運動船舶燃油加注過程中油品透氣試驗研究

朱正祺，盧金樹，袁世杰，甄陽陽，華秋浩，呂煜蒙

（浙江海洋大學船舶與海運學院，浙江舟山 316022）

隨著保稅燃料油供應量的增長，加注作業過程輕質油品透氣現象會造成油氣資源的浪費且易破壞周邊作業環境，因此需要對加注過程中油品透氣問題進行深入研究。油氣透氣問題本質是油品的氣液傳質問題，對此國內外學者進行了大量的研究。MARTENS,et al[1-3]對油船氣液傳質問題和蒸發問題進行實船和模擬研究；HUANG Weiqiu,et al[4-5]采用試驗和數值模擬的方法對不同儲油罐大小呼吸作用下油品傳質機理進行了深入分析。ZHU Ling,et al[6]通過開口燒瓶內汽油實驗，得出蒸發量與時間成對數關系。盧金樹等[7-8]基于對流擴散理論對靜止狀態下油船裝貨過程油品蒸發問題采用模型試驗和數值模擬方法對氣相區晃蕩效應進行充分的研究，但是對于裝貨產生的擾動能和船舶運動產生的晃蕩能耦合的影響機理尚不明確。鑒于數值模擬難以精確捕捉加注過程中氣液界面上升與晃蕩運動耦合產生的波動的問題，并且氣液相變問題會影響模擬的準確性。因此本文采用擾動能、晃蕩能和對流擴散理論，通過模型試驗對靜止和晃蕩運動狀態下加注過程油品透氣特征進行分析。

1 試驗方案

在實際海上加注過程中，加注速率會根據不同的船舶和海況產生變化。所以本文的試驗方案如下：（1）模型艙選取母型船為30 萬t 油船的燃油艙，根據1/40 縮尺比進行靜止和運動狀態下加注全過程模型試驗。（2）選用2 組4 種不同加注速率進行試驗，加注速率為1.38 L·min-1是根據實際工況而定的，命名為第一組，其他3 個速度是根據試驗條件而定的，命名為第二組[7]。考慮到實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]，結合實際海上燃油加注的船舶穩性，選取合適試驗工況進行研究。

如圖1 所示，試驗中計量泵提供加注的動力，濃度傳感器用于測量透氣口處排出烴氣的濃度，流量計測量透氣口氣體實時的流量。試驗油品選擇92#汽油，試驗過程中，油品溫度和環境溫度被控制在26 ℃。加注作業過程中，油品通過計量泵的加注管注入模型艙內，濃度傳感器安裝在透氣孔處，通過計算機分別記錄透氣口處排出油氣的實時濃度。在進行加注作業過程試驗時，在打開計量泵加注的同時開啟晃蕩平臺、濃度測量儀和氣體流量計。為確保試驗數據的準確性，每組試驗至少進行3 次。

圖1 試驗裝置圖Fig.1 Experimental device

2 試驗結果與分析

2.1 靜止狀態下不同速率加注過程透氣特征分析

本文先進行靜止狀態下不同速率的加注模型試驗。其中，加注速率分別為1.38、2.46、2.96 和3.46 L·min-1，加注作業開始前確保模型艙內的油氣達到相對飽和狀態。

2.1.1 透氣口烴氣濃度特征變化分析

試驗透氣口烴氣濃度變化曲線如圖2 所示。

圖2 中可以發現，靜止狀態下受油船加注作業過程中透氣口烴氣濃度主要可以分為2 個階段，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越低，烴氣濃度增長拐點不斷提前，烴氣濃度變化的斜率不斷增大。裝載率為95%時除加注速率為1.38 L·min-1透氣口烴氣濃度達到飽和，其余均未達到飽和。

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 加注過程擾動能特征分析

在靜止加注作業過程中，油品產生晃蕩的動力來自于加注泵對油品的擾動。本文對加注過程產生的擾動能進行分析。對具有自由界面的油艙，單位時間單位體積擾動能與燃料油動能相關。公式如下：

其中，E 為單位時間內加注泵所提供的動能，J；ρ 為試驗油品密度，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 為液艙內單位時間單位體積油品具有的擾動能，J·m-3·s-1。

由圖3 可知，擾動能變化曲線近似于反比例函數，且加注速率越大，相同裝載率下單位時間單位體積擾動能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）加注產生的擾動能被液艙內原有10%油品所耗散；（2）擾動能傳質機理是先傳遞到液相油品，液相油品具有的擾動能傳遞到氣液界面，加快了氣液界面處油品的蒸發，氣液界面處將擾動能量傳遞給油氣分子，由于油氣摩爾質量高于空氣，導致了擾動產生的油蒸氣吸附在氣液界面處。因為加注前期氣相區空間較大，所以蒸發產生的蒸氣在氣液界面處形成積累效應。

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

2.1.3 透氣口排出烴氣質量特征分析

加注作業過程透氣口排出烴氣質量MVOCs公式如下：

其中，MVOCs表示為透氣口透出烴氣的總量，FQ（x）表示為不同加注速率透氣口實時濃度的函數，hq（x）表示一個大氣壓下透氣口透出氣體流量的函數；M0為烴氣的摩爾質量[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量緩慢上升，增長速率相對較小；第二階段排出烴氣質量快速上升，增長速率上升迅速。烴氣總量變化曲線與濃度變化曲線變化規律保持一致，加注作業過程中速率越大，透氣口排出烴氣質量越少。

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 運動狀態下不同速率加注過程透氣特征分析

2.2.1 透氣口烴氣濃度特征分析

運動狀態下試驗的工況選取橫搖運動幅值A=5 deg，運動周期T=10 s[9]。加注試驗透氣口烴氣濃度變化曲線如圖5 所示。如圖6 所示，我們得出了對圖5 進行無量綱處理得到運動狀態下加注過程透氣口烴氣相對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 無量綱處理濃度變化Fig.6 Non dimensional treatment concentration change

由圖5 可知，當選取運動狀態下加注速率為1.38 L·min-1濃度曲線進行分析時，油氣濃度在前500 s處于成長期，在成長期油氣濃度增長較快，增長速度由快變慢；在500～2 600 s 進入平緩期，平緩期油氣濃度增長緩慢處于相對穩定狀態；在2 600～4 325 s 達到快速增長期，在快速增長期油氣濃度快速增長；在4 325～4 435 s 進入飽和期，此期間油氣濃度一直處于飽和油氣濃度。對比圖5 中第二組3 個速度的濃度曲線，在前1 400 s 隨著加注速度的提升，油氣濃度卻不斷下降，出現這一現象的原因是加注速率越大，相同時間內液相油品越多，擾動能和晃蕩能被更多的液相縮吸收，單位體積所具有的動量相對較少。曲線在1 400 s 之后，隨著加注速率的增長油品，在同一時間上加注速率快的油氣濃度則較高。同時看出：當提高加注速率時，加注作業過程成長期和平緩期的時間不斷縮短，其在加注速率為3.46 L·min-1濃度曲線時直接消失；快速增長期占據加注作業過程的時間越長，增長速率越大，但是烴氣濃度均未達到飽和。

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基本保持一致。第一組速度（1.38 L·min-1）相對濃度變化曲線裝載率在10%至20%期間油氣濃度處于成長期；在20%至60%期間為平緩期；在60%至92.9%期間為快速增長期；在92.9%至95%期間為飽和期。與第二組3 個速度相比，油氣濃度的成長期隨著加注速率的增快占據加注過程越長。平穩期占加注過程不斷地降低，在加注速率為（3.46 L·min-1）時透氣口烴氣濃度曲線中平穩期直接消失，主要原因在于加注作業時間短，并且晃蕩能和加注泵引起的擾動能耦合，使得油品更加不穩定。相比快速增長期卻隨著加注速率的增快，占據加注裝載主要過程。

為進一步分析，通過對比船舶不同狀態下油氣濃度特征，如圖7 所示。

圖7 可知：液艙運動相比靜止狀態透氣口排出烴氣濃度較高，說明晃蕩運動有利于油品的蒸發。同時發現隨加注速率的增長濃度差不斷減少。

圖7 運動與靜止狀態下烴氣濃度變化對比Fig.7 Comparison of hydrocarbon concentration changes between moving and stationary states

2.2.2 加注過程晃蕩能特征分析

加注作業過程中液艙一直做晃蕩運動，為定性分析晃蕩運動對加注作業過程所產生的影響，本文對晃蕩能進行分析。晃蕩能公式如下：

W 為晃蕩運動做的功，J；P 為液艙晃蕩運動的功率，J·m-1；m 為液相油品質量，kg；ω 晃蕩運動的線速度，m·s-1；t 為作業時間，s；T 為加注作業總時間，s；r 為晃蕩運動的半徑；De 為晃蕩運動產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，晃蕩能與時間呈線性關系，且加注速率越快，晃蕩能斜率越大。同時，不同加注速率下在裝載率達到95%時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時間不同，但單位體積晃蕩能最終保持一致。這個情況說明了單位體積晃蕩能與時間無關，也就是說晃蕩強度一定時加注速率和時間變化對單位體積晃蕩能沒有影響。

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 透氣口濃度增長率特征分析

為了研究船舶運動因素對燃油艙油氣蒸發及排出的影響，本文將油艙內氣體的排出劃分為液相區氣體的產生與傳遞及氣相區氣體的傳遞，采用對流擴散模型加以描述：

公式中，已經充分考慮了加注或油艙運動引起的對流效應以及液體的運動產生的擴散效應。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 是時間，s；W 是液面上升或波動的速度，m·s-1；Dm是有效擴散系數，m2·s-1；Dn是未定擴散系數，m2·s-1。其中，液面上升或波動的速度W 會引起油氣的強迫對流，有效擴散系數Dm與燃料油種類、溫度等有關；未定擴散系數Dn是由液相擾動造成。

由對流擴散理論可分析圖7 產生的主要原因：液艙的晃蕩運動增強了液相區油品和氣相區烴氣的動能，油品蒸發出來的油氣主要集聚在氣液界面附近，會擴大氣液界面處飽和烴氣的厚度，但是由于氣相空間大，液相油品蒸發至透氣口存在滯后性。透氣口排出烴氣主要是晃蕩運動激發氣相區烴氣動能的增大，導致氣相區壓強增大，進而導致烴氣濃度增高。

對圖5 中濃度對時間求導得到增長率的變化趨勢，再對時間無量綱處理得到圖9，增長率變化即為對流項變化。

由圖9 可知，增長率與裝載率不再是像油品靜止裝載過程中簡單的拋物線關系[10]，而是一種更復雜的近似拋物線關系。在曲線圖內，運動船舶加注過程中透氣口處排出烴氣體積分數的增長率先急速增長后快速下降至較低值，再保持較長裝載階段，最后快速增長。且油品達到飽和狀態會導致快速增長階段出現拐點。裝載前期晃蕩運動時間越長，透氣口烴氣濃度增長率越高，主要原因是晃蕩運動時間長，油品吸收的晃蕩能和擾動能就相對較大，因此裝載前期對流效應占主導因素。但在裝載率20%～60%時透氣口烴氣增長率降至很低，對流效應降低，根據對流擴散方程可知，此時烴氣變化的主導因素是擴散效應起主導。在裝載率為60%～95%時隨著氣相空間的壓縮，擾動能降至很低，晃蕩能明顯增大，導致了氣相區對流效應不斷增強，并占主導因素。

圖9 增長率變化曲線Fig.9 Growth rate curve

2.2.4 透氣口排出烴氣質量特征分析

將圖5 中烴氣實時濃度和透氣口氣體實時流量代入公式（3）得出運動狀態下透氣口排出烴氣的總量，如圖10 所示。

由圖10 可知，加注作業過程排出烴氣總量基本保持線性增長；且運動狀態下加注速率越大，透氣口排出烴氣總量上升越快。和靜止狀態（圖4）相比透出烴氣總量較大。在相同時間內提升加注速率能夠加快油品的蒸發，是因為對流擴散方程中擴散系數的增大。但在整個限制空間加注作業過程中，因為加注速率增大導致蒸發的時間減少，反而造成了油品蒸發出的烴氣質量降低。

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

3 結論

（1）靜止狀態下，加注過程透氣口油氣烴氣濃度先保持不變，后快速增長。運動狀態下，加注過程透氣口烴氣濃度先增長較快，進入成長期；后趨于平緩，進入平緩期；然后快速增長，進入快速增長期；最后達到飽和，進入飽和期。

（2）相比于靜止狀態下，船舶運動能夠加快加注作業過程油品的蒸發。在運動狀態下，裝載率在10%～20%期間受晃蕩能和擾動能耦合影響對流占主導因素；裝載率在20%～60%期間對流效應減弱，擴散效應占主導；裝載率在60%～95%期間，隨著氣相空間的減少，對流效應逐漸增強。

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