朱正祺，盧金樹(shù)，袁世杰，甄陽(yáng)陽(yáng)，華秋浩，呂煜蒙

（浙江海洋大學(xué)船舶與海運(yùn)學(xué)院，浙江舟山 316022）

隨著保稅燃料油供應(yīng)量的增長(zhǎng)，加注作業(yè)過(guò)程輕質(zhì)油品透氣現(xiàn)象會(huì)造成油氣資源的浪費(fèi)且易破壞周邊作業(yè)環(huán)境，因此需要對(duì)加注過(guò)程中油品透氣問(wèn)題進(jìn)行深入研究。油氣透氣問(wèn)題本質(zhì)是油品的氣液傳質(zhì)問(wèn)題，對(duì)此國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。MARTENS,et al[1-3]對(duì)油船氣液傳質(zhì)問(wèn)題和蒸發(fā)問(wèn)題進(jìn)行實(shí)船和模擬研究；HUANG Weiqiu,et al[4-5]采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法對(duì)不同儲(chǔ)油罐大小呼吸作用下油品傳質(zhì)機(jī)理進(jìn)行了深入分析。ZHU Ling,et al[6]通過(guò)開(kāi)口燒瓶?jī)?nèi)汽油實(shí)驗(yàn)，得出蒸發(fā)量與時(shí)間成對(duì)數(shù)關(guān)系。盧金樹(shù)等[7-8]基于對(duì)流擴(kuò)散理論對(duì)靜止?fàn)顟B(tài)下油船裝貨過(guò)程油品蒸發(fā)問(wèn)題采用模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法對(duì)氣相區(qū)晃蕩效應(yīng)進(jìn)行充分的研究，但是對(duì)于裝貨產(chǎn)生的擾動(dòng)能和船舶運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的晃蕩能耦合的影響機(jī)理尚不明確。鑒于數(shù)值模擬難以精確捕捉加注過(guò)程中氣液界面上升與晃蕩運(yùn)動(dòng)耦合產(chǎn)生的波動(dòng)的問(wèn)題，并且氣液相變問(wèn)題會(huì)影響模擬的準(zhǔn)確性。因此本文采用擾動(dòng)能、晃蕩能和對(duì)流擴(kuò)散理論，通過(guò)模型試驗(yàn)對(duì)靜止和晃蕩運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下加注過(guò)程油品透氣特征進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)方案

在實(shí)際海上加注過(guò)程中，加注速率會(huì)根據(jù)不同的船舶和海況產(chǎn)生變化。所以本文的試驗(yàn)方案如下：（1）模型艙選取母型船為30 萬(wàn)t 油船的燃油艙，根據(jù)1/40 縮尺比進(jìn)行靜止和運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下加注全過(guò)程模型試驗(yàn)。（2）選用2 組4 種不同加注速率進(jìn)行試驗(yàn)，加注速率為1.38 L·min-1是根據(jù)實(shí)際工況而定的，命名為第一組，其他3 個(gè)速度是根據(jù)試驗(yàn)條件而定的，命名為第二組[7]?？紤]到實(shí)際海況波浪橫搖的幅值正常在3°～5°之間，橫搖周期在10 s 左右的情況[9]，結(jié)合實(shí)際海上燃油加注的船舶穩(wěn)性，選取合適試驗(yàn)工況進(jìn)行研究。

如圖1 所示，試驗(yàn)中計(jì)量泵提供加注的動(dòng)力，濃度傳感器用于測(cè)量透氣口處排出烴氣的濃度，流量計(jì)測(cè)量透氣口氣體實(shí)時(shí)的流量。試驗(yàn)油品選擇92#汽油，試驗(yàn)過(guò)程中，油品溫度和環(huán)境溫度被控制在26 ℃。加注作業(yè)過(guò)程中，油品通過(guò)計(jì)量泵的加注管注入模型艙內(nèi)，濃度傳感器安裝在透氣孔處，通過(guò)計(jì)算機(jī)分別記錄透氣口處排出油氣的實(shí)時(shí)濃度。在進(jìn)行加注作業(yè)過(guò)程試驗(yàn)時(shí)，在打開(kāi)計(jì)量泵加注的同時(shí)開(kāi)啟晃蕩平臺(tái)、濃度測(cè)量?jī)x和氣體流量計(jì)。為確保試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，每組試驗(yàn)至少進(jìn)行3 次。

圖1 試驗(yàn)裝置圖Fig.1 Experimental device

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 靜止?fàn)顟B(tài)下不同速率加注過(guò)程透氣特征分析

本文先進(jìn)行靜止?fàn)顟B(tài)下不同速率的加注模型試驗(yàn)。其中，加注速率分別為1.38、2.46、2.96 和3.46 L·min-1，加注作業(yè)開(kāi)始前確保模型艙內(nèi)的油氣達(dá)到相對(duì)飽和狀態(tài)。

2.1.1 透氣口烴氣濃度特征變化分析

試驗(yàn)透氣口烴氣濃度變化曲線如圖2 所示。

圖2 中可以發(fā)現(xiàn)，靜止?fàn)顟B(tài)下受油船加注作業(yè)過(guò)程中透氣口烴氣濃度主要可以分為2 個(gè)階段，第一階段（前1 300 s）烴氣濃度保持不變，第二階段（1 300～4 435 s）烴氣濃度快速上升；在第二階段加注速率越大，透氣口烴氣濃度相對(duì)越低，烴氣濃度增長(zhǎng)拐點(diǎn)不斷提前，烴氣濃度變化的斜率不斷增大。裝載率為95%時(shí)除加注速率為1.38 L·min-1透氣口烴氣濃度達(dá)到飽和，其余均未達(dá)到飽和。

圖2 不同加注速率下透氣口濃度變化Fig.2 Variation of gas vent concentration of different filling rates

2.1.2 加注過(guò)程擾動(dòng)能特征分析

在靜止加注作業(yè)過(guò)程中，油品產(chǎn)生晃蕩的動(dòng)力來(lái)自于加注泵對(duì)油品的擾動(dòng)。本文對(duì)加注過(guò)程產(chǎn)生的擾動(dòng)能進(jìn)行分析。對(duì)具有自由界面的油艙，單位時(shí)間單位體積擾動(dòng)能與燃料油動(dòng)能相關(guān)。公式如下：

其中，E 為單位時(shí)間內(nèi)加注泵所提供的動(dòng)能，J；ρ 為試驗(yàn)油品密度，kg·m-3；A0加注口橫截的面積，m2；Q 為加注速率（體積流量），m3·s-1；Te 為液艙內(nèi)單位時(shí)間單位體積油品具有的擾動(dòng)能，J·m-3·s-1。

由圖3 可知，擾動(dòng)能變化曲線近似于反比例函數(shù)，且加注速率越大，相同裝載率下單位時(shí)間單位體積擾動(dòng)能Te 越大；在加注的初始階段，Te 快速減小，在裝載率為30%左右Te 下降趨勢(shì)趨于平緩。但是加注前期透氣口處烴氣濃度一直保持不變的原因是：（1）加注產(chǎn)生的擾動(dòng)能被液艙內(nèi)原有10%油品所耗散；（2）擾動(dòng)能傳質(zhì)機(jī)理是先傳遞到液相油品，液相油品具有的擾動(dòng)能傳遞到氣液界面，加快了氣液界面處油品的蒸發(fā)，氣液界面處將擾動(dòng)能量傳遞給油氣分子，由于油氣摩爾質(zhì)量高于空氣，導(dǎo)致了擾動(dòng)產(chǎn)生的油蒸氣吸附在氣液界面處。因?yàn)榧幼⑶捌跉庀鄥^(qū)空間較大，所以蒸發(fā)產(chǎn)生的蒸氣在氣液界面處形成積累效應(yīng)。

圖3 不同加注速率下擾動(dòng)能變化曲線Fig.3 Disturbance energy curve of different filling rates

2.1.3 透氣口排出烴氣質(zhì)量特征分析

加注作業(yè)過(guò)程透氣口排出烴氣質(zhì)量MVOCs公式如下：

其中，MVOCs表示為透氣口透出烴氣的總量，F(xiàn)Q（x）表示為不同加注速率透氣口實(shí)時(shí)濃度的函數(shù)，hq（x）表示一個(gè)大氣壓下透氣口透出氣體流量的函數(shù)；M0為烴氣的摩爾質(zhì)量[7]。

由圖4 可知，不同加注速率透氣口排出烴氣總量曲線線型相似，第一階段排出烴氣質(zhì)量緩慢上升，增長(zhǎng)速率相對(duì)較??；第二階段排出烴氣質(zhì)量快速上升，增長(zhǎng)速率上升迅速。烴氣總量變化曲線與濃度變化曲線變化規(guī)律保持一致，加注作業(yè)過(guò)程中速率越大，透氣口排出烴氣質(zhì)量越少。

圖4 不同加注速率透出烴氣總量Fig.4 Total hydrocarbon gas permeability of different filling rates

2.2 運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下不同速率加注過(guò)程透氣特征分析

2.2.1 透氣口烴氣濃度特征分析

運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下試驗(yàn)的工況選取橫搖運(yùn)動(dòng)幅值A(chǔ)=5 deg，運(yùn)動(dòng)周期T=10 s[9]。加注試驗(yàn)透氣口烴氣濃度變化曲線如圖5 所示。如圖6 所示，我們得出了對(duì)圖5 進(jìn)行無(wú)量綱處理得到運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下加注過(guò)程透氣口烴氣相對(duì)濃度隨裝載率的變化曲線。

圖5 烴氣濃度變化曲線Fig.5 Time histories of hydrocarbon concentration

圖6 無(wú)量綱處理濃度變化Fig.6 Non dimensional treatment concentration change

由圖5 可知，當(dāng)選取運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下加注速率為1.38 L·min-1濃度曲線進(jìn)行分析時(shí)，油氣濃度在前500 s處于成長(zhǎng)期，在成長(zhǎng)期油氣濃度增長(zhǎng)較快，增長(zhǎng)速度由快變慢；在500～2 600 s 進(jìn)入平緩期，平緩期油氣濃度增長(zhǎng)緩慢處于相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài)；在2 600～4 325 s 達(dá)到快速增長(zhǎng)期，在快速增長(zhǎng)期油氣濃度快速增長(zhǎng)；在4 325～4 435 s 進(jìn)入飽和期，此期間油氣濃度一直處于飽和油氣濃度。對(duì)比圖5 中第二組3 個(gè)速度的濃度曲線，在前1 400 s 隨著加注速度的提升，油氣濃度卻不斷下降，出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因是加注速率越大，相同時(shí)間內(nèi)液相油品越多，擾動(dòng)能和晃蕩能被更多的液相縮吸收，單位體積所具有的動(dòng)量相對(duì)較少。曲線在1 400 s 之后，隨著加注速率的增長(zhǎng)油品，在同一時(shí)間上加注速率快的油氣濃度則較高。同時(shí)看出：當(dāng)提高加注速率時(shí)，加注作業(yè)過(guò)程成長(zhǎng)期和平緩期的時(shí)間不斷縮短，其在加注速率為3.46 L·min-1濃度曲線時(shí)直接消失；快速增長(zhǎng)期占據(jù)加注作業(yè)過(guò)程的時(shí)間越長(zhǎng)，增長(zhǎng)速率越大，但是烴氣濃度均未達(dá)到飽和。

由圖6 可知：4 種加注速度下烴氣濃度隨裝載率變化曲線趨勢(shì)基本保持一致。第一組速度（1.38 L·min-1）相對(duì)濃度變化曲線裝載率在10%至20%期間油氣濃度處于成長(zhǎng)期；在20%至60%期間為平緩期；在60%至92.9%期間為快速增長(zhǎng)期；在92.9%至95%期間為飽和期。與第二組3 個(gè)速度相比，油氣濃度的成長(zhǎng)期隨著加注速率的增快占據(jù)加注過(guò)程越長(zhǎng)。平穩(wěn)期占加注過(guò)程不斷地降低，在加注速率為（3.46 L·min-1）時(shí)透氣口烴氣濃度曲線中平穩(wěn)期直接消失，主要原因在于加注作業(yè)時(shí)間短，并且晃蕩能和加注泵引起的擾動(dòng)能耦合，使得油品更加不穩(wěn)定。相比快速增長(zhǎng)期卻隨著加注速率的增快，占據(jù)加注裝載主要過(guò)程。

為進(jìn)一步分析，通過(guò)對(duì)比船舶不同狀態(tài)下油氣濃度特征，如圖7 所示。

圖7 可知：液艙運(yùn)動(dòng)相比靜止?fàn)顟B(tài)透氣口排出烴氣濃度較高，說(shuō)明晃蕩運(yùn)動(dòng)有利于油品的蒸發(fā)。同時(shí)發(fā)現(xiàn)隨加注速率的增長(zhǎng)濃度差不斷減少。

圖7 運(yùn)動(dòng)與靜止?fàn)顟B(tài)下烴氣濃度變化對(duì)比Fig.7 Comparison of hydrocarbon concentration changes between moving and stationary states

2.2.2 加注過(guò)程晃蕩能特征分析

加注作業(yè)過(guò)程中液艙一直做晃蕩運(yùn)動(dòng)，為定性分析晃蕩運(yùn)動(dòng)對(duì)加注作業(yè)過(guò)程所產(chǎn)生的影響，本文對(duì)晃蕩能進(jìn)行分析。晃蕩能公式如下：

W 為晃蕩運(yùn)動(dòng)做的功，J；P 為液艙晃蕩運(yùn)動(dòng)的功率，J·m-1；m 為液相油品質(zhì)量，kg；ω 晃蕩運(yùn)動(dòng)的線速度，m·s-1；t 為作業(yè)時(shí)間，s；T 為加注作業(yè)總時(shí)間，s；r 為晃蕩運(yùn)動(dòng)的半徑；De 為晃蕩運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的單位體積晃蕩能，J·m-3；V 為液相油品的體積，m3。

由圖8 可知，晃蕩能與時(shí)間呈線性關(guān)系，且加注速率越快，晃蕩能斜率越大。同時(shí)，不同加注速率下在裝載率達(dá)到95%時(shí)油品單位體積晃蕩能都保持在4.69 J·m-3。雖然不同加注速率下加注作業(yè)時(shí)間不同，但單位體積晃蕩能最終保持一致。這個(gè)情況說(shuō)明了單位體積晃蕩能與時(shí)間無(wú)關(guān)，也就是說(shuō)晃蕩強(qiáng)度一定時(shí)加注速率和時(shí)間變化對(duì)單位體積晃蕩能沒(méi)有影響。

圖8 單位體積晃蕩能變化曲線Fig.8 The diagram of per unit sloshing energy of different motion periods

2.2.3 透氣口濃度增長(zhǎng)率特征分析

為了研究船舶運(yùn)動(dòng)因素對(duì)燃油艙油氣蒸發(fā)及排出的影響，本文將油艙內(nèi)氣體的排出劃分為液相區(qū)氣體的產(chǎn)生與傳遞及氣相區(qū)氣體的傳遞，采用對(duì)流擴(kuò)散模型加以描述：

公式中，已經(jīng)充分考慮了加注或油艙運(yùn)動(dòng)引起的對(duì)流效應(yīng)以及液體的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的擴(kuò)散效應(yīng)。其中：c是透氣口處排出烴氣濃度，%vol；z 代表z 軸方向距離，m；t 是時(shí)間，s；W 是液面上升或波動(dòng)的速度，m·s-1；Dm是有效擴(kuò)散系數(shù)，m2·s-1；Dn是未定擴(kuò)散系數(shù)，m2·s-1。其中，液面上升或波動(dòng)的速度W 會(huì)引起油氣的強(qiáng)迫對(duì)流，有效擴(kuò)散系數(shù)Dm與燃料油種類、溫度等有關(guān)；未定擴(kuò)散系數(shù)Dn是由液相擾動(dòng)造成。

由對(duì)流擴(kuò)散理論可分析圖7 產(chǎn)生的主要原因：液艙的晃蕩運(yùn)動(dòng)增強(qiáng)了液相區(qū)油品和氣相區(qū)烴氣的動(dòng)能，油品蒸發(fā)出來(lái)的油氣主要集聚在氣液界面附近，會(huì)擴(kuò)大氣液界面處飽和烴氣的厚度，但是由于氣相空間大，液相油品蒸發(fā)至透氣口存在滯后性。透氣口排出烴氣主要是晃蕩運(yùn)動(dòng)激發(fā)氣相區(qū)烴氣動(dòng)能的增大，導(dǎo)致氣相區(qū)壓強(qiáng)增大，進(jìn)而導(dǎo)致烴氣濃度增高。

對(duì)圖5 中濃度對(duì)時(shí)間求導(dǎo)得到增長(zhǎng)率的變化趨勢(shì)，再對(duì)時(shí)間無(wú)量綱處理得到圖9，增長(zhǎng)率變化即為對(duì)流項(xiàng)變化。

由圖9 可知，增長(zhǎng)率與裝載率不再是像油品靜止裝載過(guò)程中簡(jiǎn)單的拋物線關(guān)系[10]，而是一種更復(fù)雜的近似拋物線關(guān)系。在曲線圖內(nèi)，運(yùn)動(dòng)船舶加注過(guò)程中透氣口處排出烴氣體積分?jǐn)?shù)的增長(zhǎng)率先急速增長(zhǎng)后快速下降至較低值，再保持較長(zhǎng)裝載階段，最后快速增長(zhǎng)。且油品達(dá)到飽和狀態(tài)會(huì)導(dǎo)致快速增長(zhǎng)階段出現(xiàn)拐點(diǎn)。裝載前期晃蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)間越長(zhǎng)，透氣口烴氣濃度增長(zhǎng)率越高，主要原因是晃蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)間長(zhǎng)，油品吸收的晃蕩能和擾動(dòng)能就相對(duì)較大，因此裝載前期對(duì)流效應(yīng)占主導(dǎo)因素。但在裝載率20%～60%時(shí)透氣口烴氣增長(zhǎng)率降至很低，對(duì)流效應(yīng)降低，根據(jù)對(duì)流擴(kuò)散方程可知，此時(shí)烴氣變化的主導(dǎo)因素是擴(kuò)散效應(yīng)起主導(dǎo)。在裝載率為60%～95%時(shí)隨著氣相空間的壓縮，擾動(dòng)能降至很低，晃蕩能明顯增大，導(dǎo)致了氣相區(qū)對(duì)流效應(yīng)不斷增強(qiáng)，并占主導(dǎo)因素。

圖9 增長(zhǎng)率變化曲線Fig.9 Growth rate curve

2.2.4 透氣口排出烴氣質(zhì)量特征分析

將圖5 中烴氣實(shí)時(shí)濃度和透氣口氣體實(shí)時(shí)流量代入公式（3）得出運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下透氣口排出烴氣的總量，如圖10 所示。

由圖10 可知，加注作業(yè)過(guò)程排出烴氣總量基本保持線性增長(zhǎng)；且運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下加注速率越大，透氣口排出烴氣總量上升越快。和靜止?fàn)顟B(tài)（圖4）相比透出烴氣總量較大。在相同時(shí)間內(nèi)提升加注速率能夠加快油品的蒸發(fā)，是因?yàn)閷?duì)流擴(kuò)散方程中擴(kuò)散系數(shù)的增大。但在整個(gè)限制空間加注作業(yè)過(guò)程中，因?yàn)榧幼⑺俾试龃髮?dǎo)致蒸發(fā)的時(shí)間減少，反而造成了油品蒸發(fā)出的烴氣質(zhì)量降低。

圖10 排出烴氣總量變化Fig.10 Change in total amount of discharged hydrocarbon gas

3 結(jié)論

（1）靜止?fàn)顟B(tài)下，加注過(guò)程透氣口油氣烴氣濃度先保持不變，后快速增長(zhǎng)。運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，加注過(guò)程透氣口烴氣濃度先增長(zhǎng)較快，進(jìn)入成長(zhǎng)期；后趨于平緩，進(jìn)入平緩期；然后快速增長(zhǎng)，進(jìn)入快速增長(zhǎng)期；最后達(dá)到飽和，進(jìn)入飽和期。

（2）相比于靜止?fàn)顟B(tài)下，船舶運(yùn)動(dòng)能夠加快加注作業(yè)過(guò)程油品的蒸發(fā)。在運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，裝載率在10%～20%期間受晃蕩能和擾動(dòng)能耦合影響對(duì)流占主導(dǎo)因素；裝載率在20%～60%期間對(duì)流效應(yīng)減弱，擴(kuò)散效應(yīng)占主導(dǎo)；裝載率在60%～95%期間，隨著氣相空間的減少，對(duì)流效應(yīng)逐漸增強(qiáng)。

（3）隨著加注速率的增大，油品的單位時(shí)間單位體積擾動(dòng)能增大，加注時(shí)間減少，透氣口排出烴氣質(zhì)量降低。