propagation and coalescence of oil-filled cracks in shale

Subcritical propagation and coalescence of oil-filled cracks:Getting the oil out of low-permeability source rocks

Z.-H.Jin,1S.E.Johnson,2and Z.Q.Fan1

Received29October2009;revised8December2009;accepted14December2009;published13January2010.

[1]We use a fracture mechanics model to study subcritical propagation and coalescence of single and collinear oil-filled cracks during conversion of kerogen to oil.The subcritical propagation distance,propagation duration, crack coalescence and excess oil pressure in the crack are determined using the fracture mechanics model together with the kinetics of kerogen-oil transformation.The propagation duration for the single crack is governed by the transformation kinetics whereas the propagation duration for the multiple collinear cracks may vary by two orders of magnitude depending on initial crack spacing.A large amount of kerogen(>90%)remains unconverted when the collinear cracks coalesce and the new,larger cracks resulting from coalescence will continue to propagate with continued kerogen-oil conversion.The excess oil pressure on the crack surfaces drops precipitously when the collinear cracks are about to coalesce,and crack propagation duration and oil pressure on the crack surfaces are strongly dependent on temperature.Citation:Jin,Z.-H.,S. E. Johnson,and Z.Q.Fan(2010),Subcritical propagation and coalescence of oil-filled cracks:Getting the oil out of low-permeability source rocks,Geophys.Res.Lett.,37,L01305, doi:10.1029/2009GL041576.

1.Introduction

[2]Black shales commonly contain significant volume fractions of kerogen,which transforms to oil and/or gas under appropriate temperature and pressure conditions. Porous flow is an unsatisfactory explanation for migration of oil out of these extremely low-permeability rocks,so fracture-induced permeability is commonly cited as the most likely mechanism[e.g.,Palciauskas and Domenico, 1980;Hunt,1990;Law and Spencer,1998;Nelson,2001; Lash and Engelder,2005].In this paper,we investigate the role of fluid pressure resulting from the conversion of kerogen to oil in driving subcritical propagation of cracks and the development of fracture-induced permeability. [3]The conversion of kerogen to oil is accompanied by a significant volume increase due to the density difference between kerogen and oil.Fluid pressure will therefore increase during the kerogen-oil transformation causing local stress concentration around kerogen particles that may result in cracking of the host rock.These cracks may propagate under the excess oil pressure(the oil pressure beyond the lithostatic stress)and eventually coalesce to form inter-connected fracture networks.Ozkaya[1988]analyzed the stresses around a kerogen particle and discussed the effect of particle shape on the orientation of fracture initiation in impermeable source rocks.Coussy et al.[1998]calculated the oil pressure increase during kerogen-oil conversion using a circular kerogen particle model and examined the fracture initiation around the particle.Palciauskas and Domenico[1980]and Berg and Gangi[1999]considered onset of cracking due to pore pressure buildup using a conventional strength criterion.

[4]Fracture initiation as subhorizontal,layer-parallel cracks around kerogen particles in finely laminated black shales has been observed by numerous authors[e.g., Capuano,1993;Vernik,1994;Marquez and Mountjoy, 1996;Lash and Engelder,2005].Vernik[1994]and Lash and Engelder[2005]proposed that subhorizontal cracking results from the orientation of flat kerogen particles parallel to the bedding and strength anisotropy of the source rock. Lash and Engelder[2005]discussed possible states of stress that may drive subhorizontal,layer-parallel crack propaga-tion,and suggested that these cracks may connect with pre-existing vertical fractures leading to vertical oil migration. Vernik[1994]considered a penny-shaped crack formed by kerogen-oil conversion and estimated the excess oil pressure available to initiate subhorizontal critical crack propagation.

[5]Critical propagation of a subhorizontal crack requires that the stress intensity factor equals the rock fracture toughness.However,if the crack surface excess pressure induced from kerogen-oil conversion remains at relatively low levels,then the stress intensity factor may not reach the rock fracture toughness.In this case the cracks may prop-agate subcritically if the stress intensity factor reaches the subcritical‘‘threshold value’’which is around20–50%of the fracture toughness[Atkinson,1984].

[6]In the present paper,we investigate subcritical prop-agation of a single crack as well as a series of collinear cracks driven by excess oil pressure arising from the kerogen-oil conversion.For the case of multiple crack propagation,we assume that the cracks have equal length and are periodically spaced.Natural cracks in black shale source rocks are not exactly collinear and periodically spaced[e.g.,Olson,2004;Lash and Engelder,2005;Ortega et al.,2006].However,the collinear cracks model is employed for the purpose of setting a possible lower limit on the time period required for the formation of large subhorizontal cracks that may connect with preexisting vertical fractures[Nunn,1996;Jin and Johnson,2008]. We also assume that the source rock is linearly elastic. Below,we first derive the fracture mechanics/finite differ-ence formulations for subcritical propagation of oil-filled single and collinear cracks arising from the kerogen-oil

GEOPHYSICAL RESEARCH LETTERS,VOL.37,L01305,doi:10.1029/2009GL041576,2010 Click

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1Department of Mechanical Engineering,University of Maine,Orono,

Maine,USA.

2Department of Earth Sciences,University of Maine,Orono,Maine,

USA.

Copyright2010by the American Geophysical Union.

0094-8276/10/2009GL041576$05.00

conversion.Numerical calculations are used to obtain the subcritical propagation distance and duration for a single crack,propagation duration before coalescence of the col-linear cracks,and oil pressure on the crack surfaces.Effects of crack spacing and source rock temperature are also considered.

2.Theoretical Formulations

2.1.Fracture Mechanics of Collinear Cracks

[7]We consider subcritical propagation of oil-filled,horizontal collinear cracks as shown in Figure 1a.The cracks are periodically spaced with a length of 2a and spacing of 2h .We note that ‘crack spacing’in this paper means the separation between the two neighboring collinear crack tips.Moreover,the blade crack model instead of more realistic penny-shaped cracks is used in this study to facilitate analytical modeling and set a possible lower limit on the time period required for the formation of large subhorizontal cracks.Figure 1a shows a vertical section of the cracks in the x -z plane.Propagation of a single crack in a large medium can be investigated using this model by letting h /a !1.

[8]Horizontal cracks initiate due to the volume expan-sion associated with the conversion of flat kerogen particles to oil [Lash and Engelder ,2005].If the excess oil pressure on the crack surfaces due to the volume expansion is D p ,then the stress intensity factor at the crack tips is given by [Sneddon and Srivastav ,1965]

K I ?D p ???????????????????????2b tan

p a 2b

r e1T

where b =a +h .The area (or volume per unit thickness in the out-of-xz plane direction)of the crack is

V ?16b 2D p 1àn 2eTp E ln sec

p a 2b

h i e2T

Subcritical propagation occurs when the stress intensity factor is higher than the threshold value,K Ith ,but has not reached the rock fracture toughness,K Ic .The threshold value is usually a fraction (e.g.,20–50%)of the fracture toughness,and the following power law model is commonly used to study subcritical crack growth in rocks [Atkinson ,1984]

v ?

da

?A K I a eT? n e3T

where v is the subcritical propagation velocity,and A and n are material constants.

2.2.Kinetics of Kerogen-Oil Transformation

[9]Kerogen undergoes a complex set of reactions to form hydrocarbon in the form of oil and/or gas under appropriate pressure and temperature conditions.The transformation kinetics is described by [Tissot et al .,1978;Sweeney et al .,1987]

dV k ?àkV k ;k ?B exp àE A

e4T

where V k is the kerogen volume,t time,k the kinetic rate

constant,B a pre-exponential constant,E A the activation energy of the transformation,R the gas constant,and T the absolute temperature.Assuming the initial volume of a kerogen particle is V k0,the volume of the kerogen at time t during the conversion under constant temperature is given by

V k ?V k 0exp àkt eT

e5T

and the volume of oil converted from the kerogen is

V oil ?V k 0àV k 0exp àkt eT? 1te eT?V k 01te eT1àexp àkt eT?

e6T

where e is the volume expansion rate usually in the range of

0.1to 0.2[Ozkaya ,1988].Here we adopt the simplified approach of Bredehoeft et al.[1994]in which constant temperature and pressure are considered,as most of the transformation occurs near and at the final burial depth.[10]We assume that kerogen particles have large aspect ratios and that their long dimension (2a 0)is oriented parallel to subhorizontal layering.We also assume that the conver-sion first occurs only along either the bottom or top edge,which induces an oil filled crack of length 2a 0along the kerogen edge as shown in Figure 1b.The basic fracture mechanics treatment remains the same as kerogen is regarded as part of the solid medium.We denote by D p the excess oil pressure on the crack surfaces,and D p increases gradually with increasing amount of converted oil.The pressure corresponding to the onset of subcritical crack growth can be obtained from equation (1)as follows

D p th ?K I th =?????????????????????????2b tan

p a 0

2b

r e7T

The time period from the start of kerogen-oil conversion to the moment when the stress intensity factor reaches K Ith can be determined using equation (6)as follows

t 0?à1k

ln 1à

V 0

1te eTV k 0 e8T

where V 0is the volume of the crack corresponding to D p th

and is given by equation (2)with D p replaced by D p th and a by a 0

.

Figure 1.(a)Oil-filled,collinear,subhorizontal micro-cracks.(b)Microcrack formation along the top edge of a kerogen particle.

2.3.A Finite Difference Formulation of Subcritical Crack Propagation

[11]Consider subcritical crack propagation from time t i to t i+1(i =0,1,2,...,I).The corresponding crack lengths are 2a i and 2a i+1,respectively.According to the subcritical growth law,equation (3),and the stress intensity factor formula,equation (1),the crack length at t i+1is

a i t1?a i tA D p i eTn

2b eT

n =2

tan p a i

2b

h

i n =2

t i t1àt i eT

e9T

The volume of the crack at t i+1is (see equation (2))

V i t1

?16b 2D p i t11àn 2eTln sec

p a i t1 h i e10T

By equating the above volume to the oil volume at t i+1

given in equation (6)(with t replaced by t i+1),we obtain the oil pressure D p i+1at t i+1

D p i t1?V k 01te eT1àexp àkt i t1eT?

?p E 16b 1àn eT

=ln sec p a i t1

2b h i e11T

The corresponding stress intensity factor at t i+1is

K I i t1eT

?D p i t1????????????????????????????2b tan

p a i t1

2b

r e12T

For the crack to grow subcritically,the above stress intensity factor must be larger than K Ith ,or D p i+1larger than (D p i+1)th given by

D p i t1eTth ?K I th =????????????????????????????2b tan

p a i t1

2b

r e13T

Otherwise,the time t i+1will be determined by

t i t1

?à1k

ln 1à

V i t1eTth 1te eTV k 0 e14T

where (V i+1)th is given by equation (10)with D p i+1replaced

by (D p i+1)th .

3.Numerical Results

[12]This section presents numerical examples of subcrit-ical propagation distance and duration of a single crack,subcritical propagation duration and coalescence of collin-ear cracks,and excess oil pressure on the surfaces of the cracks during crack propagation.We also examine the effects of crack spacing and source rock temperature on subcritical crack propagation.In all calculations,we assume that the shale source rocks are impermeable and have the following properties:E =2.0GPa,n =0.4,K Ic =0.1MPa-m 1/2,K Ith =0.02MPa-m 1/2.The parameters for subcritical frac-ture propagation in equation (3)are chosen as A =107(m/s/(MPa-m 1/2)n )and n =10,which results in subcritical propagation velocities of 10à10m/s and 10à3m/s when the stress intensity factor equals the threshold value K Ith and fracture toughness K Ic ,respectively.The above rock prop-erties and the subcritical propagation velocities are consis-tent with existing fracture studies on shales [e.g.,Nunn ,1996;Atkinson ,1984].The pre-exponential constant in the kerogen-oil transformation kinetics,equation (4),is taken as 2.8?1013sec à1,and the activation energy as 52400cal/mol [Campbell et al .,1978].The source rock temperature is taken as 150°C except in Figure 4where a temperature of 120°C is also considered.The initial flat kerogen particle is assumed to have dimensions of 100m m and 5m m in the (longitudinal)horizontal and vertical directions,respectively.The initial crack length is thus assumed as 100m m.Moreover,the volume expansion rate,e ,in equation (6)is taken as 0.1[Ozkaya ,1988].

[13]Figure 2shows the crack surface excess oil pressure and crack length (a /a 0)versus time for the propagation of a single crack.As the subcritical crack propagation rate is much faster than the kerogen-oil conversion rate,the subcritical propagation distance and duration are determined primarily by the transformation kinetics,and an incremental crack surface geometry as described by Lacazette and Engelder [1992],and Savalli and Engelder [2005]would be prevail in the subcritical growth regime.Figure 2shows that it would take about 6.5million years for the crack to propagate from an initial length of 100m m to approximately 1390m m if all kerogen is assumed to convert to oil.We note that the above duration includes a period of approximately 26kyr from the start of kerogen-oil conversion to the initiation of crack growth as the oil pressure gradually increases (see insert in Figure 2).Finally,the excess oil pressure decreases monotonically with time when the crack subcritically propagates.This is because longer cracks require lesser pressure to propagate as indicated by equation (1).

[14]Figure 3shows the excess oil pressure and propaga-tion of collinear cracks (nondimensional crack length a /b )versus time with two initial crack spacing values repre-sented by b /a 0=2and 3.For a given crack spacing,

the

Figure 2.Excess oil pressure and crack length (a /a 0)versus time for a single crack at constant temperature of 150°C.The insert shows the evolution from t =0to 100kyr to illustrate that crack starts at around 26kyr.

pressure decreases with time and drops precipitously when the cracks are about to coalesce.The oil pressure required to subcritically grow the cracks is higher for larger crack spacing than for smaller spacing although the initial crack lengths are the same (100m m).For example,the pressures corresponding to the onset of crack propagation are 1.41MPa and 1.52MPa for b /a 0=2and 3,respectively.The reduced oil pressure for closer spaced cracks is a direct result of crack interaction.Furthermore,for a given crack spacing,the crack length 2a increases with time as expected.Crack coalescence occurs at about 56kyr for b /a 0=2and about 105kyr for b /a 0=3when the crack propagation distance equals the half ligament length (b àa 0).Crack propagation accelerates at the final growth stage when the stress intensity factor increases rapidly with decreasing ligament length as indicated in equation (1).Therefore crack spacing has a significant effect on the crack propagation duration required to form coalesced macroscopic cracks.We also note that the cracks start to propagate after about 26kyr when the oil pressure becomes high enough to induce a stress intensity factor equal to the threshold K Ith and the total propagation duration includes the above initiation period.

[15]Figure 4shows the effects of source rock tempera-ture on the propagation of collinear cracks and excess oil pressure.The crack spacing is chosen as b /a 0=3.Equation (4)indicates that the kerogen-oil conversion rate increases with increasing temperature.Hence,the crack propagation dura-tion before coalescence will become longer for source rocks at lower temperatures.Figure 4shows that it takes about 12.2m.y.(which includes about 3.03m.y.for initiating crack growth)for the cracks to coalesce for a rock temper-ature of 120°C,which is two orders of magnitude longer than that for the 150°C source rock (105kyr,also shown in Figure 3).Figure 4also shows that although the oil pressure required to initiate crack growth remains the same at the lower temperature,it takes much longer time for the oil

pressure to reach the critical value for the 120°C source rock.

4.Discussion and Conclusions

[16]Our analysis and calculations show that the propa-gation duration for a single oil-filled crack is governed by the transformation kinetics.All kerogen would convert to oil when the crack ceases to propagate and this process may well take several million years for a 150°C source rock.For periodically spaced collinear cracks the crack propagation duration may be reduced by two orders of magnitude due to crack interactions.The oil pressure on the crack surfaces decreases monotonically with time during crack propaga-tion,but decreases precipitously when the collinear cracks are about to coalesce.Moreover,a large amount of kerogen (95.9%of original kerogen volume for b /a 0=2,and 92.5%for b /a 0=3)still remains unconverted when the collinear cracks coalesce.The continued kerogen-oil conversion is therefore likely to facilitate significant additional propaga-tion of the connected cracks (the current collinear cracks model may be approximately applied to a series of finite cracks).Crack coalescence to form macroscopic cracks increases the possibility for the cracks to connect with preexisting vertical fractures thereby facilitating vertical oil migration out of the low-permeability source rock.[17]This work focuses on the effects of initial kerogen spacing and source rock temperature on the subhorizontal migration of oil through subcritical crack propagation.Physical and material parameters also significantly influ-ence the oil migration/subcritical crack propagation behav-ior.For example,higher Young’s modulus E ,lower threshold stress intensity K Ith ,and higher volume expansion rate of kerogen e would shorten the crack propagation duration as seen from equations (11)–(14).The subcritical crack propagation parameters,however,only influence the final crack propagation stage near coalescence when the propagation velocity exceeds that corresponding to K Ith

.

Figure 3.Effect of crack spacing on the excess oil pressure and crack propagation for collinear cracks at constant temperature of 150°

C.

Figure 4.Effect of source rock temperature on the excess oil pressure and crack propagation for collinear cracks with initial crack spacing b /a 0=3.

[18]Acknowledgments.Acknowledgment is made to the Donors of the American Chemical Society Petroleum Research Fund for support of this research(grant number47463-AC8).We thank two anonymous reviewers for their helpful comments.

References

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àààààààààààààààààààààà

Z.Q.Fan and Z.-H.Jin,Department of Mechanical Engineering, University of Maine,Orono,ME04469,USA.

S. E.Johnson,Department of Earth Sciences,University of Maine, Orono,ME04469,USA.

货油装卸及扫舱系统

货油装卸及扫舱系统 一般油船的装卸管路按布置位置可分为三部分,即货油舱内管系、油泵舱管系及甲板管系等。 一、货油舱内管系 舱内管系布置分线形总管式和环形总管式两类,环形总管又分单环式、双环式和多环式。 1. 线形总管式 原则上,每一货油泵设置一根总管。按装油配置要求(计及不同油种的装载分布)从各总管引出支管至相应油舱。 图4.1.1为某油船的三线总管式舱内管系图。图中N0.1总管服务于1、3货油舱(左、右),图中N0.2总管服务于2、5货油舱(左、右),图中N0.3总管服务于4、6货油舱(左、右)及污油水舱(左、右)。 图 4.1.1 三线总管式舱内输油管系简图 这种线形总管式管系布置简单、操作方便、隔离可靠和混油可能性小。但装载油种的机动性不高,适用于运输油种固定、运量固定、航线固定的中小型油船。 2. 环形总管式 为提高机动性,可将两根线形总管相接,配以相应阀门,即成单环式总管。对具有3台货油泵的船舶,可形成两个或多个环形总管。图4.1.2为某船的多个环形总管式舱内管系图。图中NO.1总管与NO.2总管、NO.1总管与NO.3总管及NO.2总管与NO.3总管都相互连通,并且4#风暴舱和污油水舱都可由两根总管抽吸。这种环形总管式布置机动性好,但为避免混油需设置较多的隔离阀,操作管理较为复杂。

图4.1.2 多环总管式舱内输油管简图 扫舱吸油阀污油水舱 3. 舱内管系设计及安装要求 ⑴ 各总管在第一个油舱内必须设有膨胀接头或弯头,以补偿管子的热胀应力。如用膨胀接头则应为伸缩型膨胀接头。 ⑵ 应防止混油现象的发生。对装载两种或两种以上油品的油船,在环形总管的连接处,以及总管与吸口之间均须设置两道阀隔离。 ⑶ 除不足600DWT (载重吨)的油船外,货油舱均设有双层底,为此吸油口可布置在油舱的底面以上或设置在凹入的吸油井内。吸油口应布置在船舶卸油状态时的最低点,距舱底应小于100mm 。 ⑷ 如货油舱设计为直接注油时,注入管应伸入舱内,其开口应使货油沿舱壁流下并尽可能接近舱底,以减少产生静电的可能性。 ⑸ 当考虑通过吸入管装注货油时,则应设有旁通管,绕过货油泵,将吸入管与甲板输出管连通(旁通管上设截止阀)。 二、泵舱管系 油船一般都在机舱前部设置有油泵舱,为货油舱服务的大部分设备均安装在泵舱内。主要有货油泵、专用压载泵、扫舱泵、洗舱加热器等,因而泵舱内的布置一般都十分紧张。但因汽轮机的工作温度高达204℃左右,为了降低泵舱的温度和避免电动机产生火花,引起火灾,所以驱动货油泵、压载泵的透平或电动机,均设置在机舱内。在原动机的传动轴通过舱壁处,必须装有密封的填料函装置,用来保持传动轴通过舱壁处的密封性。 图4.1.3为泵舱内设有三台货油泵、货舱内总管采用环形总管式布置时的管系简图。 泵舱内管系的设计应满足下列要求: ⑴ 各货油泵的吸入管接自舱内管系的各总管。各总管接入泵舱后,必须设置防火型隔离阀。即图中的遥控蝶阀1必须为防火型蝶阀。 ⑵ 如果货油舱内的总管采用环形总管,则各货油泵之间不必连通。如果货油舱内的总管采用线形总管式,则各货油泵的吸入管应相互连通,以便任一台泵发生故障时,由其他泵代替工作。对不同油种的吸油总管,该连通阀上应装设双道隔离阀。 ⑶ 各货油泵的吸入端应装有气体分离器(真空装置)2,以去除货油中的空气,防止油泵的损坏。对于原油船,还应装有滤器。但对于成品油轮等装载干净油种的油船可以不设。 ⑷ 如某一货油舱须作为油船的应急风暴压载舱,则货油泵应能经海底阀吸入海水压至该舱(在海水总管和货油总管之间应设2只阀,其中1只阀应能在关闭状态下予以锁住;或在货油泵专用的海水总管上设置双孔法兰,图中的件5即为双孔法兰,平时处于常闭状态),并能从该舱抽出污压载水,按防污染要求直接排舷外、排至污油水舱或岸上接受设备。

红外测油仪选购指南

红外测油仪选购指南 本文不是为任何厂家做广告,只是把本人这些年选购红外测油仪的心得体会告诉大家,为你选购时做个参考。 怎样才能选购一台质量可靠、服务到位的红外测油仪? 1、网上搜索,仅供参考 上网搜索“红外测油仪”关键词,铺天盖地的红外测油仪广告扑面而来,让人无所适从,你一定会选择排名靠前的厂商吧,别急,不妨多花点时间往后翻翻页,多看几家。 网上的排名与产品质量和服务毫无关系,那为什么排名靠前,原因你懂的。 记录这些厂商的联系方式,一家一家地慢慢甄别,这当然要花费一点时间。 2、识别真正的生产厂家 别看网上的广告成百上千,真正的有能力研发和生产这俩仪器的厂家,据我所知, 不超过10家,其余的是经销商或贴牌商。怎样才能识别真正的厂家呢,我的办法是: ①:看这个厂家经营的品种 一个研发和生产测油仪的厂家,有两三个或四五个系列产品,就已经很不错了,而且产品相关度很高,如果这个厂家所经营的产品品种多样,五花八门,多半不是自己研发的。 ②:看生产许可证 红外测油仪属于计量仪器,理论上应该取得相关计量部门核发的生产许可证,如下图的型式批准证书。这个证书是强制的,必须有的,是产品质量的保证。 ③:看软件著作权证书 软件著作权证书并不是强制执行的,生产厂家也不一定非得去申请这个证书,但是,如果有,至少可以说明这个仪器的软件是这个厂家自己开发的。是有一定的研发能力的。 ④:直接到厂参观。 百闻不如一见,有条件的用户应该直接到生产厂家考察,是不是厂家,一看便知。真正的生产厂家是不会拒绝客户参观的。即使真没有条件去,也应该在提出去 厂里参观的要求,看看对方是不是很为难。 3、要求上门安装 厂家必须承诺能上门安装,直到验收合格。如果不能上门安装,那一定是厂家没有底气,有些厂家的仪器安装工程师,上门安装时,因产品不过关,几天也脱不了身,这样的产品,你敢用吗? 4、仪器谱图玄机多 红外测油仪在测量过程中,必须显示谱图,这是国标中规定的。不管是台式红外测油仪还是全自动红外测油仪。通过观察谱图可以发现很多问题:

油船安全管理概论

油船安全管理 课程安排:27学时(包括6学时实验课) 主要内容: 课堂教学: 油船概论;石油的特性;油船的防火防爆措施;油船静电及预防;油船洗舱;封闭处所与作业; 油船污染海洋的原因、防止措施及船上油污应急计划概述 实验 参考文献: 大型油船管理实务; IACS双壳油船共同结构规范; 原油洗舱; 油船安全知识与安全操作; 国际油船和油码头安全指南; 原油海洋运输业务管理实务。 第一章油船概述 第一节油船发展概况 第二节油船分类 第三节油船特点 第四节油船设备系统 第五节油船技术用语 第一节油船发展概况 一、定义: ?MARPOL: 建造或改造为主要在其装货处所装运散装油类(原油或石油产品)的船舶,包括油类/散货两用船,以及全部或部分装运散装货油,及符合本公约附则Ⅱ中所规定的任何“化学品液货船”。 ?通常理解:散装运输各种油类的船。 二、发展过程: ?古希腊:陶罐装运橄榄油和酒; ?1861:ELIZABETH.WATTS—木桶运油; ?1869:CHALES—铁桶; ?1878:英国建造了ZOROASTER(佐罗斯特)号,专门运载油类; ?1886:英国为德国建造了早期最著名的蒸汽机油船—格鲁克福号(GLUCKAUF) 蒸汽机船“格鲁克福”轮—现代油船的先驱: 300ft(91.44m),载重2307吨; 以载运油类货物为主,船体分隔成许多油舱;船壳即为容器; 机舱在船艉(艉机型); 考虑了自由液面对稳性的影响及膨胀余位问题; 增设了隔离空舱。 ?第一次世界大战:改烧煤为烧燃油; ?第二次世界大战:加速了油船的发展; ?20世纪60年代:中东石油大量开采输出,导致油船向大型化和超大型化发展;

货油舱特涂工艺th

目录 一.总则 (3) 二.特涂前的准备工作 (3) 1.脚手架 (3) 2.照明 (3) 3.特涂前被特涂表面、周围环境应具备的条件 (4) 三.环境条件控制 (4) 四.被特涂表面处理应达到的要求 (4) 五.涂装工艺 (5) 1.预喷砂及表面处理和检验 (5) 2.主喷砂 (5) 3.预涂 (5) 4.喷涂 (6) 5.舱底涂装 (6) 6.涂层的修补 (6) 六、施工程序 (7) 七、喷砂、喷漆检验 (9) 八、浸水试验 (9) 九、其它 (10) 十、安全卫生 (10) 十一、特涂前钢材表面处理标准(附件A) (11) 十二、液货舱内表面涂装操作手册(附件B) (13) 十三、环氧舱室涂料Tankguard(5920)涂料说明书(附件C) (28) 十四、安全(附件D) (29)

一、总则 1.本工艺规程中提到的货油舱包括污油水舱。 2.本工艺规程编制依据: 广船国际兴顺公司与International paint company有限公司(以下简称IP)签订的《特涂技术协议》、《液货舱内表面涂装操作手册》;货油舱特涂检验标准及产品说明书; 3.本工艺规程适用范围: 特涂施工范围:NO.1P/S货油舱、NO.2P/S货油舱、NO.3P/S货油舱、NO.4 P/S货油舱、NO.5 P/S货油舱、NO.6P/S货油舱、Residual tank共13个特涂舱。 #主甲板集油槽? #货油管内外? #舱内的不锈钢如何处理? 4.本工艺规程中规定的技术要求不能随意改变。如果需要变动,船厂代表需与船方代表、IP代 表共同协商,三方达成协议后方可改动。 6.本工艺规程中没有规定的事项应由船厂代表与船东代表、IP代表共同协商确定。 二、特涂前的准备工作 1.脚手架 1.1 脚手架吊板应为网状结构式以利于通风及清洁,在搭设脚手架时必须将所有管子的管口及 架板的管子端口封堵,防止砂尘污染涂层表面 1.2脚手架的任何部位距离被涂装表面的最小距离约300mm左右,行走通道的脚手板宽度应在 630mm以上,使施工人员容易而安全地接近所要涂装的表面。除了底层和顶层脚手架根据实际情况确定高度外,各层脚手架间的高度应为1800-2000mm之间。 1.3 吊板和脚手架在分段合拢前预置在舱内, #防止下水移动,应固定。 1.4拆除脚手架时应小心谨慎,使涂装表面的损伤控制在最低限度之内。漆膜如有损坏,应进行修补。 1.5底部倾斜部位脚手架应座落在固定式不锈钢圆柱形A型特涂支撑码上。 1.6 脚手架的搭设、拆除和使用必须遵守工厂和安环处制定的有关安全操作规程。在使用脚手 架之前,需经安技部门认可。

红外分光测油仪产品简介

JC-OIL-6A型数显红外测油仪既能进行红外分光光度法、非分散红外光度法对油份浓度的测定,也可扫描样品光谱图,作为近红外光谱仪使用。满足环保部门对地下水、地表水、生活污水和工业废水中石油类和动植物油含量及餐饮业油烟浓度的测定要求。是目前国内广泛推广的测油仪器。用四氯化碳萃取水中的油类物质,测定总萃取物,然后将萃取液用硅酸镁吸附,经脱除动植物油等极性物质后,测定石油类。总萃取物和石油类的含量均由波数分别为2930cm-1(CH2基团中C-H键的伸缩振动)、2960cm-1(CH3基团中C-H键的伸缩振动)和3030cm-1(芳香环中C-H键的伸缩振动)谱带处的吸光度A2930、A2960和A3030进行计算。动植物油的含量按总萃取物与石油类含量之差计算。 JC-OIL-6A数显型红外分光测油仪产品参数 1、测量范围:0.1~100mg/L(4cm比色皿萃取液中油浓度);0.001~10000mg/L(4cm 比色皿水样中油浓度) 2、线性相关系数:R>0.999 3、检出限:0.1mg/L(萃取液) 4、*低检出浓度:0.001mg/L(水样1:100萃取) 5、测量准确度:±2% 6、测量重复性:1% 7、波数范围:4000cm-1~2400 cm-1 8、波数分辨率:0.2 cm-1 9、波数准确度:±1 cm-1 10、波数重复性:1 cm-1 11、电源及功耗:AC220V±10% ,50Hz ,40VA

12、外形尺寸:480×310×150(mm)净重:12Kg 13、控制方式:内置单片机或通过USB接口连接台式电脑或笔记本电脑 JC-OIL-6A型数显型红外分光测油仪产品特点 1、真正的红外分光三波数测油仪,全面考察油品中CH2基团中C-H键的伸缩振动(由2930cm-1测定)、CH3基团中C-H键的伸缩振动(由2960cm-1测定)和芳香环中C-H键的伸缩振动(由3030cm-1测定),测量结果不受油品组份变化的影响。 2、无需制作标准曲线,无需调零点、调满度,无需定标,可直接测量样品。 3、可采用一只比色皿,消除了比色皿之间的差异对测量结果的影响,测量精度更高,采用多只比色皿时,设有比色皿数据库,具有保存比色皿数据,自动扣除比色皿背景的功能。 4、长寿命光源,无需更换光源。 5、调制光源,信号频率高,选频放大,信号输出不受杂散光影响。 6、采用精密步进电机控制光栅,具有波长自动修正功能,波长精度高,重复性好。 7、采用半导体探测器,使用寿命长,应用半导体致冷技术,使信号输出更稳定,信号输出不受室温变化的影响。 8、功能强大:具有红外分光光度法、非分散红外光度法,光谱扫描等多种功能,扫描范围宽,可作为红外光谱仪使用。 9、具有光源自动补偿系统、信号漂移修正系统,基线无漂移。 10、内置单片机控制,液晶显示,可完全脱离电脑独立工作。也可通过USB接口连接电脑控制主机,功能完善,操作简便。 11、在同一桌面上,同时显示光谱图、测量步骤、测量结果,在光谱图中可以读出光谱任一点的波数位置、吸光度和透射比。

原油油船货油舱耐腐蚀钢材检验指引

原油油船货油舱耐腐蚀钢材检验指南 第1章通则 1.1 目的 1.1.1 本指南的目的是为原油油船货油舱结构满足IMO MSC.289(87)规定,采用耐腐蚀钢材作为保护涂层替代措施,使原油油船货油舱的耐腐蚀性能力达到规定的目标使用寿命。 1.1.2 耐腐蚀钢达到其目标使用寿命的能力取决于钢的类型、使用和维护。本指南旨在从对船体结构钢力学性能和耐腐蚀性能的确认、使用条件的限制、建造过程的控制和营运过程中的维护等方面作出规定,以使原油油船货油舱结构构件在目标使用寿命期间能够安全营运。 1.2适用范围 1.2.1本指南适用于2013年1月1日及以后签订建造合同,或无建造合同但在2013年7月1日及后达到安放龙骨或类似阶段,或2016年1月1日及以后交船的5000载重吨及以上原油油船。 1.2.2 本指南适用于CCS《材料与焊接规范》中规定的船体结构钢中厚度不大于50mm的一般强度和高强度船体结构用钢板、扁钢、和型钢和圆钢。 1.2.3 除本指南规定外,原油油船货油舱耐腐蚀钢的其他基本要求还应满足CCS《材料与焊接规范》第1篇第3章船体结构钢的相关要求。 1.2.4本指南所指的耐腐蚀钢仅并不适用于IMO MSC289(87)性能标准规定以外的腐蚀环境中作为耐腐蚀钢材使用,但也可在其他与原油油船货油舱相似环境的结构中采用的耐腐蚀钢也可参考应用本指南相关规定。 1.3 术语与定义 1.3.1 本指南采用的术语定义如下: (1) 原油油船(以下简称“原油船”):本指南中系指经1978年议定书修订的1973年国际防止船舶造成污染公约附则I 规则1定义的原油油船,参见满足国际防污止油污证书(IOPP 证书格式B)1.11中所述从事原油运输业务的原油油船和原油/成品油油船。 (2) 原油油船货油舱耐腐蚀钢(以下简称“耐蚀钢”):本指南中的耐蚀钢特指用于原油船货油舱顶部和底部,与CCS《材料与焊接规范》中一般强度和高强度船体结构钢相比,除船体结构材料、结构强度和建造要求外,其耐蚀性还满足IMO MSC289(87)试验和认可要求的结构钢材。本指南所指的耐蚀钢并不适于在非装载原油的腐蚀环境中作为耐腐蚀钢材使用。 (3) 目标使用寿命:系指设计时,采用防腐蚀保护方法或使用耐腐蚀材料,使结构能够达到的设计寿命的目标值,以年计。通常以耐蚀钢为结构材料的原油船的目标使用寿命为25年。 (4) 常规船体结构钢(以下简称“常规钢”):系指CCS《材料与焊接规范》第1篇第3章第2节“一般强度船体结构钢”和第3节“高强度船体结构钢”中所列出的船体结构钢。 (5) 试验对比钢:系指熔炼化学成分满足本指南附录A表A1要求,在耐蚀试验中作为对比试样的常规钢。

船舶燃油管理

精心整理 船舶燃油管理 随着国际燃油价格的大幅上涨,船舶营运区域的扩大,频繁的租船合同的变化,国际公约对安全和防污染方面的严格要求,现今的船上燃油管理工作变得越来越重要。船上燃油的管理工作涉及到船舶的正常营运及效益,涉及到防止环境污染和船舶安全。作为船上燃油管理的一部分,燃油的加装和驳运系统及其操作属于船上关键性系统和操作,有严格的维护保养和操作程序。本文只就船上燃油管理的一些重点问题予以讨论。 一、 常用的燃油品种和国际标准根据国际标准ISO8217,船上目前使用最多的燃油品种是: 轻柴油: DMX ——可作为应急设备的柴油机使用; DMA DMB DMA (E ),DMB 二、 123,45、每个油舱的装油总量可达到80–90%舱容。油舱越大,可用舱容百分比就可略高一些。如2000立方米的深舱,在吃水差不大时,即使加到90%,仍有200立方米的富余舱容。 6、在泵油结束时,有些加油船使用压缩空气吹空加油管路,会引起假油位,造成加油量的计算错误。因此,要待管路吹通完成、油位稳定后才能测量出真实的油位。在加油后期只为一个油舱加油(空舱或存油量较少),其它舱均关闭,这种加油方法有利于其它舱消除假油位,同时也有利于满舱控制。最好能使加油船取消管路吹通,采取放回加油管路中燃油的方法。 7、遇到加油量短少的情况且又不能与加油船协商解决时,要与代理或加油订购方联系解决。需要时做出加油短少的声明(Noteofprotestforbunkeringoperation ),由供油方签收。 8、对于使用燃油化验程序的船舶,要按要求正确取样,及时寄送油样。在没有取得化验合格的结果前,尽可能不使用新加燃油。

油品鹤管装卸系统流程图

油品鹤管装卸系统流程图 油气储运与油品装卸专用鹤管生产厂家分享油品装卸系统及其装卸, 卸油工艺流程有2种方法,即上部缷油流程和下部缷油流程;其中上部卸油流程又分为:泵卸油流程、自流卸油流程。 1.上部卸油工艺流程 上部卸油--是通过鹤管从油罐车上部用泵或虹吸自流的方法将油卸车。------这是我国铁路卸油广泛采用的方法。 ①泵卸油流程: 1)设备及流程介绍 泵卸油流程图 1-鹤管;2-集油管;3-输油管;4-输油泵;5-真空泵;6-放空罐;7-真空罐;8-零位油罐;9-真空管;10-扫舱总管;11-扫舱短管 2)泵卸油流程的三大系统:

a)输油系统的作用:输转油罐车与储油罐内的油品。 设备:鹤管集油管、输油管和输油泵等。 b)真空系统的作用:填充鹤管的虹吸和收净油罐车底油设备:真空泵、真空罐、真空管线和扫舱短管等。

C)放空系统的作用:装卸完毕后,将管线中的油品放空,以免下 次输送其它油品时造成混油现象或易凝油品冻结于管线中。 设备:放空罐和放空管线。 3)存在的问题: 从油罐车内卸出的油品可直接泵送至储油罐,不经过零位罐,减 少了油品损耗。必须设置高大的鹤管、栈桥和真空系统等,设备多、操作复杂,并往往形成气阻,影响正常卸油。 适用场合:平原大型油库 ②自流卸油流程: 1-鹤管;2-真空管;3-集油管;4-真空罐; 5-抽底油管;6-零位油罐;7-离心泵;8-储油区 当油罐车高于零位油罐并具有足够的位差时,即可采用虹吸自流卸油。鹤管必须具有抽真空或填充油料的设备。虹吸自流卸油的优点:不受泵和动力的影响。缺点:卸油后,多一次输转,增加了油品的蒸发损

红外分光测油十大误区

“红外分光测油仪”十大误区 采用“红外分光光度法”测量环境中油污染的数据,具有全球可比性高、灵敏度高、抗干扰性强、测量矿物油结果不受油品变化影响,被许多国家所采纳。虽然我国现有“红外分光测油仪”的普及率也较高,但是在市场经济的冲击下,“红外分光测油仪”已经很难看出原来的面目了。我国“红外分光测油仪”发明人何秉站曾经讲过:“研制生产‘红外分光测油仪’的目的就是要统一我国测油的标准方法,提高测量结果的可比性”,而如今市场上纷杂的“红外分光测油仪”使测量油污染的数据五花八门,根本没有可比性。由于采用“红外分光光度法”测量环境中油污染,是一项比较专业的测量技术,这方面的专家、书籍较少,更有许多技术、理论不完善。根据十几年的研究,谈谈我们的看法,让人们来评论,希望能实现发明人的愿望,真正的统一我国测油的标准方法。 误区1:有人认为同样都是红外分光测油仪,原理一样都能用。 根据近期调查,我国各个厂家生产的“红外分光测油仪”对油品的测量结果误差太大,谈不上可比性,人们的想象和现实相差遥远。“红外分光测油仪”是由光、机、电、计算机等综合技术组成,就仪器本身的结构差别,实验室工作人员多会混淆。至于哪些技术是创新的,哪些技术是仿制的,我们暂不研究。可是有一条,我们是必须知道的,那就是用“红外分光光度法”测量油的计算公式: C=A2930*X+A2960*Y+Z*(A3030-A2930/F) C -------- 油的浓度值; A2930、A2960、A3030 -------- 分别是CH2、CH3、CH的波数的吸光度 X、Y、Z、F -------- 是仪器校正系数(一般由厂家给出) 由于国标没有涉及仪器校正系数如何具体计算,于是一些仪器厂家采用标油测量后重复调整系数值,直到满意为止,这种做法是没有科学依据的。这种做法的不科学性带来的问题是测量结果随着油品的变化而变化,造成了测量结果无可比性的严重问题。计算仪器校正系数有一套完整的计算公式,比国标的计算浓度值要复杂得多。为了推导、证明计算仪器校正系数公式的正确性,用计算机计算的数据多达2000页,并不是用标液调整就行的事。仪器校正系数是仪器的核心技术,如同计算机里的操作系统,这就是采用不一致的“红外分光测油仪”测量结果没有可比性的根本原因。有些人认为测量标油的结果误差不大,仪器就可以使用,这只是错误的理解了“红外分光光度法测量油品的基本特征,测量结果不受油品变化影响”的原则性问题。由于标油的油品结构是不变的,用同样结构的标样测量同样结构的另一标样,当然误差不大(有些厂家便是根据这个标样,调整出仪器的校正系数)。如果变化油品之后再进行测量,例如测量20mg/L 异辛烷或100mg/L 苯,它们的误差就会大的惊人。所以,只有能推导、证明出计算仪器校正系数公式的单位,才有资格生产“红外分光测油仪”。因为这方面的计量认证工作还不够规范,也造成了今天各类产品测量结果没有可比性的事实。目前,只有【吉林北光】(即“红外分光测油仪”的发明单位)可正确计算出仪器的校正系数X、Y、Z、F值。 误区2:都是红外测油仪,测量结果有没有谱图都一样。 在环境监测中,我们会遇到许许多多奇怪的干扰物,尤其是测油项目,受到干扰因数特别多,即使是由于萃取后脱水不净也会产生干扰。如果您的仪器没有谱图显示,那么测量结

油船建造教材

第7章 液货船特种装备及系统介绍 第1节 货油系统 1 货油装卸系统概况 货油管路一般分为主货油管路和扫舱管路。主货油管路为装油、卸油时使用的大口径管路。扫舱管路主要是在卸油或排放压载水时来扫除油舱和管路的残油或残水的小口径管路。 货油舱内的货油是用货油泵将货油通过货油管路以一定的速度安全地输送到岸上油库或其它油船,也可以利用岸上的货油泵将货油以一定的速度安全地输送到船上。 货油泵布置在泵舱(采用集中式货油泵时)或货油舱内(液压马达或电动机安装在上甲板,无泵舱时),泵舱和上甲板布置货油管路。 2 货油装卸系统的工作原理及组成 2.1 主货油管路的工作原理及组成 主货油管路是利用船上的货油泵将货油舱内的货油通过货油管系以一定的速度安全地输送到岸上油库或其它油船,这个过程简称为卸载;也可以利用岸上的货油泵将货油以一定的速度安全地输送到船上,这个过程简称为装载。 主货油管路由货油泵、货油管系及管路附件等组成。 2.2 扫舱管路的工作原理及组成 扫舱管路主要是在卸油或排放压载水时来扫除油舱和管路的残油或残水的管路。扫舱管路与货油管路是直接连接的,其组成分二种情况: 2.2.1当采用设有泵舱的集中式货油泵时,往往还设有扫舱泵,扫舱管路由扫舱泵、扫舱管、扫舱空气管和阀件等组成。 2.2.2当采用潜液泵或深井式货油泵时,扫舱管路不设扫舱泵。扫舱管路由货油泵、扫舱管、扫舱空气管和阀件等组成。 3 货油泵 3.1 油船货油泵型式及适用对象见表7-1-1。 3.2 货油泵的选用 货油泵的选用从安全性、经济性、操纵性、同时装载货油品类、是否设有泵舱、排量(装卸油时间)、排出压力等方面来综合考虑。 对于能同时装载四种以上的成品油船,如果采用集中式货油泵,布置在货内和上甲板的管路将非常复杂,所以一般采用潜液式离心泵。 4 货油装卸管系 货油装卸管系由舱内管系、泵舱管系(如果设有)和甲板管系组成。 4.1 舱内管系 舱内管系是船上设有泵舱,为集中式货油泵,可分为线形总管式和环形总管式两类。 4.1.1线形总管式:原则上每一台货油泵设一根总管。按装油配载要求(考虑不同油种的装载分布)从总管引出支管至相应的油舱。这种线形总管布置简单,操作方便,隔离可靠,混油可能性小。但装载油种的机动性不高,适用于运输油种固定、运量固定、航线固定的中小型油船。 4.1.2环形总管式:为提高机动性,可将两根环形总管首部相接,配以相应的阀门,即成环形总管。对于有三台货油泵者,可形成两条环形总管。环形总管机动性好,但为了避免混油需设置较多的隔离阀,操作管理较为复杂。

船舶燃油管理

船舶燃油管理 [内容提要] 本文阐述船上燃油加装、储存、计量、化验、防大气污染等常见问题。 关键词:燃油标准管理计量化验防大气污染 随着国际燃油价格的大幅上涨,船舶营运区域的扩大,频繁的租船合同的变化,国际公约对安全和防污染方面的严格要求,现今的船上燃油管理工作变得越来越重要。船上燃油的管理工作涉及到船舶的正常营运及效益,涉及到防止环境污染和船舶安全。作为船上燃油管理的一部分,燃油的加装和驳运系统及其操作属于船上关键性系统和操作,有严格的维护保养和操作程序。本文只就船上燃油管理的一些重点问题予以讨论。 一、常用的燃油品种和国际标准 根据国际标准ISO 8217,船上目前使用最多的燃油品种是: 轻柴油: DMX ——可作为应急设备的柴油机使用; DMA ——相当于通常所说的MGO; DMB ——相当于通常所说的MDO; DMA和DMB均可用于柴油发电原动机(付机)。 重油: RME-25相当于通常所说的MFO180CST,即1500秒重油; RMG-35相当于通常所说的MFO380CST,即3000秒重油; 以上两种重油一般用于主机、锅炉或付机。也有船舶使用更劣质的重油。 在燃油加装申请中要表明燃油规格和数量,此规格要符合租船合同条款中的规定,例如, ISO 8217:2005(E), DMB,120MT;RMG–35,1500MT。 在加油开始前,一定要查看加油文件,询问加油船上人员,确认要加燃油的规格、数量与申请的燃油规格、数量一致。 二、燃油的加装 1、严格遵守船舶管理文件中的加油程序。 2、轮机长作为燃油加装和驳运操作的总负责人,要对整个过程进行全面有效的控制。对可预见到的任何危及安全和造成污染的可能性都要有防范措施,强调过程控制,不能有任何松懈。特别是加油开始、换舱和即将结束时要在现场控制、指挥。轮机长还应对主管轮机员的操作进行核查。 3、主管轮机员是加油现场操作的执行人与组织者,要坚决执行轮机长的指示,有不同意见要及时提出。操作要仔细认真,行动迅速,每一步操作都要确保到位。加油前和加油后对供油船上存油量的测量要特别重视,这是计算加油量的依据。必须仔细核对油尺(或流量表读数),记录燃油温度,核对吃水差。对于其声明的非货油存量,要逐一确认。查看加油船上舱容表、海关单据。加油船上的燃油存量应与海关

289(87)原油油船货油舱防腐保护替代方法性能标准(中文)

附件3 第MSC.289(87)号决议 (2010年5月14日通过) 原油油船货油舱防腐保护替代方法性能标准 海上安全委员会, 忆及《国际海事组织公约》关于本委员会职能的第二十八条第(二)款, 注意到以第MSC.291(87)号决议通过的关于原油油船货油舱防腐保护替代方法的经修正的《1974年国际海上人命安全公约》(《安全公约》)(下称“公约”)第II-1/3-11条, 还注意到上述第II-1/3-11条规定,该条中所述防腐保护替代方法须符合《原油油船货油舱防腐保护替代方法性能标准》(下称“防腐保护替代方法性能标准”)的要求, 在其第87届会议上,审议了《防腐保护替代方法性能标准》的建议文本, 1. 通过《原油油船货油舱防腐保护替代方法性能标准》,其正文载于本决议附件中; 2. 请《公约》各缔约政府注意,《防腐保护替代方法性能标准》将在《公约》第II-1/3-11条于2012年1月1日生效之时生效; 3. 注意到,根据《安全公约》第II-1章的规定,《原油油船货油舱防腐保护替代方法性能标准》的修正案须按照《公约》第VIII条关于公约附则除第I章外的适用修正程序予以通过、生效和实施; 4. 要求秘书长将本决议副本和附件中《防腐保护替代方法性能标准》的核证无误文本送发所有《公约》缔约国政府; 5. 进一步要求秘书长将本决议及其附件的副本送发本组织非《公约》缔约国政府的所有会员国; 6. 请各国政府鼓励发展旨在作为替代系统的新颖技术,并随时将任何有效结果通知本组织。 7.决定不断审议《防腐保护替代方法性能标准》并根据应用中获得的经验做出必要修正。

附件 原油油船货油舱防腐保护替代方法性能标准 1 目的 本标准规定了原油油船建造时货油舱内使用除保护涂层外的其它防腐保护或使用耐腐蚀材料方法的最低标准的技术要求。 2 定义 2.1 防腐保护替代方法系指并非使用按照原油油船货油舱保护涂层性能标准(第MSC.288(87)号决议)涂装保护涂层的方法。 2.2 耐腐蚀钢材系指除符合其它相关船舶材料、结构和建造强度要求外,其位于内部货油舱舱底或仓顶的性能,经试验证明符合本标准要求的钢材。 2.3 目标使用寿命系指防腐保护或使用耐腐蚀材料方法的设计寿命目标值,以年计。 3 适用 3.1 在本标准制定之日,就维持所要求的25年结构完整性的防腐保护或耐腐蚀材料使用而言,耐腐蚀钢材是可替代保护涂层的唯一经认可的可能方法。如果使用耐腐蚀钢材作为替代方法,须符合附件中所载性能标准。 3.2 如果研发出附件中的规定不适用的、经本组织认可的新颖类型替代方法,本组织应制定包括试验程序在内的专门性能标准,作为本标准的新附件,并考虑到按照《安全公约》第II-1/3-11.4条进行新颖替代原型实地试验所取得的经验。

厂修船舶油舱(柜)、油管系标识管理规定

大连中远船务工程有限公司版本及修改号:1.0 页次:1/2 编写:日期: 厂修船舶油舱(柜)、油管系标识管理规定 编号:COSCO-SYGD-C(SS)-62 审核:日期: 批准:日期: 1 目的 为加强对厂修船舶的安全管理,进一步规范和完善船舶油舱、油管系的安全警示标识,便于施工人员对船舶重点防火部位的认识和辨别,防止各类事故发生。 2 适用范围 所有厂修船舶的(货)油舱、管子弄以及油舱(柜)的输油管、透气管、测深管,都必须根据船方提供的油舱(柜)数量和位置,进行明确的安全警示标识。 3 管理规定 3.1 船舶进厂后,单船总管要立即要求船方提供该轮的船舶油水舱布置图,并发放给各 相关部门和车间;油水舱布置图要经过船方船长确认并签字,防止出现舱室布置发生改变。 3.2 船舶机舱及泵房内的油舱(柜)以及在修船舶的油管系(包括通气帽)由轮机车间 负责落实安全警示标识。其他的油舱(柜)、管子弄、双层底由船体车间负责落实安全警示标识。 3.3 车间工程主管为油舱(柜)、油管系标识第一责任人,负责油舱(柜)、标识的落实、 检查、确认,及时向单船安全主管反馈,并做好相关记录,具体工作由车间安全组实施。车间编制油舱、油管系标识确认单,要求油舱、油管系标识人员、安全主管各持一份。安全主管做好油舱、油管系标识确认记录。 3.4 船舶靠泊后两天之内、工程开工之前,相关车间工程主管要根据船方提供的油水舱 布置图,将油舱(柜)、管子弄、油管系的安全警示标识落实到位。 3.5 轮机用黄底红字的即时贴标识对油舱(柜)、油管系进行标识。即时贴标识的尺寸 不得小于5CM*8CM。张贴标识前要适当对张贴部位进行适当的清洁,确保张贴牢固。油舱透气帽上张贴“禁止动火”标志。 3.6 油管系的标识要张贴在显眼处,以便于施工人员及时发现和识别。甲板面上同一路 主油管上的安全标识的间距不得大于30米(包括油轮的货油管)。每一路支油管上也要有安全标识。在钢结构换板区域内的油管系,如双层底油舱的测深管、透气管等也必须在明火作业范围内进行明确标识。 3.7 机舱及泵房内所有油舱(柜)壁板上都必须做好油舱标识,标识必须醒目、正确, 对不可标识的油舱壁,必须悬挂油舱警示标牌。机舱和泵房内底部舱室不需要落实安全警示标识,全部作为油舱对待。 3.8 船体车间用黄色油漆对油舱(柜)、双层底、管子弄进行标识。标识线为连续的、 宽度不小于8CM的黄线。标识线的油舱一侧要写上“油舱”等字样,每个字尺寸不得小于30CM*30CM。标识线必须超出油舱壁100MM,油舱(柜)标识前要将标识区域的垃圾清除,确保标识的正确、有效。 3.9 船体车间对油舱(柜)、管子弄、双层底、进行标识时,要求对油舱(柜)、管子弄、 双层底的六个面都要落实安全警示标识或悬挂安全警示标牌,让周围作业人员及时发现和识别,对与油舱相邻的密闭舱室的油水舱壁,如该密闭舱室道门暂不开启,可暂时不对这些油水舱壁进行标识,待相邻密闭舱室道门打开后,工程主管必须及时安排落实对这些油水舱壁进行标识;对一些特殊位置的油舱,有些油舱壁暂不能及时进行标识的,必须悬挂油舱警示标牌。明火作业区域内的所有油舱壁在工程开

红外测油仪的原理及特点介绍

红外测油仪的原理及特点介绍 大多数物质的分子官能基能吸收红外光,利用光谱能量的吸收与转换进行内部成分的定性分析和定量计算。 红外测油仪以此为基本原理,采用红外分光光度测量,经对样品进行光谱扫描; 可显示并打印样品光谱及吸收峰的波数位置,能迅速、准确地测出水体中油份浓度的全部含量。 仪器适用于地面水、地下水、生活污水和工业废水中石油类和动植物油含量的测定。 当某特定波长的光通过被测溶液时,其光能就会被吸收。 红外测油仪检定规程工作原理: 光能被吸收的强弱与被测溶液的浓度成比例,符合比尔定律: A=log(1/T)=log(I0/I) 石油类物质浓度计算公式为: C=XA2930+YA2960+Z(A3030-A2930/F) 式中:C为油分浓度A2930、A2960、A3030为不同波长下的吸光度 X、Y、Z、F为校正系数

仪器组成: 仪器由光学系统、电气系统、微机及数据处理工作站组成。 仪器特点: 1、仪器的原理及指标完全符合水质石油类和动植物油的测定红外光度法(GB/T16488-1996)国家标准的要求。 2、可拆卸一体化光学系统,仪器体积小,重量轻,先分光后吸收,符合红外光谱特点要求,稳定性好,信噪比高。 3、采用电调制光源,即降低了光源发热强度; 以利于系统散热,同时由于无机械切光运动器件,从而简化了仪器结构,提高了仪器可靠性。 4、传感器信号处理采用锁相放大电路,提高了仪器信噪比和检出限。 5、能检验萃取剂的纯度是否符合测量需要。 6、具有谱图扫描功能,显示所使用光谱范围内吸光度曲线,从而分辨出干扰物。 7、可作为红外分光光度计使用。 8、可使用四氯乙烯等萃取剂替代四氯化碳 9、独特的比色池结构设计,适用1到5厘米任何比色皿。 10、结构简单,仪器光学系统、电气系统自成一体,集成化程度高,从而提高了仪器的可靠性和可维护性。

【CN109827633A】一种船舶油舱半自动测深装置及其测深方法【专利】

(19)中华人民共和国国家知识产权局 (12)发明专利申请 (10)申请公布号 (43)申请公布日 (21)申请号 201910107911.7 (22)申请日 2019.02.02 (71)申请人 中国船舶及海洋工程设计研究院 (中国船舶工业集团公司第七0八研 究所) 地址 200001 上海市黄浦区西藏南路1688 号 (72)发明人 冯树才 叶爱君 杨震峰 濮骏  黄津津 次洪恩 李福军  (74)专利代理机构 上海申新律师事务所 31272 代理人 俞涤炯 (51)Int.Cl. G01F 23/04(2006.01) G01F 22/00(2006.01) (54)发明名称 一种船舶油舱半自动测深装置及其测深方 法 (57)摘要 本发明公开一种船舶油舱半自动测深装置 及测深方法,该船舶油舱半自动测深装置:包括 油舱本体,油舱本体的顶部设有穿舱件,油舱本 体内底部设有固定基座,固定基座内设有卷尺, 卷尺的上端面穿过设于油舱本体内的测深管并 与穿舱件的侧端面连接;本发明同时公开了一种 测深方法,该测深方法通过观测卷尺上的油渍位 置获得油舱内的液位高度,通过参考舱容表计算 得出船舶油舱内油的体积。采用本发明船舶油舱 半自动测深装置的测深方法具有测量准确、方 便、迅速的优点,布置灵活,不受舱柜形状的限 制。权利要求书1页 说明书3页 附图4页CN 109827633 A 2019.05.31 C N 109827633 A

权 利 要 求 书1/1页CN 109827633 A 1.一种船舶油舱半自动测深装置,包括油舱本体(1),其特征在于,所述油舱本体(1)的顶部设有穿舱件(4),所述油舱本体(1)内底部设有固定基座(2),所述固定基座(2)内设有卷尺(3),所述卷尺(3)的上端面穿过设于所述油舱本体(1)内的测深管(5)并与所述穿舱件(4)的侧端面连接。 2.根据权利要求1所述的船舶油舱半自动测深装置,其特征在于,所述卷尺(3)的上端面设有卷尺挂钩(6),所述穿舱件(4)的侧端面设有穿舱件挂钩,所述卷尺(3)的上端面与所述穿舱件(4)的侧端面通过挂钩连接。 3.根据权利要求1所述的船舶油舱半自动测深装置,其特征在于,所述穿舱件(4)的上端面设有密封盖(7)。 4.根据权利要求1所述的船舶油舱半自动测深装置,其特征在于,所述穿舱件(4)设于所述油舱本体(1)顶部的下端面或设于所述油舱本体(1)顶部的侧端面,所述穿舱件(4)下端面与所述测深管(5)的上端面固定连接。 5.根据权利要求1所述的船舶油舱半自动测深装置,其特征在于,所述固定基座(2)内设有弹簧(9),所述弹簧(9)与所述卷尺(3)的一端固定连接。 6.根据权利要求1所述的船舶油舱半自动测深装置,其特征在于,还包括与所述卷尺(3)的另一端可拆卸连接的卷尺收放装置(8)。 7.根据权利要求1所述的船舶油舱半自动测深装置,其特征在于,所述固定基座(2)的下端面与所述油舱本体(1)内壁底部通过焊接固定连接。 8.根据权利要求1所述的船舶油舱半自动测深装置,其特征在于,所述测深管(5)的下端面设于所述固定基座(2)上端面的上方。 9.一种如权利要求1-8任一项所述船舶油舱半自动测深装置的测深方法,其特征在于,包括以下步骤: 步骤一、根据油舱本体(1)的深度,选择合适长度的卷尺(3),将固定基座(2)焊接在油舱底部,固定基座(2)在测深管(5)下方; 步骤二、将卷尺(3)上端面的卷尺钩挂钩挂到穿舱件(4)侧端面的穿舱件挂钩上; 步骤三、将穿舱件(4)上端面的密封盖(7)缓慢打开,手动拉出卷尺(3)并将卷尺(3)与测试员手中的卷尺收放装置(8)通过挂钩连接; 步骤四、通过卷尺收放装置(8)将卷尺(3)从油舱本体(1)中拉出,观测卷尺(3)上的油渍位置,计算出油舱本体(1)内液体的容积; 步骤五、测量完毕后,卷尺(3)在弹簧(9)的作用下,卷尺(3)自动收回油舱,并手动将卷尺(3)挂在穿舱件(4)侧端面的穿舱件挂钩上,最后盖上密封盖(7)。 10.根据权利要求9所述的船舶油舱半自动测深方法,其特征在于,步骤四中所述油舱本体(1)内液体的容积的计算方法为:通过所述卷尺收放装置(8)的计数器测得所述油舱本体(1)内液位高度,对照舱容表,计算出所述油舱本体(1)内液体的容积。 2

成品油船货油舱特涂净舱技术的研究与制备-国际船舶网

成品油船货油舱特涂净舱技术的研究与制备 陈涛 (驻大连地区军事代表室,辽宁大连116021) 摘要:通过研究成品油船货油舱特涂净舱技术,来掌握化学品船液货舱解决表面处理问题的办法和途径,以保证化学品船液货舱的涂装质量,为延长涂层的使用寿命创造条件,提高了在国内、国际造船市场上的竞争力。 关键词:净舱技术;表面处理;成品油船 1引言 根据化学品船货舱的表面处理技术要求及相关的表面处理标准,结合成品油轮液货舱净舱技术,通过对影响货舱涂装质量的表面清洁度、盐分及粗糙度等关键因素的研究,提出了解决表面处理问题的办法和途径。提高了表面清洁度,降低了盐分,保证了粗糙度要求,从而满足表面处理的各项技术标准,解决了困扰船厂特涂施工多年的技术难题,净舱标准符合后续油漆配套(涂层)的要求,从而保证了化学品船货舱涂装质量,为延长涂层的使用寿命创造了条件。主要研究内容如下:①特涂前钢材表面处理结构缺陷修理工艺的研究;②特涂用磨料的技术指标及选用;③钢材表面粗糙度、清洁度、盐分的检测技术。为完成本研究,需解决如下关键技术:①液货舱表面盐分的控制;②钢材表面清洁度的控制。 2特涂前钢材表面处理结构缺陷修理工艺的研究 特涂前钢材表面结构缺陷修理关系到特涂质量的好坏,它直接影响结构边缘、焊缝、边角等区域的涂层施工质量,经过多方面的技术讨论及论证,根据涂装配套以及船级社和油漆商的建议,对特涂前钢材表面结构缺陷修理进行了详细的规定,形成了标准文件(详见表1),有力地保证了特涂的施工质量。 表1缺陷处理要求

表 1 缺陷处理要求 3特涂用磨料的技术指标及选用 化学品/成品油船货油舱的板材在流水线经过抛丸处理至Sa2.5级后,有的施工了车间底漆,有的并未施工车间底漆,暴露在大气环境下6~8个月,受海洋气候的影响,钢材表面含有较高的盐分,直接影响到液货舱涂层的施工质量。为控制特涂前钢材表面的盐分,二次表面处理采用的磨料技术指标是影响特涂的关键。通常液货舱磨料采用非金属磨料(即铜矿砂),完全能够满足特涂要求,其技术指标见表2。 表2非金属磨料技术指标

船舶燃油管理

船舶燃油管理 随着国际燃油价格的大幅上涨,船舶营运区域的扩大,频繁的租船合同的变化,国际公约对安全和防污染方面的严格要求,现今的船上燃油管理工作变得越来越重要。船上燃油的管理工作涉及到船舶的正常营运及效益,涉及到防止环境污染和船舶安全。作为船上燃油管理的一部分,燃油的加装和驳运系统及其操作属于船上关键性系统和操作,有严格的维护保养和操作程序。本文只就船上燃油管理的一些重点问题予以讨论。 一、常用的燃油品种和国际标准根据国际标准ISO 8217,船上目前使用最多的燃 油品种是: 轻柴油: DMX ——可作为应急设备的柴油机使用; DMA ——相当于通常所说的MGO; DMB ——相当于通常所说的MDO; DMA和DMB均可用于柴油发电原动机(付机)。 重油: RME-25相当于通常所说的MFO180CST,即1500秒重油; RMG-35相当于通常所说的MFO380CST,即3000秒重油; 以上两种重油一般用于主机、锅炉或付机。也有船舶使用更劣质的重油。在燃油加装申请中要表明燃油规格和数量,此规格要符合租船合同条款中的规定,例如,ISO 8217:2005(E),DMB,120MT;RMG–35,1500MT。在加油开始前,一定要查看加油文件,询问加油船上人员,确认要加燃油的规格、数量与申请的燃油规格、数量一致。 二、燃油的加装 1、严格遵守船舶管理文件中的加油程序。 2、轮机长作为燃油加装和驳运操作的总负责人,要对整个过程进行全面有效的控制。 对可预见到的任何危及安全和造成污染的可能性都要有防范措施,强调过程控制,不能有任何松懈。特别是加油开始、换舱和即将结束时要在现场控制、指挥。轮机长还应对主管轮机员的操作进行核查。 3、主管轮机员是加油现场操作的执行人与组织者,要坚决执行轮机长的指示,有不同 意见要及时提出。操作要仔细认真,行动迅速,每一步操作都要确保到位。加油前和加油后对供油船上存油量的测量要特别重视,这是计算加油量的依据。必须仔细核对油尺(或流量表读数),记录燃油温度,核对吃水差。对于其声明的非货油存量,要逐一确认。查看加油船上舱容表、海关单据。加油船上的燃油存量应与海关单据上表明的数量一致,如有差别,请加油船上人员给予解释。商定油样的取样位置和取样方法,在整个加油过程中要连续滴定取样,混合均匀后装瓶。对取样进行全程监控,油样标签在粘贴到样瓶时才能签署。 4、加油文件的签署要按时进行,不能提前。 5、每个油舱的装油总量可达到80 –90%舱容。油舱越大,可用舱容百分比就可略高 一些。如2000立方米的深舱,在吃水差不大时,即使加到90%,仍有200立方米的富余舱容。 6、在泵油结束时,有些加油船使用压缩空气吹空加油管路,会引起假油位,造成加油 量的计算错误。因此,要待管路吹通完成、油位稳定后才能测量出真实的油位。在加油后期只为一个油舱加油(空舱或存油量较少),其它舱均关闭,这种加油方法有利于其它舱消除假油位,同时也有利于满舱控制。最好能使加油船取消管路吹通,采取放

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