhì)油品蒸發(fā)的影響,研究表明,蒸發(fā)量與氣液界面表面積、溫度呈良好的正相關(guān)線性關(guān)系,同時得出氣相區(qū)油氣濃度分布由上而下呈現(xiàn)梯度分布態(tài)勢,在貼近油品表面處接近飽和狀態(tài)。ZHU,et al[7]通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)汽油在開口燒瓶中300 d后的蒸發(fā)量達(dá)到86.3%,蒸發(fā)量的變化與時間成對數(shù)關(guān)系,油氣的組成成分種類在不斷減少、飽和蒸汽壓下降。目前,數(shù)值模擬在油品蒸發(fā)擴(kuò)散方面的研究[8-11]得到廣泛應(yīng)用,部分學(xué)者[12-14]采用以菲克定律及湍流理論為基礎(chǔ)的傳質(zhì)方程研究了油品蒸發(fā)擴(kuò)散現(xiàn)象,實(shí)現(xiàn)了氣液傳質(zhì)與風(fēng)速的聯(lián)系。黃維秋等[15]采用擴(kuò)散傳質(zhì)模型與RNG湍流模型,研究了汽油在限制空間的擴(kuò)散排放。王兆利等[16]用同樣方法并充分利用了RNG湍流模型中的油品低雷諾數(shù)粘性公式以及為油品耗散增加傳輸方程,研究了不同裝油速率、不同油罐初始油氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)下對5 000 m3拱頂油罐內(nèi)油品蒸發(fā)擴(kuò)散的作用規(guī)律。本文基于VOF模型模擬油船裝貨過程,考慮到裝貨速率產(chǎn)生的擾動能對艙內(nèi)油氣運(yùn)移的影響,采用擴(kuò)散傳質(zhì)模型與擾動能結(jié)合建立蒸發(fā)模型,并通過數(shù)值試驗(yàn)?zāi)M裝貨作業(yè)過程中裝貨速率產(chǎn)生的擾動能對艙內(nèi)油氣運(yùn)移及透氣口排出油氣的影響,為油船裝貨作業(yè)減少油品的蒸發(fā)控制油氣的排放提供理論依據(jù)。

1 數(shù)值模擬

油船液貨艙可分為氣相區(qū)、液相區(qū),油船裝貨作業(yè)過程中油品通過蒸發(fā)由液態(tài)、變?yōu)闅鈶B(tài)的油氣進(jìn)入氣相區(qū),實(shí)際油品的蒸發(fā)與油氣擴(kuò)散涉及氣液兩相問題,本文數(shù)值試驗(yàn)基于艙內(nèi)油品的流態(tài)特征,采用層流模型對油船裝貨過程中液貨艙燃料油的蒸發(fā)及油氣的運(yùn)移進(jìn)行數(shù)值模擬,并利用FLUENT軟件的二次開發(fā)接口,以UDF編譯功能的方式于氣液界面處定義質(zhì)量源相,將兩相傳質(zhì)問題簡化為單相傳質(zhì)問題。大型油船通常裝載的是原油,大部分原油粘度較大,流動性差,無法開展模型試驗(yàn)[4],因此文章依據(jù)雷諾相似準(zhǔn)則,選取粘度較小且滿足相似準(zhǔn)則93#汽油作為試驗(yàn)用油;另外原油種類里部分輕質(zhì)原油揮發(fā)性強(qiáng),因此用汽油更能代表輕質(zhì)原油的揮發(fā)特性,且模擬的是極限工況,以極限狀態(tài)為研究工況,更有利于研究油船裝貨過程油氣場的特征。原油、成品油及文章使用的93#汽油均屬于多組分混合物,其傳質(zhì)過程十分復(fù)雜,但93#汽油蒸發(fā)產(chǎn)生的油氣成分主要是C3-C5的有機(jī)混合物[17],其擴(kuò)散系數(shù)相差不大,為簡化復(fù)雜的多組分傳質(zhì)將混合氣作單一物質(zhì)處理,即換成分權(quán)重相加處理油氣各組分的密度、擴(kuò)散系數(shù)等,獲得混合氣綜合物理性質(zhì),并在模擬中采用混合氣的綜合物理性質(zhì)定義油氣。

本文采用單相傳質(zhì)理論[18]與裝貨速率產(chǎn)生的擾動能[4]結(jié)合建立的油品蒸發(fā)模型定義氣液界面處油品的蒸發(fā),如式(1)所示。

式中S為傳質(zhì)通量,kg/(m2·s);A為氣液界面面積,m2;ρg為油氣密度,kg/m3;Dm為油氣擴(kuò)散系數(shù),m2/s;Cs為飽和油氣質(zhì)量分?jǐn)?shù);μ為動力粘度,Pa·s;Sc為施密特數(shù);▽C為油氣濃度梯度;Te為單位體積擾動能,其主要描述裝貨速率引發(fā)的晃蕩對艙內(nèi)單位體積油品的擾動能量,見式(2)。

式中Q為油品裝載速率,L/min;A0為進(jìn)口處橫截面積,m2。

針對限制性空間油氣擴(kuò)散的研究[4]引入裝貨過程中的對流擴(kuò)散方程,用于分析油氣的運(yùn)移及透氣口油氣濃度的變化見式(3)。

式中c為油氣質(zhì)量濃度,kg/m3;W為氣液界面對流速度,m/s。Dn為油氣未定擴(kuò)散系數(shù),m2/s。式(3)說明限制性空間油氣擴(kuò)散由其本身擴(kuò)散系數(shù)Dm與未定擴(kuò)散系數(shù)Dn決定,Dn與擾動能關(guān)系式見式(4)。

本文研究的油船裝貨過程屬于瞬態(tài)非定常問題,因此本文數(shù)值模擬采用PISO算法。動量方程對流項及擴(kuò)散項分別采用高階差分格式離散,氣液界面處表面張力與曲率采用B樣條插值函數(shù)光順處理[19],連續(xù)性方程體積變化率采用高階離散格式進(jìn)行計算;組分輸運(yùn)方程非穩(wěn)態(tài)項及對流項分別采用低階顯式時間積分格式和二階迎風(fēng)格式。

初始條件：油艙內(nèi)僅有空氣,初始壓力為0.101 325 MPa。

邊界條件：根據(jù)模型試驗(yàn)[4]的邊界條件,數(shù)值模擬采用速度進(jìn)口,裝貨速率為2.96 L/min,透氣口直通大氣,壓力不變,因此采用壓力出口。

2 試驗(yàn)驗(yàn)證

本文選取25.7 m×16.1 m×18.9 m液貨艙并按幾何相似準(zhǔn)則建立0.64 m×0.40 m×0.47 m的液貨艙物理模型,模型艙進(jìn)油口直徑0.016 m,透氣口直徑為0.024 m,如圖1所示。液貨艙透氣口即是模型試驗(yàn)濃度傳感器監(jiān)測點(diǎn)。

圖2為整個加注過程中液貨艙在平行于ZOY且X=0.2的截面處油氣體積分?jǐn)?shù)濃度變化圖,圖中裝載率K為裝入液艙的體積量與其容積的百分比。

圖1 油船液貨艙物理模型Fig.1 Tank model of oil tanker

圖2 油艙內(nèi)油氣體積分?jǐn)?shù)結(jié)果Fig.2 Simulation result of vapor volume fraction distributions inside fuel oil tank

圖2 可以看出整個裝貨過程在豎直方向油氣存在一定的油氣濃度梯度,隨著裝貨的進(jìn)行,艙頂部透氣口油氣濃度緩緩升高,數(shù)值模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)[4]對比,如圖3所示。

圖3為數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)透氣口油氣濃度變化曲線,從圖中可以看出數(shù)值模擬結(jié)果與模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合性較好,驗(yàn)證了數(shù)值模擬的正確性,同樣驗(yàn)證了油船裝貨艙內(nèi)油品相變模型。

3 結(jié)果及分析

3.1 液貨艙氣相區(qū)速度場

圖4為裝貨作業(yè)過程中液貨艙(平行于YOZ面的中剖面處)氣相區(qū)速度矢量場隨時間/裝載率變化圖,其中油船液艙裝載率K：是指裝入液艙的油品體積與艙容積的百分?jǐn)?shù)。該圖由tecplot的矢量與氣相數(shù)據(jù)經(jīng)函數(shù)自定義產(chǎn)生相速度矢量圖,因此圖中有速度矢量的為氣相區(qū),反之為液相區(qū)。圖中箭頭的長度即是速度矢量的大小,箭頭的方向就是速度矢量的方向。

圖3 數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證Fig.3 Validation of numerical simulation results

圖4 油艙內(nèi)油氣速度場Fig.4 Simulation result of vapor vector distributions inside tank

從圖4可以看出隨著貨油裝載的進(jìn)行,氣相區(qū)存在渦,平均速度增大,氣相區(qū)對流增強(qiáng),其原因是由于液貨艙透氣口布置和油品蒸發(fā)的影響,氣相區(qū)形成渦,隨著裝載進(jìn)行,氣相空間減小,氣體對流增強(qiáng),因此速度增大。

圖5 氣相區(qū)單位體積動能Fig.5 The kinetic energy per unit volume of gas

3.2 液貨艙氣相區(qū)動能

油船裝貨過程中,裝貨速率會對液貨艙氣相區(qū)產(chǎn)生擾動,液貨艙油品受到的動能由式(2)計算,由于油品從底部進(jìn)油口進(jìn)入,油品受到的擾動能部分通過氣液界面?zhèn)鬟f至氣相區(qū),另一方面燃料油的蒸發(fā)也會增加氣相區(qū)的動能。圖5為通過CFD-post自定義函數(shù)后處理得出的氣相區(qū)油氣單位體積動能。

從圖中可以得出,在裝貨初期(裝載率小于5%)由于氣液界面油氣濃度差較大,加之單位體積受到的擾動能較大(式2可以得出),油品快速蒸發(fā)對氣相產(chǎn)生沖擊,因此初期氣相區(qū)擾動能較大;在裝貨中期(裝載率在5%～68%),由于油氣的累積致使氣液界面油氣濃度升高(圖2),濃度差減小、單位體積油品擾動能緩緩減小,蒸發(fā)率迅速減小,加之油氣在艙內(nèi)的擴(kuò)散,艙內(nèi)氣相區(qū)平均動能略有增加;裝貨后期(裝載率超過68%),從圖2和式(1)能夠得出,氣液界面濃度差進(jìn)一步減小,蒸發(fā)速率減小,影響下降,但氣相空間的減小,液面上升對氣相空間產(chǎn)生擠壓效應(yīng),因此氣相區(qū)單位體積動能增大,對流增強(qiáng)。

3.3 透氣口油氣質(zhì)量流速

圖6為裝貨過程中液貨艙透氣口油氣質(zhì)量流速變化圖,圖7為透氣口油氣質(zhì)量流速隨裝載率變化的增長率。

圖6 透氣口排出油氣速率Fig.6 Exhaust mass rate of vapor

圖7 透氣口排出油氣速率增長率Fig.7 Exhaust growth rate of vapor mass

從圖6、圖7可以得出,油氣在裝載率約23%時,透氣口開始有油氣排出;裝載率在23%～40%,透氣口油氣質(zhì)量流速緩慢增大,透氣口油氣質(zhì)量流速增長率無明顯增長;裝載率在40%～52%,透氣口油氣質(zhì)量流速增長率稍有增大;裝載率在52%～70%,油氣口油氣質(zhì)量流速增大,油氣質(zhì)量流速增長率增長不明顯;裝載率在70%～95%,透氣口油氣質(zhì)量流速急劇增大,油氣質(zhì)量流速增長率增長明顯。裝貨過程中,油氣在液貨艙運(yùn)移主要有對流和擴(kuò)散,這里采用式(3)對流擴(kuò)散方程描述油氣的運(yùn)移。裝貨初期,液艙內(nèi)的油氣運(yùn)移至透氣口主要依靠油氣的擴(kuò)散,由于氣液界面距透氣口有一定距離,因此裝載率約23%時才有油氣排出;裝載率在23%～40%,從圖5可以看出氣相區(qū)單位體積動能在該階段的變化平緩,因此仍然是油氣分子的擴(kuò)散效應(yīng)主導(dǎo)透氣口油氣質(zhì)量流速,其增長緩慢;裝載率達(dá)到70%后,從圖5可以看出氣相區(qū)單位體積動能明顯增大,氣相區(qū)對流增強(qiáng),因此此階段對流效應(yīng)對透氣口油氣質(zhì)量流速變化起主導(dǎo)作用,裝載率在40%～70%,氣相區(qū)單位體積動能緩慢增加,對流稍有增強(qiáng),從圖2和圖4可以看出油氣仍然向透氣口擴(kuò)散,因此該階段對流效應(yīng)與擴(kuò)散效應(yīng)同時影響透氣口油氣質(zhì)量流速,透氣口油氣質(zhì)量流速受到的主要影響由擴(kuò)散效應(yīng)向?qū)α餍?yīng)過渡。

4 結(jié)論

針對油船裝貨過程中液艙內(nèi)油品的層流形態(tài),基于VOF模型、擴(kuò)散傳質(zhì)模型與擾動能結(jié)合建立蒸發(fā)模型及層流模型模擬了裝貨過程液貨艙的油氣運(yùn)移,并用模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。通過分析蒸發(fā)速率、擾動能在初期、中期和后期三個階段的變化,將液貨艙氣相區(qū)單位體積動能變化根據(jù)影響大致可分為三個階段;依據(jù)對流擴(kuò)散方程分析各因素對透氣口油氣質(zhì)量流速主導(dǎo)特征,將透氣口油氣質(zhì)量流速變化大致分為擴(kuò)散效應(yīng)、擴(kuò)散效應(yīng)向?qū)α餍?yīng)過渡和對流效應(yīng)三個階段。該研究為油船裝貨作業(yè)在不同階段采取不同策略控制油氣的排放提供理論參考。

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