汽油裝罐油氣擴散排放的實驗測定及數(shù)值模擬

黃維秋，王兆利，紀虹，趙晨露，呂愛華，徐先陽，王翊紅

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汽油裝罐油氣擴散排放的實驗測定及數(shù)值模擬

黃維秋1，王兆利1，紀虹1，趙晨露2，呂愛華1，徐先陽1，王翊紅1

(1江蘇省油氣儲運技術重點實驗室（常州大學），江蘇常州 213016；2上海河圖工程股份有限公司，上海 200000)

正確預測儲油罐收油作業(yè)時罐內(nèi)油氣擴散排放規(guī)律對研究油品蒸發(fā)損耗及污染控制具有重要意義，因而兩個關鍵參數(shù)（油罐排放氣液比及損耗率）被重點考慮?；赩OF模型、擴散傳質(zhì)模型和RNG湍流模型，對汽油噴濺式裝油損耗進行數(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)的油氣擴散規(guī)律，并建立汽油裝罐蒸發(fā)損耗實驗平臺驗證以上數(shù)值模擬，模擬值與實驗值吻合良好。研究結果表明：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損耗評估計算公式考慮裝油速度及油罐初始油氣濃度對蒸發(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、儲運及銷售過程中，都會造成一定的蒸發(fā)損耗，不僅會造成資源浪費，對環(huán)境也會產(chǎn)生極大的污染。其中儲運環(huán)節(jié)中裝油過程是主要的損耗階段，裝油口位置對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動能夠得到有效控制，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，在油品浸沒裝油口之前仍然會產(chǎn)生強烈的對流擴散傳質(zhì)。目前，汽油等輕質(zhì)油品以內(nèi)浮頂罐儲存為主。帶有油氣回收處理系統(tǒng)的常壓固定頂罐已經(jīng)成為一種新的儲油方式[2-4]。為此，拱頂罐收油作業(yè)時罐內(nèi)油氣擴散排放的機理分析并正確預測其排放規(guī)律，對研究油品蒸發(fā)損耗及污染控制具有重要意義，也可為目前國內(nèi)正在實施的VOCs排污監(jiān)管及收費提供理論依據(jù)。同時，該研究成果還可為罐車、油船、加油站地下儲罐的油氣排放評估做參考。

研究油罐噴濺式裝油需要模擬空氣和汽油的兩相流動。主要使用VOF模型捕捉氣液界面從而計算傳質(zhì)，數(shù)值模擬在該現(xiàn)象的研究上有廣泛應用[5-7]。Waheed等[8]利用有限元法對處在自然對流或強迫對流中的液滴的傳質(zhì)規(guī)律進行了解算。Haelssig等[9]采用VOF模型追蹤氣液相流的動態(tài)界面，研究了動態(tài)界面的傳質(zhì)規(guī)律。朱玲等[10]針對93#汽油的蒸發(fā)損耗過程進行了實驗研究，分別模擬了上裝浸沒式進油、噴濺式進油、油罐靜儲存和地面敞口靜置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。

上述研究大都針對自由液面的動態(tài)傳質(zhì)規(guī)律及收油過程中油品的蒸發(fā)率，并未對收油作業(yè)時油罐排放氣液比、損耗率等變化規(guī)律進行研究，以及未對汽油等油品蒸發(fā)損耗進一步核實對比。為此本文通過對油罐噴濺式收油作業(yè)現(xiàn)象進行分析，依據(jù)計算流體力學理論基礎，采用有限體積法求解流場的偏微分方程，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，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)擴散規(guī)律，為油罐收油損耗評估提供重要參考。

1 模型建立

1.1 數(shù)學模型

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

式中，v分別對應（,,）3個方向的運動距離，m；v為（,,）3個方向的速度分量，m·s-1；為時間，s；代表體積分數(shù)。

當計算網(wǎng)格內(nèi)全部充滿氣相時=1，相反則=0。氣液相交界面可以在0<<1時被捕捉到。

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。

動量守恒方程為

式中，x、x分別表示在軸和軸方向的運動距離，m；，分別表示在軸和軸方向的速度矢量，m·s-1；是動力黏度，Pa·s；是重力加速度，m·s-2；是絕對壓力，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，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。該模型對流動分離和二次流有很好的表現(xiàn)，與標準-模型相比，有兩個主要不同點：RNG-模型為湍流黏性增加了一個公式；為耗散率增加了新的傳輸方程，更準確地反映了主流的時均應變率[13]。

RNG-模型

式中，是湍動能，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)生的湍流動能，b是由于浮力而產(chǎn)生的湍流動能；eff是有效動力黏度，Pa·s；是運動黏度，m2·s-1。

汽油油氣是多組分混合物，傳質(zhì)過程較為復雜，為簡化物理模型，將油氣看成單一組分進行解算，氣相組分輸運標量方程為[14-15]

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

式中，AB是通過富勒定律計算的二元擴散系數(shù)，取8.9×10-6 m2·s-1；eff是有效動力黏度，Pa·s；t是紊流Schmidt數(shù)。根據(jù)單相傳質(zhì)規(guī)律，傳質(zhì)通量與有效擴散系數(shù)和濃度梯度有關[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)量分數(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稱模型，為便于計算，簡化為二維軸對稱模型來計算。為了使計算結果更精確，采用結構化網(wǎng)格進行劃分，并對油罐速度進口和壓力出口以及油罐底部汽油噴濺區(qū)域進行加密，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。

由于本文模擬及實驗油罐尺寸較小，為考察驗證裝油速度、初始油氣濃度對油罐收油作業(yè)時油氣擴散排放規(guī)律影響的放大效應，進一步對大型拱頂油罐收油過程進行數(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

（1）由于裝油時間較短，忽略了溫度變化對油氣擴散排放的影響，將溫度設為常溫300 K。

（2）由于汽油是一種復雜的混合物，包含許多不同的組分，如果計算汽油中的所有組分，將會產(chǎn)生巨大的計算量（事實上，目前還難以實現(xiàn)），所以為了減少計算量并側重研究汽油裝罐時罐內(nèi)流體的擾動及油氣濃度分布狀態(tài)，假設裝油過程中氣液界面蒸發(fā)擴散的組分保持不變，并把油氣和空氣作為兩種組分。實際油罐收油作業(yè)時罐內(nèi)油品會隨著時間的變化，損耗量不斷增加，即蒸發(fā)出的油氣組分會隨著損耗量、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）]用有限體積法進行離散，其中動量方程中對流項利用高階差分格式離散[17]，擴散項通過上一時間步的計算值進行計算。為了計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)對容積率進行光順處理，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行計算。

輸運方程式（7）中的對流項采用二階迎風格式，非穩(wěn)態(tài)項采用一階顯示時間積分方式。輸運方程式（7）只在氣相進行計算，并且汽油的蒸發(fā)損耗率取決于氣液相界面的源項，由于源項是交界面組分梯度的函數(shù)，而液相并不計算輸運方程，所以會導致交界面組分梯度的不連續(xù)性。為解決以上問題，需要定義一個中間變量用來計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)量分數(shù)，在液相中等于平均質(zhì)量分數(shù)。具體通過以下步驟來計算汽油的蒸發(fā)損耗[7]：

（1）通過VOF方程確定所有單元內(nèi)液體的體積分數(shù)；

（2）計算氣相傳輸特性；

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

（4）在含有部分或全部氣體的單元內(nèi)對中間變量指定氣體質(zhì)量分數(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 實驗驗證

建立小型汽油裝罐蒸發(fā)損耗實驗平臺如圖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計量。裝油口也同樣設置有高裝油口（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，設置5個不同高度的油氣采樣點（T1～T5），如圖4。采樣點T1～T5（圖4）及總排放管的采樣點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進行油氣濃度分析。

4 結果與分析

4.1 罐內(nèi)油氣濃度及流場分布

油罐收油作業(yè)時，裝油口高度對罐內(nèi)油氣濃度分布影響較大。圖5為裝油速度為0.89 m·s-1時不同高度裝油口在540 s時罐內(nèi)油氣濃度分布實驗值與模擬值對比（其中橫坐標為罐內(nèi)氣體空間點與罐底的距離，縱坐標為罐內(nèi)氣體空間點油氣濃度質(zhì)量分數(shù)）；圖6為不同高度裝油口在0.89m·s-1裝油速度下不同時刻的罐內(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算出的油流速度。由圖6（a）可知，高裝油口裝油時，罐內(nèi)氣體空間油氣濃度較高，當=540 s時基本達到飽和狀態(tài)，結合圖5可知，此時罐頂區(qū)域油氣質(zhì)量分數(shù)約為0.35。主要是由于高裝油口裝油時，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，同時由于油流沖擊油面引起汽油的攪動作用，以及液面上升引起的罐內(nèi)氣體空間氣流流動，使汽油蒸發(fā)和對流擴散加劇，罐內(nèi)氣體空間油氣濃度很快趨于飽和。此時，氣體空間油氣-空氣之間的傳質(zhì)機理是由強制對流而實現(xiàn)的。由圖6（b）可知，中裝油口裝油時，進油口以下氣體空間油氣濃度值較高，主要是因為油品還沒有沒過裝油口前，罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣傳質(zhì)以對流擴散為主，同時，由于汽油對罐內(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，使蒸發(fā)和對流擴散逐漸加劇。裝油口以上氣體空間受對流影響較小，所以濃度值偏低，由圖5可知，540 s時罐頂區(qū)域油氣質(zhì)量分數(shù)為0.15左右。此時，氣體空間油氣-空氣之間的傳質(zhì)機理是先由強制對流而實現(xiàn)的，后段（裝油口浸沒油品后）對流傳質(zhì)的強度逐漸減弱。圖6（c）為低裝油口在0.89 m·s-1裝油速度下罐內(nèi)不同時刻油氣濃度分布云圖，低裝油口裝油時，油品很快沒過進油口，罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣之間傳質(zhì)是對流傳質(zhì)和分子擴散共存，因而油氣空間的濃度增加速度相對緩慢，總體上罐內(nèi)油氣濃度值不高。通過圖5數(shù)據(jù)對比可以看出模擬曲線變化趨勢與實驗值吻合良好，說明了數(shù)值模擬的準確性，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)機理。

油罐收油作業(yè)時，隨著裝油速度增加，汽油蒸發(fā)和對流現(xiàn)象逐漸加劇，罐內(nèi)氣體空間油氣濃度越快到達飽和狀態(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。通過對比圖6可知，隨著裝油速度增大，相同液位時中、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受對流影響較小，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時不同時刻罐內(nèi)流場分布。由圖8可以看出，汽油從裝油口噴出后，通過擴散卷吸周圍空氣，使空氣沿軸中心位置向下方兩側擾動，到達罐壁后，沿罐壁向上方運移。當汽油到達罐底，與罐底表面發(fā)生撞擊，并在罐底軸中心兩側形成渦流，加劇了汽油蒸發(fā)速率，結合圖7可以看出，=30 s時罐底兩側位置濃度較高。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而出現(xiàn)渦流，流體做湍流流動。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)機理的分析。

油罐裝油過程中，油品蒸發(fā)擴散排放規(guī)律會受罐內(nèi)初始油氣濃度影響。設定常溫下油罐初始油氣質(zhì)量分數(shù)為0、0.1、0.3，進油速度為1.5 m·s-1。圖9為中裝油口收油作業(yè)時罐內(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，達到飽和狀態(tài)的時間越短。

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驗對比。初始油氣濃度為0時，由圖中可以看出高裝油口油罐排放口油氣濃度迅速上升，約在濃度達到1.3 g·L-1之后，增速平緩，形成一個向上的拐點；中裝油口油罐排放口在0～5 min時間內(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流擴散傳質(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)油氣擴散傳質(zhì)以分子擴散為主，濃度曲線較為平緩。低裝油口裝油時，油氣-空氣傳質(zhì)主要以分子擴散為主，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行而逐漸增加。油罐初始油氣濃度對油罐排放口油氣濃度分布影響較大。結合圖9可知，油罐在收油作業(yè)時，初始油氣濃度越大，罐內(nèi)油氣濃度梯度越小，達到飽和狀態(tài)時間越短。由圖10可以看出，初始油氣濃度設為0.3 g·L-1時，中、高裝油口油罐排放口油氣濃度比初始油氣濃度為0時較快達到飽和狀態(tài)，低裝油口油罐排放口油氣濃度達到飽和狀態(tài)時間相差不大。

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)律的實驗和模擬數(shù)據(jù)對比。從圖中可以看出，低裝油口裝油時，油罐排放氣液比隨裝油速度增加而略微減小，對比圖6、圖7可知，當裝油速度從0.89 m·s-1增大到1.2 m·s-1時罐內(nèi)油氣濃度增幅較小，并且由于油罐裝滿時間變短，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，對流傳質(zhì)逐漸占主導地位，從而對氣液比產(chǎn)生影響。由圖11可以看出高裝油口裝油時，氣液比隨裝油速度增大，先快速增大后緩慢減小，因為裝油速度越大，罐內(nèi)對流擴散及油品的附加蒸發(fā)逐漸加劇；裝油速度小于1.2 m·s-1時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)對流擴散及油品附加蒸發(fā)仍然很劇烈，但油罐裝滿時間變短，罐內(nèi)液面位置高濃度層油氣來不及擴散至排放口，所以裝油速度大于1.2 m·s-1時，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)律模擬實驗對比?？梢钥闯?，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減小組分質(zhì)量分數(shù)梯度從而抑制汽油的蒸發(fā)速率，導致汽油附加蒸發(fā)量減小，因此排放出的混合氣也相應減小。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，當罐內(nèi)初始油氣濃度從0增加到0.9 g·L-1時，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)律實驗模擬數(shù)據(jù)對比。由圖13可以看出，裝油速度相同時，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時約為0.1%，并且總體來看損耗率較低。由于高裝油口裝油時，液面一直在裝油口以下，罐內(nèi)油品蒸發(fā)擴散主要是油流對液面的攪動及罐內(nèi)氣體空間氣液兩相對流引起的，因此高裝油口裝油時損耗率較大。中裝油口裝油時，先以噴淋裝油為主，罐內(nèi)油品蒸發(fā)以對流擴散傳質(zhì)為主，油品沒過裝油口之后，蒸發(fā)損耗主要是由分子擴散及液面上升引起的。低裝油口裝油時，油品很快沒過裝油口，罐內(nèi)油品蒸發(fā)損耗以分子擴散為主，所以排放口油氣濃度較低，損耗量較小。由圖14可以看出，當罐內(nèi)初始油氣濃度從0增加到0.3 kg·m-3時，值也相應增加。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 大型油罐模擬結果及分析

為驗證小型油罐數(shù)值模擬計算結果的實際意義及放大效應，進一步對大型拱頂油罐收油過程進行數(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，本文只簡要給出部分研究內(nèi)容與小型油罐數(shù)值模擬結果相比對。圖15為大型拱頂油罐在1.5 m·s-1裝油速度下3.8 h時罐壁油氣濃度分布圖及流場分布，由圖15（a）可以看出，=3.8 h時油氣剛剛擴散至罐頂氣體空間，但分布并不均勻，根據(jù)計算結果，此時排放口油氣濃度質(zhì)量分數(shù)約為0.003。圖15（b）為=3.8 h時罐內(nèi)流場分布，此時油品已經(jīng)沒過裝油口，罐內(nèi)氣體流動主要是由于油流攪動及液面上升產(chǎn)生的影響。結合圖15（a）可以看出，渦流處油氣濃度值相對較高。

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

4.6 對API損耗評估公式的討論

美國環(huán)保局2006年最新修正的固定頂油罐API收油損耗計算公式為[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為呼吸閥設定校正因子，呼吸閥開啟壓力設置在±207 Pa范圍內(nèi)時，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，但式中并未給出裝油速度和初始油氣濃度對收油損耗的影響，而根據(jù)模擬結果顯示，裝油速度以及初始油氣濃度對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算公式考慮裝油速度和油罐初始油氣濃度對蒸發(fā)損耗的影響。

5 結 論

通過CFD軟件綜合計算連續(xù)性方程、動量方程、質(zhì)量傳遞方程，并結合實驗實測數(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??；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，因為初始油氣濃度的增加會減小組分質(zhì)量分數(shù)梯度從而抑制汽油的蒸發(fā)速率，導致汽油附加蒸發(fā)量減小，因此排放出的混合氣也相應減小。

（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估提供一定參考。

（4）裝油速度、油罐初始油氣濃度對排放口混合氣濃度、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

國家自然科學基金項目（51574044）；江蘇省高?！扒嗨{工程”資助項目（SCZ1409700002）；江蘇省油氣儲運重點實驗室項目（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。