汽油装罐油气扩散排放的实验测定及数值模拟

黄维秋，王兆利，纪虹，赵晨露，吕爱华，徐先阳，王翊红



汽油装罐油气扩散排放的实验测定及数值模拟

黄维秋1，王兆利1，纪虹1，赵晨露2，吕爱华1，徐先阳1，王翊红1

(1江苏省油气储运技术重点实验室（常州大学），江苏常州 213016；2上海河图工程股份有限公司，上海 200000)

正确预测储油罐收油作业时罐内油气扩散排放规律对研究油品蒸发损耗及污染控制具有重要意义，因而两个关键参数（油罐排放气液比及损耗率）被重点考虑。基于VOF模型、扩散传质模型和RNG湍流模型，对汽油喷溅式装油损耗进行数值模拟研究。分析比较了不同装油口高度、不同装油速度、不同油罐初始油气浓度条件下罐内的油气扩散规律，并建立汽油装罐蒸发损耗实验平台验证以上数值模拟，模拟值与实验值吻合良好。研究结果表明：装油口位置越高，汽油损耗率越大，随装油速度增大，高装油口损耗率最大约为0.34%，低装油口约为0.025%。增大油罐初始油气浓度，高装油口损耗率最大约为0.44%，中装油口约为0.21%，低装油口约为0.043%。最后建议固定顶油罐大呼吸API损耗评估计算公式考虑装油速度及油罐初始油气浓度对蒸发损耗的影响，并尽量采用低装油口及清洗油罐装油。

汽油；蒸发；扩散；装油速度；初始油气浓度；数值模拟

引 言

石油开采、炼制、储运及销售过程中，都会造成一定的蒸发损耗，不仅会造成资源浪费，对环境也会产生极大的污染。其中储运环节中装油过程是主要的损耗阶段，装油口位置对油品损耗及油气排放浓度（油气排放因子）的影响甚大。尽管目前各种油罐、罐车、油船基本采用顶部浸没式或底部装油，装油过程中油品的湍流运动能够得到有效控制，从而产生较少的损耗量[1]。然而油品通过油罐底部装油口装油时，在油品浸没装油口之前仍然会产生强烈的对流扩散传质。目前，汽油等轻质油品以内浮顶罐储存为主。带有油气回收处理系统的常压固定顶罐已经成为一种新的储油方式[2-4]。为此，拱顶罐收油作业时罐内油气扩散排放的机理分析并正确预测其排放规律，对研究油品蒸发损耗及污染控制具有重要意义，也可为目前国内正在实施的VOCs排污监管及收费提供理论依据。同时，该研究成果还可为罐车、油船、加油站地下储罐的油气排放评估做参考。

研究油罐喷溅式装油需要模拟空气和汽油的两相流动。主要使用VOF模型捕捉气液界面从而计算传质，数值模拟在该现象的研究上有广泛应用[5-7]。Waheed等[8]利用有限元法对处在自然对流或强迫对流中的液滴的传质规律进行了解算。Haelssig等[9]采用VOF模型追踪气液相流的动态界面，研究了动态界面的传质规律。朱玲等[10]针对93#汽油的蒸发损耗过程进行了实验研究，分别模拟了上装浸没式进油、喷溅式进油、油罐静储存和地面敞口静置4种不同的油品蒸发状态。Hassanvand等[11]利用VOF模型研究了卧式油罐喷射装油，考察了温度、装油速度等操作条件对汽油蒸发质量和蒸发速率的影响。

上述研究大都针对自由液面的动态传质规律及收油过程中油品的蒸发率，并未对收油作业时油罐排放气液比、损耗率等变化规律进行研究，以及未对汽油等油品蒸发损耗进一步核实对比。为此本文通过对油罐喷溅式收油作业现象进行分析，依据计算流体力学理论基础，采用有限体积法求解流场的偏微分方程，选取VOF模型、RNG湍流模型及传质模型，并添加气液相界面质量源项，建立油罐喷溅式装油模型并采用PISO算法求解。通过比较装油口高度、装油速度、初始油气浓度条件下罐内油品蒸发扩散规律，为油罐收油损耗评估提供重要参考。

1 模型建立

1.1 数学模型

油罐喷溅式装油的流动过程可以用VOF多相流模型计算，在VOF模型中不同的流体组分共用一套动量方程，计算时在整个计算区域的每个计算单元内，都记录下各相组分所占有的体积率或体积分数。所以，VOF模型通过计算体积分数的连续性方程捕捉气液相界面。该方程为

式中，v分别对应（,,）3个方向的运动距离，m；v为（,,）3个方向的速度分量，m·s-1；为时间，s；代表体积分数。

当计算网格内全部充满气相时=1，相反则=0。气液相交界面可以在0<<1时被捕捉到。

连续性方程为

式中，v是所求相的密度，kg·m-3；为所求相的速度矢量，m·s-1。

动量守恒方程为

式中，x、x分别表示在轴和轴方向的运动距离，m；，分别表示在轴和轴方向的速度矢量，m·s-1；是动力黏度，Pa·s；是重力加速度，m·s-2；是绝对压力，Pa；为混合密度，kg·m-3；σ是体积力，N·(m3·s)-1。

湍流方程：油罐喷溅式装油属于湍流流动，其中RNG-模型特别适用于VOF多相流模型[12]，因此，本模拟过程选择RNG-模型。该模型对流动分离和二次流有很好的表现，与标准-模型相比，有两个主要不同点：RNG-模型为湍流黏性增加了一个公式；为耗散率增加了新的传输方程，更准确地反映了主流的时均应变率[13]。

RNG-模型

式中，是湍动能，m2·s-2；是耗散率，m2·s-3；常数σ=1.0，σ=1.2，=0.09，1ε=1.44，2ε=1.9；G是由于层流速度梯度产生的湍流动能，b是由于浮力而产生的湍流动能；eff是有效动力黏度，Pa·s；是运动黏度，m2·s-1。

汽油油气是多组分混合物，传质过程较为复杂，为简化物理模型，将油气看成单一组分进行解算，气相组分输运标量方程为[14-15]

eff是有效组分扩散系数，m2·s-1，它等于分子扩散系数和湍流扩散系数之和

式中，AB是通过富勒定律计算的二元扩散系数，取8.9×10-6 m2·s-1；eff是有效动力黏度，Pa·s；t是紊流Schmidt数。根据单相传质规律，传质通量与有效扩散系数和浓度梯度有关[16]

式中，是质量通量，kg·(m2·s)-1；为油气浓度，kg·m-3；c是饱和油气质量分数；是气液相界面面积，m2。

1.2 物理模型

油罐模型如图1所示，油罐具体规格参数如下：罐直径60 cm，壁高89.5 cm，总高为120 cm，高装油口高度为117 cm，中装油口高度为56.5 cm低装油口高度为10.5 cm，鹤管直径1.5 cm，罐顶通气孔直径5 cm。由于油罐属于三维轴对称模型，为便于计算，简化为二维轴对称模型来计算。为了使计算结果更精确，采用结构化网格进行划分，并对油罐速度进口和压力出口以及油罐底部汽油喷溅区域进行加密，各装油口油罐网格数为280000左右，图2为低装油口附近网格分布情况。边界条件分别为速度入口和压力出口以及无滑移壁面边界条件。

由于本文模拟及实验油罐尺寸较小，为考察验证装油速度、初始油气浓度对油罐收油作业时油气扩散排放规律影响的放大效应，进一步对大型拱顶油罐收油过程进行数值模拟研究，油罐具体规格参数如下：油罐内直径2370 cm，罐壁高1270 cm，油罐总高为1530 cm，装油口直径为20 cm，装油口距罐底的距离为40 cm，罐顶通气孔直径为25 cm。

2 数值模拟

2.1 条件假设

（1）由于装油时间较短，忽略了温度变化对油气扩散排放的影响，将温度设为常温300 K。

（2）由于汽油是一种复杂的混合物，包含许多不同的组分，如果计算汽油中的所有组分，将会产生巨大的计算量（事实上，目前还难以实现），所以为了减少计算量并侧重研究汽油装罐时罐内流体的扰动及油气浓度分布状态，假设装油过程中气液界面蒸发扩散的组分保持不变，并把油气和空气作为两种组分。实际油罐收油作业时罐内油品会随着时间的变化，损耗量不断增加，即蒸发出的油气组分会随着损耗量、温度等其他影响因素的变化而变化。

2.2 求解方法

控制方程[式（1）～式（5）]用有限体积法进行离散，其中动量方程中对流项利用高阶差分格式离散[17]，扩散项通过上一时间步的计算值进行计算。为了计算气液接触面的曲率和表面张力，Brackbill等[18]曾使用B样条插值函数对容积率进行光顺处理，本文使用同样的处理方式。连续性方程式（1）中容积率的值通过高阶离散格式进行计算。

输运方程式（7）中的对流项采用二阶迎风格式，非稳态项采用一阶显示时间积分方式。输运方程式（7）只在气相进行计算，并且汽油的蒸发损耗率取决于气液相界面的源项，由于源项是交界面组分梯度的函数，而液相并不计算输运方程，所以会导致交界面组分梯度的不连续性。为解决以上问题，需要定义一个中间变量用来计算交界面处的组分梯度[11]。中间变量的值在气相中等于组分质量分数，在液相中等于平均质量分数。具体通过以下步骤来计算汽油的蒸发损耗[7]：

（1）通过VOF方程确定所有单元内液体的体积分数；

（2）计算气相传输特性；

（3）在含有部分或全部液体的单元内对中间变量指定饱和气体质量分数；

（4）在含有部分或全部气体的单元内对中间变量指定气体质量分数[式（7）]；

（5）确定每一单元体积内的蒸发率[式（9）]；

（6）求解控制方程[式（1）～式（5）]。

3 实验验证

建立小型汽油装罐蒸发损耗实验平台如图3所示。汽油从工作油罐上部装入，工作罐排放的气体由气体流量计计量。装油口也同样设置有高装油口（高度为117 cm），中装油口（高度为56.5 cm）、低装油口（高度为10.5 cm），在工作罐内部=40 cm、方向上，设置5个不同高度的油气采样点（T1～T5），如图4。采样点T1～T5（图4）及总排放管的采样点T6（图3）采集的油气-空气混合气采用带有FID的岛津气相色谱仪2010-Plus进行油气浓度分析。

4 结果与分析

4.1 罐内油气浓度及流场分布

油罐收油作业时，装油口高度对罐内油气浓度分布影响较大。图5为装油速度为0.89 m·s-1时不同高度装油口在540 s时罐内油气浓度分布实验值与模拟值对比（其中横坐标为罐内气体空间点与罐底的距离，纵坐标为罐内气体空间点油气浓度质量分数）；图6为不同高度装油口在0.89m·s-1装油速度下不同时刻的罐内油气浓度分布云图，油罐初始油气浓度为0。装油口的装油速度是根据油罐装油流量及装油口直径计算出的油流速度。由图6（a）可知，高装油口装油时，罐内气体空间油气浓度较高，当=540 s时基本达到饱和状态，结合图5可知，此时罐顶区域油气质量分数约为0.35。主要是由于高装油口装油时，汽油从装油口喷溅流出，并快速分散成多种液滴，形成较大的蒸发面积，同时由于油流冲击油面引起汽油的搅动作用，以及液面上升引起的罐内气体空间气流流动，使汽油蒸发和对流扩散加剧，罐内气体空间油气浓度很快趋于饱和。此时，气体空间油气-空气之间的传质机理是由强制对流而实现的。由图6（b）可知，中装油口装油时，进油口以下气体空间油气浓度值较高，主要是因为油品还没有没过装油口前，罐内气体空间油气-空气传质以对流扩散为主，同时，由于汽油对罐内液相的冲击与搅拌作用以及罐内气体空间气流的流动，使蒸发和对流扩散逐渐加剧。装油口以上气体空间受对流影响较小，所以浓度值偏低，由图5可知，540 s时罐顶区域油气质量分数为0.15左右。此时，气体空间油气-空气之间的传质机理是先由强制对流而实现的，后段（装油口浸没油品后）对流传质的强度逐渐减弱。图6（c）为低装油口在0.89 m·s-1装油速度下罐内不同时刻油气浓度分布云图，低装油口装油时，油品很快没过进油口，罐内气体空间油气-空气之间传质是对流传质和分子扩散共存，因而油气空间的浓度增加速度相对缓慢，总体上罐内油气浓度值不高。通过图5数据对比可以看出模拟曲线变化趋势与实验值吻合良好，说明了数值模拟的准确性，并很好地揭示了装油过程罐内气体空间油气-空气之间的传质机理。

油罐收油作业时，随着装油速度增加，汽油蒸发和对流现象逐渐加剧，罐内气体空间油气浓度越快到达饱和状态。图7为不同高度装油口在1.2 m·s-1装油速度下罐内油气浓度分布云图，油罐初始油气浓度为0。通过对比图6可知，随着装油速度增大，相同液位时中、高装油口罐内油气浓度值明显增大，由于低装油口装油时受对流影响较小，由图7（c）可知，随着装油速度增大，罐内油气浓度值变化较小。

图8为不同高度装油口在装油速度为1.2 m·s-1时不同时刻罐内流场分布。由图8可以看出，汽油从装油口喷出后，通过扩散卷吸周围空气，使空气沿轴中心位置向下方两侧扰动，到达罐壁后，沿罐壁向上方运移。当汽油到达罐底，与罐底表面发生撞击，并在罐底轴中心两侧形成涡流，加剧了汽油蒸发速率，结合图7可以看出，=30 s时罐底两侧位置浓度较高。随着罐内汽油液面的上升，液面以下位置由于不断受到后面流体的挤压及搅动而出现涡流，流体做湍流流动。液面以上部分由于液面上升引起的气流变化及汽油喷射引起的卷吸作用，从而形成不同程度大小的涡流，结合图7可以看出，近液面处涡流位置油气浓度值偏高。从而，图8也进一步印证了上述的装油过程罐内气体空间油气-空气之间传质机理的分析。

油罐装油过程中，油品蒸发扩散排放规律会受罐内初始油气浓度影响。设定常温下油罐初始油气质量分数为0、0.1、0.3，进油速度为1.5 m·s-1。图9为中装油口收油作业时罐内油气浓度随油罐初始油气浓度变化规律，可以看出随初始油气浓度增加，罐内油气浓度梯度越小，达到饱和状态的时间越短。

4.2 油罐排放口油气浓度分布

图10为装油速度在0.89 m·s-1时不同装油口高度、不同初始油气浓度条件下油罐排放口油气浓度分布模拟和实验对比。初始油气浓度为0时，由图中可以看出高装油口油罐排放口油气浓度迅速上升，约在浓度达到1.3 g·L-1之后，增速平缓，形成一个向上的拐点；中装油口油罐排放口在0～5 min时间内增速很小，浓度在0.08 g·L-1左右，随后排放口油气浓度逐渐增大，主要是油品浸没装油口之前以对流扩散传质为主，油品没过装油口之后排放口油气浓度值约为1.2 g·L-1，之后罐内油气扩散传质以分子扩散为主，浓度曲线较为平缓。低装油口装油时，油气-空气传质主要以分子扩散为主，所以0～15 min内排放口油气浓度值较低，随着罐内液面的不断上升，导致气体空间变小，混合气体受到压缩，排放口的油气浓度随着装油过程的进行而逐渐增加。油罐初始油气浓度对油罐排放口油气浓度分布影响较大。结合图9可知，油罐在收油作业时，初始油气浓度越大，罐内油气浓度梯度越小，达到饱和状态时间越短。由图10可以看出，初始油气浓度设为0.3 g·L-1时，中、高装油口油罐排放口油气浓度比初始油气浓度为0时较快达到饱和状态，低装油口油罐排放口油气浓度达到饱和状态时间相差不大。

4.3 装油过程中气液比变化规律

图11为油罐排放气液比随装油速度、装油口高度变化规律的实验和模拟数据对比。从图中可以看出，低装油口装油时，油罐排放气液比随装油速度增加而略微减小，对比图6、图7可知，当装油速度从0.89 m·s-1增大到1.2 m·s-1时罐内油气浓度增幅较小，并且由于油罐装满时间变短，排放口排气量减少，所以气液比变小[19-20]。中、高装油口装油时，对流传质逐渐占主导地位，从而对气液比产生影响。由图11可以看出高装油口装油时，气液比随装油速度增大，先快速增大后缓慢减小，因为装油速度越大，罐内对流扩散及油品的附加蒸发逐渐加剧；装油速度小于1.2 m·s-1时气液比随装油速度增大而增大，随着装油速度继续增大，虽然罐内对流扩散及油品附加蒸发仍然很剧烈，但油罐装满时间变短，罐内液面位置高浓度层油气来不及扩散至排放口，所以装油速度大于1.2 m·s-1时，油罐排放气液比略有减小。

图12为油罐排放气液比随装油口高度、初始油气浓度变化规律模拟实验对比。可以看出，随罐内初始油气浓度的增加值减小。由于初始油气浓度的增加会减小组分质量分数梯度从而抑制汽油的蒸发速率，导致汽油附加蒸发量减小，因此排放出的混合气也相应减小。如果初始油气浓度越接近饱和浓度，油罐排放气液比越接近1。所以，当罐内初始油气浓度从0增加到0.9 g·L-1时，值逐渐减小。

4.4 装油过程中损耗率变化规律

图13、图14分别为装油损耗率随装油速度、初始油气浓度变化规律实验模拟数据对比。由图13可以看出，装油速度相同时，低装油口装油损耗率最低，约为0.025%。高装油口装油损耗率较大，最大值约为0.34%。中装油口装油损耗率居于高、低装油口之间，装油速度为1.5 m·s-1时约为0.1%，并且总体来看损耗率较低。由于高装油口装油时，液面一直在装油口以下，罐内油品蒸发扩散主要是油流对液面的搅动及罐内气体空间气液两相对流引起的，因此高装油口装油时损耗率较大。中装油口装油时，先以喷淋装油为主，罐内油品蒸发以对流扩散传质为主，油品没过装油口之后，蒸发损耗主要是由分子扩散及液面上升引起的。低装油口装油时，油品很快没过装油口，罐内油品蒸发损耗以分子扩散为主，所以排放口油气浓度较低，损耗量较小。由图14可以看出，当罐内初始油气浓度从0增加到0.3 kg·m-3时，值也相应增加。1.8 m·s-1装油速度下，高装油口损耗率约为0.44%，中装油口约为0.21%，低装油口约为0.043%。虽然初始油气浓度的增加会抑制汽油的蒸发速率，但油罐排放的油气-空气混合气总累积量要大于清洗罐排放气的总累积量，所以值会随着罐内初始油气浓度的增加而增加。

4.5 大型油罐模拟结果及分析

为验证小型油罐数值模拟计算结果的实际意义及放大效应，进一步对大型拱顶油罐收油过程进行数值模拟研究，但由于篇幅所限，具体研究成果拟另文发表，本文只简要给出部分研究内容与小型油罐数值模拟结果相比对。图15为大型拱顶油罐在1.5 m·s-1装油速度下3.8 h时罐壁油气浓度分布图及流场分布，由图15（a）可以看出，=3.8 h时油气刚刚扩散至罐顶气体空间，但分布并不均匀，根据计算结果，此时排放口油气浓度质量分数约为0.003。图15（b）为=3.8 h时罐内流场分布，此时油品已经没过装油口，罐内气体流动主要是由于油流搅动及液面上升产生的影响。结合图15（a）可以看出，涡流处油气浓度值相对较高。

图16为大型拱顶油罐损耗率模拟值与理论值对比，由图中可以看出，模拟曲线变化趋势与理论值吻合良好，说明了以上数值模拟方法的正确性并可应用于大型油罐对收油作业时油品扩散排放规律的研究，为实际生产应用中油品损耗评估提供参考。

4.6 对API损耗评估公式的讨论

美国环保局2006年最新修正的固定顶油罐API收油损耗计算公式为[21]

式中，w为年工作损失，kg·a-1；为油罐年周转系数；LX为最大液位高度，m；为油罐直径，m；N为工作损失周转（饱和）因子；P为油品系数；V为油气密度，kg·m-3；B为呼吸阀设定校正因子，呼吸阀开启压力设置在±207 Pa范围内时，B=1。

由式（10）可以看出，固定顶油罐收油损耗与油罐直径及罐内液位高度相关，但式中并未给出装油速度和初始油气浓度对收油损耗的影响，而根据模拟结果显示，装油速度以及初始油气浓度对油品损耗率有较大影响，尤其是中、高装油口收油过程。因此，建议API固定顶油罐大呼吸损耗计算公式考虑装油速度和油罐初始油气浓度对蒸发损耗的影响。

5 结 论

通过CFD软件综合计算连续性方程、动量方程、质量传递方程，并结合实验实测数据，根据不同装油口高度、不同装油速度、不同初始油气浓度来研究汽油从喷溅式装油产生蒸发损耗的过程。

（1）增加装油速度，中、低装油口油罐排放气液比均减小，高装油口油罐排放气液比先增大后略减小；增大油罐初始油气浓度，高、中、低装油口油罐排放气液比均减小，因为初始油气浓度的增加会减小组分质量分数梯度从而抑制汽油的蒸发速率，导致汽油附加蒸发量减小，因此排放出的混合气也相应减小。

（2）装油口位置越高，汽油损耗率越大，随装油速度增大，高装油口损耗率最大约为0.34%，低装油口约为0.025%。增大油罐初始油气浓度，高装油口损耗率最大约为0.44%，中装油口约为0.21%，低装油口约为0.043%。

（3）通过对大型拱顶油罐数值模拟研究发现，油罐收油损耗率与理论计算值吻合良好，说明本数值模拟方法同样适用于大型拱顶油罐，并可为油罐收油损耗评估提供一定参考。

（4）装油速度、油罐初始油气浓度对排放口混合气浓度、损耗率、气液比等影响较大，建议固定顶油罐大呼吸API计算公式考虑装油速度及油罐初始油气浓度的影响，装油过程中根据装油口高度适当调整装油速度大小并尽量使用清洗罐装油。

[1] 黄维秋, 赵书华, 吕爱华, 等. 油气回收基础理论及其应用[M]. 北京: 中国石化出版社, 2011: 89. HUANG W Q, ZHAO S H, LÜ A H,. Fundamental Theory of Oil Vapor Recovery and Its Application[M]. Beijing: China Petrochemical Press, 2011: 89.

[2] 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 环境保护部. 石油炼制工业污染物排放标准: GB 31570—2015[S]. 北京: 中国环境科学出版社, 2015. General Administration of Quality Supervision, Environment Protection Department. Emission standard of pollutants for petroleum refining industry : GB 31570—2015[S]. Beijing: China Environment Science Press, 2015.

[3] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 石油库设计规范: GB 50074—2014[S]. 北京: 中国计划出版社, 2015. Ministry of Housing and Urban-Rural Construction of the People’s Republic of China. Code for design of oil depot: GB 50074—2014[S]. Beijing: China Planning Press, 2015.

[4] 黄维秋, 饶原刚, 吕艳丽. 固定顶油罐与油气回收集成工艺研究[J]. 油气储运, 2009, 28(11): 20-23, 81, 4. HUANG W Q, RAO Y G, LÜ Y L. Research on integrated process of fixed roof tanks with vapor recovery system[J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2009, 28(11): 20-23, 81, 4.

[5] YAMADA H. Contribution of evaporative emissions from gasoline vehicles toward total VOC emissions in Japan[J]. Science of the Total Environment, 2013, 449: 143-149.

[6] KOYNOV A, KHINAST J G. Micromixing in reactive, deformable bubble and droplet swarms[J]. Chemical Engineering & Technology, 2006, 29(1): 13-23.

[7] DAVIDSON M R, RUDMAN M. Volume of fluid calculations of heat or mass transfer across deforming interfaces in two-fluid flow[J]. Numer. Heat Transfer B, 2002, 41(3/4): 291-308.

[8] WAHEED M A, HENSCHKE M, ANDREAS P. Mass transfer by free and forced convection from single spherical liquid drops[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2002, 45(22): 4507-4514.

[9] HAELSSIG J B, ANDRE Y T, THIBAULT J,. Direct numerical simulation of interphase heat and mass transfer in multicomponent vapor-liquid flows[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2010, 53(19/20): 3947-3960.

[10] 朱玲, 陈家庆, 柳岩, 等. 汽油挥发过程的试验分析[J]. 车用发动机, 2011, (2): 68-72. ZHU L, CHEN J Q, LIU Y,. Experimental analysis of gasoline evaporation process[J]. Vehicle Engine, 2011, (2): 68-72.

[11] HASSANVAND A, HASHEMABADI S H, BAYAT M. Evaluation of gasoline evaporation during the tank splash loading by CFD techniques[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2010, 37(7): 907-913.

[12] BANERJEE R, ISAAC K M. Evaluation of turbulence closure schemes for stratified two-phase flow[C]//2003 ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition. Washington DC, 2003.

[13] LATEB M, MASSON C, STATHOPOULOS T,. Comparison of various types of-models for pollutant emissions around a two-building configuration[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2013, (115): 9-21.

[14] 赵晨露, 黄维秋, 钟璟, 等. 外浮顶罐油气泄漏的数值模拟[J]. 化工学报, 2014, 65(10): 4203-4209. ZHAO C L, HUANG W Q, ZHONG J,. Numerical simulation of oil vapor leakage from external floating-roof tank[J]. CIESC Jorunal, 2014, 65(10): 4203-4209.

[15] 赵晨露, 黄维秋, 石莉, 等. 内浮顶罐中油气扩散运移的数值模拟[J]. 安全与环境学报, 2015, 15(3): 72-77. ZHAO C L, HUANG W Q, SHI L,. Numerical simulation of oil vapor diffusion and migration from internal floating-roof tank[J]. Journal of Safety and Environment, 2015, 15(3): 72-77.

[16] KAYS W, CRAWFORD M, WEIGAND B. Convective Heat and Mass Transfer [M]. New York: McGraw-Hill, 2005: 121.

[17] SAMIMI ABIANEH O, CHEN C P, MAHALINGAM S. Modeling of multi-component droplets collision in dense evaporating and non-evaporating sprays[J]. International Journal of Automotive Technology, 2014, 15(7): 1091-1100.

[18] BRACKBILL J U, KOTHE D B, ZEMACH C. A continuum method for modeling surface tension[J]. Journal of Computational Physics, 1992, 100(2): 335–354.

[19] 黄维秋, 钟秦. 非稳态油品蒸发的数值分析(Ⅰ)数学模型的建立[J]. 石油学报(石油加工), 2003, 19(6): 58-63. HUANG W Q, ZHONG Q. Numerical analysis of petroleum products evaporation under unsteady conditions(Ⅰ): Establishment of mathematic model[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2003, 19(6): 58-63.

[20] 黄维秋, 钟秦. 非稳态油品蒸发的数值分析(Ⅱ)数值分析及应用实例[J]. 石油学报(石油加工), 2004, 20(1): 52-57. HUANG W Q, ZHONG Q. Numerical analysis of petroleum products evaporation under the unsteady conditions(Ⅱ):Numerical analysis and application examples[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2004, 20(1): 52-57.

[21] U. S. Environmental Protection Agency Office. AP 42 Fifth Edition, Volume I, Chapter: Liquid Storage Tanks[EB/OL]. https://www3.epa.gov/ttn/chief/ap42/ch07/final/c07s01.pdf.

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

国家自然科学基金项目（51574044）；江苏省高校“青蓝工程”资助项目（SCZ1409700002）；江苏省油气储运重点实验室项目（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。

联系人及第一作者：黄维秋（1965—），男，教授。