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方法文章

实验室研究的实验步骤 原位 燃烧：原油的可燃性与燃烧效率

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DOI：

10.3791/57307

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2018年5月1日

 , 
1Department of Civil Engineering, Technical University of Denmark, 2School of Engineering, BRE Centre for Fire Safety Engineering, University of Edinburgh

本文内容

摘要

在此，我们介绍一种在模拟条件下同时研究新鲜及风化原油可燃性与燃烧效率的实验方案。 原位 海上燃烧作业。

摘要

一种通过两种实验装置同时研究新鲜及风化原油可燃性与燃烧效率的新方法。与操作规模实验（池直径≥2 m）相比，该实验具有较高的可重复性，同时仍具备较高的现实性 原位 水上原油燃烧条件。实验条件包括流动的水底层，其可冷却油膜，以及外部热通量（最高达50 kW/m²）。2模拟在实际规模的原油池火灾中向燃料表面传递更高热量反馈的条件。这些条件使得能够在实验室中受控地研究与实际规模实验相当的原油池火灾燃烧效率。该方法还可提供关于原油点燃条件的定量数据，包括临界热通量、点火延迟时间随入射热通量的变化、点火时的表面温度以及热惯性。此类数据可用于确定点燃特定类型新鲜或风化原油所需的点火源强度和持续时间。该方法的主要局限在于，外部热通量作用下流动水底层对燃烧原油的冷却效应尚未被充分量化。实验结果明确表明，流动水底层确实提高了该实验装置对实际工况的代表性。 原位 燃烧条件，但这种表征在多大程度上准确目前尚不明确。然而，该方法仍具有最真实的 原位 目前可用于同时研究水上原油可燃性及燃烧效率的燃烧实验条件。

引言

原位 在水面上燃烧泄漏的原油是一种海洋溢油应急处理方法，通过将溢出的原油燃烧并转化为烟灰和气态燃烧产物，从而将其从水面清除。该方法在埃克森·瓦尔迪兹号（Exxon Valdez）溢油事件中得到了成功应用。1 和深水地平线2 溢油事故，并经常被提及作为应对北极地区溢油事故的潜在方法3,4,5,6决定是否的两个关键参数 原位 影响油品燃烧作为溢油应对方法有效性的两个关键因素是油的可燃性和燃烧效率。第一个参数“可燃性”描述了燃料被点燃的难易程度，以及火焰在燃料表面蔓延并发展为完全燃烧火灾的能力。第二个参数“燃烧效率”表示通过燃烧从水面有效清除的油量（以重量百分比计）。因此，了解不同原油在特定条件下可燃性及预期燃烧效率具有重要意义。 原位 燃烧条件

水上油污燃烧点火 原位 用于燃烧的目的通常被视为一个实际问题，常涉及对点火系统的定性讨论5,7,8,9将溢油点燃的实际方法视为一个二元问题，并将油品分为两类 "可燃的" 或 "不可燃" (例如 Brandvik, Fritt-Rasmussen 等.10从基本原理上讲，这种观点是不正确的。理论上，只要有合适的点火源，任何燃料都可以被点燃。因此，量化不同类型原油的点火需求具有重要意义，这有助于更深入地理解哪些原油特性会决定其是否属于易燃类别 "不可燃"因此，该方法可用于研究油品的点火延迟时间随入射热流密度、油品临界热流密度及其热惯性变化的规律。 即 油被加热的难易程度。

在之前的一项研究中，我们假设决定燃烧效率的主要参数是反馈到燃料表面的热量11，而该热量与油池直径相关。该理论基于实验室研究中报道的较低燃烧效率（32–80%）8,12,13 以及大规模研究（油池直径 ≥2 m）中报道的较高燃烧效率（90–99%）14,15,16，解释了燃烧效率对油池尺寸的明显依赖性。本文讨论的方法旨在验证这一理论。通过在恒定外部热通量条件下开展小尺度实验室实验，可在受控的实验室环境中模拟大规模油池火灾中的较高热量反馈。因此，该方法可通过调节外部热通量，有效研究燃烧效率随直径变化的规律。

除了外部热通量以模拟更大尺度的 原位 燃烧操作中，实验装置通过冷水流动对油膜进行冷却，以模拟海流的冷却效应。所讨论的方法还适用于新鲜原油和风化原油。原油风化是指原油入水后经历的一系列物理和化学变化过程，例如挥发性组分的损失以及与水混合形成油包水型乳状液（例如， AMAP17蒸发和乳化是影响原油可燃性的两种主要风化过程18 因此，所述方法中包含了模拟这些风化过程的方案。

在此，我们介绍一种新型实验室方法，该方法可在模拟条件下测定原油的可燃性及燃烧效率 原位 海上燃烧作业。以往关于原油可燃性及燃烧效率的研究采用了相似或不同的方法。研究了新鲜及风化原油在水面上作为外部热通量函数的可燃性19 以及在北极温度下20燃烧效率研究通常集中在固定尺度下不同类型的新鲜和风化原油及其环境条件例如， Fritt-Rasmussen 等.8 贝赫，斯沃姆， 等.21）。据作者所知，最近一项关于利用化学驱油剂围控原油燃烧的研究，是首次在相似条件下针对小规模、中规模和大规模实验研究燃烧效率的工作。13然而，由于开展此类实验需要耗费大量时间和资源，大规模实验难以用于参数化研究。本方法相较于先前研究的主要优势在于，能够在半真实条件下同时研究原油的可燃性与燃烧效率。以往在实践中无法通过简单可重复的实验，针对不同类型的原油以及（模拟的）油池直径，同时对这两个参数进行综合研究。

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方案

本方案使用了两种不同的实验装置，分别用于步骤4-8，其结构如附图示意图所示。第一种装置为原油可燃性装置（Crude Oil Flammability Apparatus, COFA）（图1 和 图4），尺寸为1.0 × 1.0 × 0.50 m3 用于小规模实验的金属水浴盆 原位 原油燃烧实验，例如 Van Gelderen、Brogaard 所示 等.22 第二种装置是锥形加热器23 配备火花点火器（带有定制样品架）和用于测量O₂的气体分析仪2, CO2，以及排气管道中的 CO 浓度24 (图2 和 图3）。这些装置的技术规格在补充文件中有更详细的描述，其中还包括装置的照片。除非另有说明，数据测量（例如， 温度、热通量或气体浓度等参数通过多路复用器和数据记录仪进行数字测量。数据记录仪由数字数据采集程序控制运行。在本方案中，“启动数据记录仪”指根据制造商提供的程序说明，执行启动数据采集所需的所有操作步骤。

1. 原油的一般处理方法

  1. 针对每种待研究的新鲜原油，取5 mL样品，并在黏度计中测定其在25 °C下的密度和黏度。将剩余的原油储存于密闭玻璃瓶中，置于5–10 °C环境中，以备后续使用。
    注意： 新鲜原油高度易燃，且原油及其蒸气对人体健康具有中等到高度危害性。此外，若皮肤或眼睛接触原油，难以用肥皂等无害化学品彻底清除。操作原油时应佩戴护目镜和手套，并在通风良好的区域进行。
  2. 每次测试开始前，将待测原油从冷藏（5–10 °C）储存环境中取出。手动摇动每个油样容器1–2分钟，使其升至室温后再进行实验。测试间隙应将原油放回冷藏储存环境。
  3. 使用挥发性非极性溶剂（e.g.,n-heptane）清洁任何被原油意外污染的表面。

2. 通过向原油中鼓入加压空气实现原油的蒸发风化

注意：此步骤基于 Stiver 和 Mackay 的方法25 和 Buist、Potter， 等.26

  1. 钻出若干孔洞（例如，六个直径（D）为5 mm的孔均匀分布在5-10 L塑料容器的盖子上，并钻一个孔（例如,D = 容器顶部边缘附近的一侧打孔，直径为8-10 mm。
  2. 用内径（I.D.）为 4–6 mm 的塑料管制作一个带有一个开口连接端的 O 形圈（直径 D ≈ 20 cm），并在其上钻若干个孔（例如，沿O形环一侧均匀分布的六个D = 1 mm的孔）
    注意：尽量使盖子上的孔与O形圈上的孔在垂直方向上错开，以尽量减少原油从容器中喷出。
  3. 将O形圈连接至塑料管（例如， 内径为4-8 mm的管子穿过塑料容器的侧孔，该管子将连接至带有调节阀和压力表的加压空气系统。
  4. 分别称量盖子、带塑料O形圈的塑料容器，并记录其重量。
  5. 称取2-4 L原油（根据其密度）于容器中，并记录重量。
  6. 将容器置于通风橱下，并将O形圈连接至加压空气系统。在尽可能高的压力下使空气通过油液鼓泡例如， 200 kPa）时，不得将油从容器盖的孔中吹出。
  7. 每天工作开始和结束时称量油样质量，以监测达到目标蒸发风化程度（以质量损失百分比计）的时间例如， 与初始重量相比重量损失了20 wt%）。这可能需要持续鼓泡一天至一周以上，具体时间取决于油的类型和气压。每次中间阶段的重量测量数据均用于建立随时间变化的蒸发曲线，以帮助预测达到目标蒸发风化状态所需的蒸发时间。
    注意：在第一天之后，原油通常可以在通风橱中放置数天（例如 在关闭加压空气后，即使经过整个周末也不会损失任何显著质量。
  8. 原油蒸发完成后，取5 mL油样，测量其密度和黏度 25 °C 在粘度计中。将剩余的油储存在5-10 °C 在密闭的玻璃瓶中保存以备后续使用。使用挥发性非极性溶剂清洗容器、瓶盖和O形圈，以去除残留的原油。

3. 使用旋转摇床对原油进行乳化

注意：本实验方案的此部分内容已根据 Daling, M. 进行修改 等.27

  1. 向一个1 L的玻璃瓶中加入总共900 mL的原油与淡水或盐水的混合物，其中水的体积应等于所需乳状液中水的体积百分比（vol%）。例如，含40 vol%水的乳状液由540 mL原油和360 mL水组成。建议使用蒸发过的原油而非新鲜原油，以更准确地模拟溢油在开放水面上的风化过程，并形成更稳定的乳状液。
    注意：瓶内不应完全装满，需留出自由空间，以便油水混合物进行湍流混合。
  2. 手动剧烈振荡油水混合物1–2分钟。然后将玻璃瓶置于旋转摇床上，在室温下以175 rpm的速度搅拌20小时。
    注意：为避免乳状液中水层分离带来的问题，应在完成20小时振荡的当天进行乳状液相关实验。
  3. 在20小时振荡结束后，取5 mL乳状液样品，并在黏度计中测定其在25 °C下的密度和黏度。
  4. 如果乳状液不稳定（见下文），则将其重新放回旋转摇床上，并在各次实验之间持续以175 rpm振荡。每次实验开始时，手动停止旋转摇床，取出实验所需的乳状液量（步骤7.5），之后立即将其放回旋转摇床。当所有实验完成后，停止旋转摇床，并将乳状液储存在冷藏（5–10 °C）条件下。
  5. 如果乳状液稳定，则将其从旋转摇床上取下，在室温下静置。每次实验取用所需油量前，需手动剧烈振荡乳状液1–2分钟。当所有实验完成后，将乳状液储存在冷藏（5–10 °C）条件下。
    注意：在本实验方案中，不稳定的乳状液定义为在数小时内即形成明显可见水层的乳状液，i.e. 在典型工作日结束前即发生分层。

4. 参考文献 原位 COFA 中的燃烧实验图1锥形装置中水冷却校准用）

  1. 在COFA中心放置一个高5 cm、内径16.3 cm（外径16.9 cm）的Pyrex玻璃圆筒，置于支架上，支架与圆筒的总高度为35–45 cm。支撑架的形状不限，只要能保证水流在Pyrex玻璃圆筒覆盖区域下方自由流通即可。向COFA中注入新鲜自来水（340–440 L），使水位低于Pyrex玻璃圆筒边缘1 cm。
  2. 将一个螺旋桨置于COFA的一侧，正对Pyrex玻璃圆筒。启动螺旋桨，调节其垂直高度和流速，使Pyrex玻璃圆筒内的水中刚好能观察到微弱的波浪。记录垂直高度和流速状态例如，1,000 L/h）并在继续操作前关闭螺旋桨。
    注意：螺旋桨用于在水体中产生水流，有效冷却燃烧的原油下方的水层，以防止沸溢现象的发生。28,29最初设定的螺旋桨流量和垂直高度可能不足以充分冷却水下层，从而仍会导致沸溢现象的发生。
    警告：沸溢是一种爆炸性燃烧状态，火焰高度、燃烧速率和热释放速率显著增加，且火焰中喷溅出油滴。29,30,31确保所有易损设备均得到保护（例如，用铝箔）并将人员和设备保持在远离火源的安全距离。
  3. 称取相当于在Pyrex玻璃圆筒中形成5毫米厚油膜的原油量（即，根据密度和104 mL的体积计算，置于铝皿中。
  4. 将原油倒入Pyrex玻璃圆筒内的水中。倾倒时需缓慢，以防原油过快流出而洒到圆筒底部外侧。再次称量铝皿，并记录实际倒入Pyrex玻璃圆筒中的原油重量。
  5. 缓慢向COFA中加水，直至油膜表面低于Pyrex玻璃圆筒边缘1-2 mm。该高度差对于防止点火时油溢出至关重要。
  6. 打开排风罩和螺旋桨，然后使用丁烷手持喷灯点燃原油，用秒表测量从点火瞬间到火焰熄灭的时间。
  7. 火灾自然熄灭后，使用已知质量的疏水性吸收垫收集水面残留的油品（称为燃烧残余物）。收集后，先将吸收垫上附着的水分抖落，再称重以确定残余物质量。随后，根据公式（1）计算燃烧效率，并通过将初始质量与残余质量之差除以燃烧时间（单位为秒）来计算燃烧速率。
    燃烧效率计算公式：\( \frac{\text{mass}_{\text{initial}} - \text{mass}_{\text{residue}}}{\text{mass}_{\text{initial}}} \times 100\% \)。 (1)
  8. 若火灾导致发生沸溢现象，需重复步骤4，从COFA中排出水，直至水面再次低于Pyrex玻璃圆筒边缘1厘米。使用挥发性非极性溶剂清洁Pyrex玻璃圆筒边缘。然后减小搅拌桨与Pyrex玻璃圆筒之间的垂直距离和/或增加搅拌桨的流量姿态，并重复步骤4.3至4.8。
  9. 如果火灾未发生沸溢现象，则使用步骤4.7中计算的燃烧效率和燃烧速率来校准锥形装置中的水冷系统。

5. 锥形装置水冷系统的校准（图2 和 图3）。

  1. 在距软塑料管（内径4 mm）末端1厘米处，用直径1 mm的K型热电偶穿刺，使热电偶珠悬置于管内，不接触管壁。使用聚四氟乙烯（PTFE）胶带和铝箔胶带固定热电偶，确保热电偶不会移动，且穿刺处无漏水。将热电偶连接至数据记录仪。
    1. 重复步骤5.1，使用带有不锈钢管适配器的试管，并将热电偶直接插入管适配器下方。
  2. 将第一根塑料管的一端（带热电偶）尽可能深入地放置并固定在冷却储液槽底部。将塑料管的另一端连接至可调节流速的蠕动泵的进液口。
  3. 将一根新的塑料管连接至蠕动泵的出口，塑料管的另一端连接至不锈钢管接头。将管接头连接至波纹管密封阀，并将波纹管密封阀连接至锥形样品 holder。必要时在接口处使用聚四氟乙烯（PTFE）生料带，确保各连接处无漏水。
  4. 将锥形样品架的另一端连接至一个带波纹密封阀的装置，该装置再与带有热电偶的管适配器相连，热电偶位于适配器下方。此管的另一端置于冷却储液罐顶部并加以固定，使流出的水回流至冷却储液罐中。
    注意：确保储液槽中的进液管和出液管之间有足够的空间距离，以防止加热后的水直接重新循环，而是在重新循环前在储液槽内得以冷却。
  5. 将连接好管路的样品架置于锥形加热器下方。调节样品架高度，使其外缘距离锥形加热器底部23 mm。确保管路长度足够，以便在样品架装载原油后仍能顺利将其放置于锥形加热器下方。
  6. 用去矿物质水注满冷却储水槽，并将水冷却至选定的温度（例如,12 °C）。打开波纹管密封阀，以选定的流速（例如，7 L/h）使水流通过样品池。振荡样品池以排出其中残留的空气，确保样品池完全充满水。
  7. 启动数据记录仪，持续监测进出水的温度。待出水温度稳定（通常比设定的储水温度高几度）后，关闭水泵，关闭波纹管密封阀，并打开排风罩。
  8. 将样品架放在称重秤上并归零。向样品架中加入适量的油，使其油膜厚度达到10 mm（即，根据密度和95 mL的体积）。然后打开波纹管密封阀，再次启动泵。
  9. 将样品架小心地置于锥形加热器下方，用丁烷手持喷灯点燃油样。使用秒表测量从点火瞬间到火焰熄灭瞬间的燃烧时间。
    注意：当燃烧含有水分（无论是天然存在还是由于乳化所致）的油类时，燃烧过程中可能发生沸溢（另见步骤4）。
  10. 火灾扑灭后，停止泵运行，关闭阀门，断开管路，将样品架置于去皮的天平上。记录包含燃烧残留物在内的样品架重量。
  11. 用挥发性非极性溶剂清除 holder 上残留的烧焦油渍。再次称量清洁后的 holder，以确定残留物重量。随后按照步骤 4.7 所述计算燃烧效率和燃烧时间。
  12. 如果燃烧效率和燃烧速率与第4步实验方案的结果相符，则表明水温与流速已校准，可直接用于后续实验步骤。如果燃烧效率和燃烧速率与第4步实验方案的结果不符，则应相应调整储液罐温度和/或流速。重新连接导管至样品支架，打开阀门，启动泵，晃动支架以排除残留空气，然后重复步骤5.7–5.12。
    注意：可能无法同时匹配燃烧效率和燃烧速率。就本方案所述目的而言，燃烧效率更为重要，应尽可能准确地进行匹配。在测试多种油品时，可针对其中一种油品或针对每种油品 individually 校准水温和水流。虽然针对每种油品 individually 校准水温和水流能更准确地模拟油品在水面上的燃烧情况，但在每次实验中采用固定的水温和水流时，不同油品的点火延迟时间结果（步骤6）更便于比较。

6. 圆锥加热器的校准（图2-3）。

  1. 使用最大量程为 100 kW/m2 的水冷式热流传感器，校准锥形加热器温度与其热通量输出之间的相关性。
    1. 将一个 aquarium pump（水族泵）放入水桶中，并向桶内注入冷水，使水泵完全浸没。
    2. 用水管将水族泵连接至热流传感器。再用另一段塑料管连接热流传感器，并将该管的另一端固定在水桶内，位置略高于水面，以便观察流出的水。开启水泵，确保有稳定的水流通过热流传感器。
    3. 启动排风罩，将锥形加热器加热至 200 °C。将热流传感器（感测面朝上）置于锥形加热器中心正下方 25 mm 处，并将热流传感器连接至数据记录仪。启动数据记录仪，打开快门，测量热通量 5–10 分钟，直至获得稳定的读数，然后停止数据采集并关闭快门。
    4. 在锥形加热器温度分别为 300、400、500、600、700、720、740、760、780 和 800 °C 时，重复步骤 6.1.3。
  2. 利用测得的数据点，并假设数据点之间呈线性关系，确定对应于 3–50 kW/m2 热通量的锥形加热器温度。

7. 锥形装置中原油的可燃性实验（图2-3）

  1. 每次测试开始时，使用热流传感器检查与10 kW/m²热通量相对应的锥形加热器温度是否准确2 仍能获得正确读数（±5%）。若符合，继续进行后续步骤；若不符合，在继续之前重复步骤6。
  2. 每次测试开始前，打开通风橱，开启气体分析仪，并根据制造商提供的规格对气体分析仪进行校准。
  3. 确保将样品架置于锥形罩下方时，锥形罩底部与样品架外缘之间的距离为23 mm。
  4. 将锥形加热器加热至对应于5 kW/m²热通量的温度2.
    1. 同时，将水箱冷却至步骤5中确定的温度，将水管连接到样品 holder 上，打开阀门，并以步骤5中确定的流速启动泵。轻轻摇动样品 holder，以排除其中滞留的空气。启动数据记录仪，并监测水温，直至出水温度稳定。
    2. 当锥体和样品台均稳定在各自的设定温度后，停止泵运行，关闭样品台的阀门，并将管路从阀门上断开。
  5. 将样品架置于天平上并归零。向样品架中加入适量室温油样，使其油膜厚度达到10 mm（即， 根据密度和95 mL的体积计算）。然后重新连接管路，打开波纹管密封阀，再次启动泵。
  6. 启动气体分析仪的数据记录仪以测量 O2, CO2燃烧气体中的CO浓度以及进出水的温度。
  7. 将样品架小心地置于锥形罩下方，并准备好两块秒表。将火花点火器移至样品上方位置。然后打开快门，同时启动第一块秒表。
  8. 点燃油样时，同时停止第一个秒表并启动第二个秒表。然后将火花点火器移回中立位置，远离燃烧的样品。
    1. 如果油品在10分钟内未被点燃，停止第一个秒表计时，并将火花点火器移回中立位置。随后使用丁烷手持喷枪点燃油品，并启动第二个秒表。
      注意：燃烧含有水分（无论是天然存在还是由于乳化所致）的油品时，燃烧过程中可能发生沸溢（步骤4）。
  9. 明火熄灭后，停止第二个秒表计时，关闭百叶窗，停止气体分析仪和冷却水温度的数据采集。随后关闭泵，关闭阀门，断开管路，将样品架放置于已去皮重的天平上，记录包含燃烧残余物在内的样品架重量。
  10. 用挥发性非极性溶剂清除支架上的烧焦油残留物。再次称量清洁后的支架，以确定残留物重量。然后按照步骤4.7所述计算燃烧效率和燃烧时间。
  11. 对每种待测油品，分别在热流密度为10、20、30、40和50 kW/m的条件下重复步骤7.4–7.102每次实验后，清除锥形加热器线圈上沉积的烟灰。
    1. 为了确定引燃所需的最小热通量， 即 临界热流密度时，可能需要测试额外的热流密度值。将热流密度降低1 kW/m²后，重复步骤7.4–7.10。2 从有焰点燃发生的最低热通量开始，逐步增加热通量进行测试，直至某一热通量下在10分钟内未观察到有焰点燃为止。临界热通量即位于该区间内，范围为1 kW/m²。2 该热通量的上限范围。
      警告：当暴露于极高热通量（≥40 kW/m）时，挥发性很强的原油可能自燃2），即使锥形加热器的快门已关闭。

8. COFA装置中原油点火实验的表面温度（图4）。

  1. 将一个高5 cm、内径16.3 cm（外径16.9 cm）的派热克斯玻璃圆筒置于支架上，整体高度为35–45 cm，放置于COFA中心位置图1将两个安装在可调节不锈钢底座上的红外（IR）加热器放置在Pyrex玻璃圆筒相对的两侧，与圆筒外缘的水平距离至少为5 cm。
    注意：只要红外加热器能够向油表面提供足够高的热通量以点燃原油（通常需要 5–20 kW/m²），其具体规格和尺寸无关紧要。2 用于点火。建议最小功率为1 kW，最小加热器宽度为17 cm。此外，红外加热器的任何冷却系统（如风扇）在实验过程中均不得与油膜发生相互作用。
  2. 为测量原油点燃时的表面温度，需施加2-5 kW/m²的入射热通量2 高于其临界热通量（步骤 7.11.1）是建议的。
    1. 制备100 kW/m2 按照6.1.1-6.1.2步骤准备热流传感器，并将其连接至数据记录仪。将热流传感器置于Pyrex玻璃圆筒中心，朝上放置，高度位于圆筒上边缘下方1-2 mm处。该高度处Pyrex玻璃圆筒内部的水平区域此后称为“水平面”。该水平面对应于Pyrex玻璃圆筒内油膜表面的位置。
      注意：确保热流传感器可在水平面内自由移动，以便测量水平面上不同位置的入射热流。Pyrex 玻璃圆柱体仅用于辅助直观地将热流传感器放置于水平面，因此如有需要，可在步骤 8.2 中移除 Pyrex 圆柱体。
    2. 启动数据记录仪，打开红外加热器，并监测水平面上中心位置的入射热通量。通过调节红外加热器的空间位置（高度、角度及与水平面的水平距离）及其功率输出百分比，调整入射到水平面的热通量，直至达到所需的入射热通量。
    3. 测量水平面外边缘处的入射热通量。在所有位置，入射热通量应为 2–5 kW/m²。2 高于待测油品的临界热通量。如有必要，根据前一步骤调整红外加热器的位置和功率输出百分比。
    4. 每次调整红外加热器的位置和输出功率后，测量其中心及外边缘处水平面上的入射热通量。
    5. 重复步骤 8.2.2–8.2.5，直至在整个水平面上测得的入射热通量为 2–5 kW/m2 高于所选油的临界热通量。然后关闭红外加热器并移除热通量传感器。如有必要，将派热克斯玻璃圆筒重新放回支架上。
  3. 用新鲜水（340–440 L）注满COFA，使水位低于Pyrex玻璃圆筒边缘1厘米。在COFA的一侧安装一个螺旋桨，正对Pyrex玻璃圆筒，高度参照步骤4中确定的位置。
  4. 在Pyrex玻璃圆柱体边缘下方1-2 mm处放置并固定一组三个1 mm厚的K型热电偶。将热电偶沿圆柱体半径方向排列，每两个热电偶之间的距离约为1-2 cm。将热电偶连接至数据记录仪。
  5. 将火花点火器用金属夹固定在位于COFA内的金属支架的金属杆上。调整支架位置，使点火器可轻松从中间位置移动至Pyrex玻璃圆筒中心区域上方2-3 cm处，并能再返回至中间位置。
  6. 称取相当于在Pyrex玻璃圆筒中形成5毫米厚油膜的原油量（即， 基于密度和104 mL的体积，置于铝皿中。
  7. 将原油倒入Pyrex玻璃圆筒内的水中。倾倒时注意不要过快，以免原油溅出圆筒底部外。再次称量铝皿，并记录倒入Pyrex玻璃圆筒内的原油实际重量。
  8. 缓慢向COFA中加水，直至油面刚好接触到三个热电偶。将火花点火器移至油面上方的指定位置。
  9. 启动数据记录仪并同时启动秒表，使每一秒与特定的扫描编号同步。打开排风罩、螺旋桨和火花点火器。开启红外加热器，并将功率输出设置为步骤8.2中确定的百分比。
  10. 点燃油料后，立即停止秒表和数据记录仪，关闭火花点火器，并将其移至中立位置，同时关闭红外加热器和螺旋桨。随后，通过小心地将不可燃盖子覆盖在Pyrex玻璃圆筒上来熄灭火焰。熄灭火焰前可能需要先移开热电偶。
  11. 使用疏水性吸收垫收集并处理原油。排空COFA中的水，直至水位降低到足以再次使用热流计测量水平面的入射热通量。用挥发性非极性溶剂清洗派热克斯玻璃圆筒。
  12. 将三个热电偶的温度随扫描次数作图。根据秒表记录的时间、对应的扫描次数以及所绘制的曲线图，确定被测原油点燃时的表面温度。
  13. 对于每一种待测试的额外油样，重复步骤 8.2–8.12。

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结果

图5展示了采用步骤2所述方法对一种轻质原油进行多日蒸发，直至质量损失达到30 wt%的蒸发曲线。该图清楚表明，在蒸发风化第一天（19小时）后，蒸发速率显著降低，因此可在实验过程中按方案所述进行暂停。

图6展示了新鲜Grane原油（一种重质原油）以及蒸发损失为7 wt%的Grane原油的点火延迟时间随锥形加热器入射热流密度的变化关系（步骤7，图2-3）。结果示例性地表明，蒸发后的原油点火延迟时间有所延长。此外，代表临界热流密度的垂直渐近线也随蒸发损失的增加而增大。总体而言，这些结果反映了不同类型原油被点燃时，点火源所需具备的强度及持续暴露时间。采用本文所述实验方案获得的更多结果可参见Van Gelderen, Rojas Alva, e...

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讨论

本文讨论的两种风化方法是对水上溢油所经历的风化过程的一种相对简单的近似17。其他更为复杂的风化方法也可用于制备风化原油样品，例如Brandvik和Faksness所描述的循环水槽法35。本文所介绍方法的优点在于仅需简单的设备，且可在实验室环境中轻松实施。所得的风化原油样品适用于本实验方案中可燃性及燃烧效率研究的目的，这一点已在“代表性结果”部分得到验证。

该方案的主要局限之一在于锥形装置的水冷系统校准（步骤5）。问题在于目前尚无可用的参考数据 原位 与锥形装置在相同规模和相似条件下进行的燃烧场实验。此外，目前尚无现成可用的传热模型能够在实际中用于确定燃烧原油与其下方流动水层之间的热量平衡。因此，水冷校准必须基于COFA装置的实验数据（步骤4）。如实验方案中所述，校准可针对单一油品进行，也可对每种油品分别进行。在缺乏参考数据或适用传热模型的情况下，无法确定这两种方法中哪一种（如果有的话）能够准确反映热量平衡情况 原位 在水面上燃烧原油。

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披露

作者无任何利益冲突需要披露。

致谢

作者感谢丹麦独立研究理事会为本项目提供资助（资助号 DDF - 1335-00282）。COWIfonden 基金会资助了原油可燃性测试装置和气体分析仪（包括风道插入件）的建造。马士基石油公司和挪威国家石油公司提供了用于获得代表性结果的原油样品。所有赞助方均未参与本论文的实验方案设计或结果分析。作者还要感谢 Ulises Rojas Alva 在构建改进型锥形样品 holder 方面提供的协助。

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材料

本文使用的材料清单
姓名公司目录编号评论
DUC 原油MaerskN/A轻质原油，密度 r = 0.853 g/ml，黏度 h = 6.750 mPa·s。
原油StatoilN/A密度为0.925 g/ml、黏度为133.6 mPa·s的重质原油。
SVM 3000 Stabinger黏度计安东帕C18IP007EN-P用于原油及风化原油的黏度和密度测定仪。
Laboshake RO500Gerhardt11-0002用于乳化水油混合物的旋转振荡台
Jebao 造浪泵 RW-4JebaoN/ACOFA 装置中使用的推进器（流量为 500-4000 L/h），用于产生水流。
Aquabee UP 3000AquabeeUP 3000用于热通量传感器冷却的水族箱泵
Adventurer 精密电子天平OHAUSAX5205用于COFA实验称量油重的天平，以及锥形装置中定制的锥形样品 holder。
3M 吸油垫VWRMMMAHP156用于收集油类残留物以测定火灾燃烧效率的疏水性吸油垫。
质量损失量热仪防火测试技术（FTT）B11325-650-1-1608使用了定制的圆形支架来测试原油，而非标准的方形样品支架。包含量程高达 100 kW/m 的热通量计2.
34972A 数据采集/数据记录仪开关单元RS Components Ltd.702-7958由是德科技（Keysight Technologies）生产，由是德科技 benchLink 数据记录仪 3 软件操作，配备 20 通道多路复用器。
Keysight Technologies 34901A 20通道多路复用器RS Components Ltd.702-7939由是德科技公司生产。
带波纹管密封的阀门SwagelokSS-1GS6MM切换阀门以打开/关闭自制圆锥形样品 holder 的进水口和出水口，用于圆锥形装置。
Kronos 50 蠕动泵SEKOKRFM0210M6000用于冷却锥形装置定制锥形样品架的蠕动泵。
ARCTIC A28 制冷循环器赛默飞世尔科技152-5281用于冷却流经定制锥形样品架的冷却水的水冷储液槽。包含SC 100浸入式循环冷却控制器。
带管道插入装置的气体分析仪器控制台防火测试技术（FTT）B11328-650-1-1609用于 O 的气体分析仪2, CO2 并使用34972A数据采集/数据记录仪开关单元。
陶瓷 &和不锈钢 2.5 mm 电极防火测试技术（FTT）M015-4来自质量损失量热仪的火花点火器。在COFA装置中用于测量点火时的表面温度。
红外发射模块 M110/348Heraeus80046199基于新型水冷式加热元件支架设计的原始红外加热器。包含两个短波双管辐射器（09751751），由 CB1x25 P 型电源控制器操作。
功率控制器 Heratron 贺利氏80055836用于红外加热器的CB1x25 P型功率控制器

参考文献

  1. Allen, A. A. Contained Controlled Burning of Spilled Oil During the Exxon Valdez Oil Spill. Proceedings of the Thirteenth Arctic and Marine Oilspill Program (AMOP) Technical Seminar. 305-313 Environment Canada, , 305-313 (1990).
  2. Allen, A. A., Jaeger, D., Mabile, N. J., Costanzo, D. The Use of Controlled Burning During the Gulf of Mexico Deepwater Horizon MC-252 Oil Spill Response. International Oil Spill Conference Proceedings. 2011 (1), 1-13 (2011).
  3. AMAP. Assessment 2007: Oil and Gas Activities in the Arctic - Effects and Potential Effects. 1, AMAP. , Oslo, Norway. 423(2010).
  4. Nuka, Research Planning Group, LLC. Oil Spill Prevention and Response in the U.S. Arctic Ocean: Unexamined Risks, Unacceptable Consequences. , The PEW Environment Group. Washington, D.C. 136(2010).
  5. Buist, I. A., et al. In Situ Burning in Ice-Affected Waters: State of Knowledge Report Final Report 7.1.1. , Arctic Response Technology. 293(2013).
  6. EPPR. Guide to Oil Spill Response in Snow and ce Conditions in the Arctic. , Emergency Prevention Preparedness and Response (EPPR). 184(2015).
  7. Opstad, K., Guénette, C. Fire on the Sea Surface, Ignitability and Sustainability Under Various Environmental Conditions. Fire Safety Science. 6, 741-752 (2000).
  8. Fritt-Rasmussen, J., Brandvik, P. J., Villumsen, A., Stenby, E. H. Comparing Ignitability for In Situ Burning of Oil Spills for an Asphaltenic, a Waxy and a Light Crude Oil as a Function of Weathering Conditions Under Arctic Conditions. Cold Reg. Sci. Technol. 72, 1-6 (2012).
  9. Guénette, C. C., Thornborough, J. An Assessment Of Two Off-Shore Igniter Concepts. Proceedings of the Twentieth Arctic and Marine Oil Spill Program (AMOP) Technical Seminar . , Environment Canada 795-808 (1997).
  10. Brandvik, P. J., Fritt-Rasmussen, J., Daniloff, R., Leirvik, F., Resby, J. L. Establishing, testing and verification of a laboratory burning cell to measure ignitability for in situ burning of oil spills. Report No. 20, 26. 20, SINTEF Materials and Chemistry. Trondheim. (2010).
  11. Van Gelderen, L., Malmquist, L. M. V., Jomaas, G. Vaporization order and burning efficiency of crude oils during in situ burning on water. Fuel. 191, 528-537 (2017).
  12. Farmahini Farahani, H., Shi, X., Simeoni, A., Rangwala, A. S. A Study on Burning of Crude Oil in Ice Cavities. Proc. Combust. Inst. 35 (3), 2699-2706 (2015).
  13. Bullock, R. J., Aggarwal, S., Perkins, R. A., Schnabel, W. Scale-up considerations for surface collecting agent assisted in situ burn crude oil spill response experiments in the Arctic: Laboratory to field-scale investigations. J. Environ. Manage. 190, 266-273 (2017).
  14. Fingas, M. F., et al. The Newfoundland Offshore Burn Experiment - NOBE. In Situ Burning Oil Spill Workshop Proceedings, , NIST. 63-70 (1994).
  15. Guénette, C. C., Wighus, R. In situ Burning of Crude Oil and Emulsions in Broken Ice. Proceedings of the Nineteenth Arctic and Marine Oilspill Program (AMOP) Technical Seminar, , Environment Canada. 895-906 (1996).
  16. Potter, S. Tests of Fire-Resistant Booms in Low Concentrations of Drift Ice - Field experiments May 2009. Report No. 27. 27, SINTEF. Trondheim. 17(2010).
  17. AMAP. Assessment 2007: Oil and Gas Activities in the Arctic - Effects and Potential Effects. 2, AMAP. Oslo, Norway. 277(2010).
  18. Buist, I. Window-of-Opportunity for In Situ Burning. Spill Sci. Technol. Bull. 8 (4), 341-346 (2003).
  19. Wu, N., Kolb, G., Torero, J. L. The Effect of Weathering on the Flammability of a Slick of Crude Oil on a Water Bed. Combust. Sci. Technol. 161 (1), 269-308 (2000).
  20. Ranellone, R. T., Tukaew, P., Shi, X., Rangwala, A. S. Ignitability of crude oil and its oil-in-water products at arctic temperature. Mar. Pollut. Bull. 115 (1), 261-265 (2017).
  21. Bech, C. M., Sveum, P., Buist, I. A. The Effect of Wind, Ice and Waves on the In situ Burning of Emulsions and Aged Oils. Proceedings of the Sixteenth Arctic and Marine Oilspill Program (AMOP) Technical Seminar, , Environment Canada. 735-748 (1993).
  22. Van Gelderen, L., et al. Importance of the Slick Thickness for Effective In situ Burning of Crude Oil. Fire Saf. J. 78, 1-9 (2015).
  23. ISO 17554:2014(E) Reaction to fire tests – Mass loss measurement. , International Organization for Standardization. Geneva. 28(2014).
  24. ISO/TR 9705-2:2001(E) Reaction-to-fire tests – Full-scale room tests for surface products – Part 2: Technical background and guidance . , International Organization for Standardization. Geneva. 39(2001).
  25. Stiver, W., Mackay, D. Evaporation rate of spills of hydrocarbons and petroleum mixtures. Environ. Sci. Technol. 18 (11), 834-840 (1984).
  26. Buist, I., Potter, S., Zabilansky, L., Guarino, A., Mullin, J. Oil Spill Response: A Global Perspective. Davidson, W. F., Lee, K., Cogswell, A. , Springer. Netherlands. 41-62 (2008).
  27. Daling, P. S., Moldestad, M. Ø, Johansen, Ø, Lewis, A., Rødal, J. Norwegian Testing of Emulsion Properties at Sea--The Importance of Oil Type and Release Conditions. Spill Sci. Technol. Bull. 8 (2), 123-136 (2003).
  28. Arai, M., Saito, K., Altenkirch, R. A. A Study of Boilover in Liquid Pool Fires Supported on Water Part I: Effects of a Water Sublayer on Pool Fires. Combust. Sci. Technol. 71 (1-3), 25-40 (1990).
  29. Garo, J. P., Vantelon, J. P., Fernandez-Pello, A. C. Boilover Burning of Oil Spilled on Water. Symp. (Int.) Combust. 25 (1), 1481-1488 (1994).
  30. Evans, D. D., Mulholland, G. W., Gross, H., Baum, H., Saito, K. Burning, smoke production, and smoke dispersion from oil spill combustion. Proceedings of the Eleventh Arctic and Marine Oilspill Program (AMOP) Technical Seminar, , Environment Canada. 41-87 (1988).
  31. Guénette, C. C., Sveum, P., Buist, I., Aunaas, T., Godal, L. In situ burning of water-in-oil emulsions. , Marine Spill Response Corporation. Washington D.C. 139(1994).
  32. Van Gelderen, L., Rojas Alva, U., Mindykowski, P., Jomaas, G. Thermal Properties and Burning Efficiencies of Crude Oils and Refined Fuel Oil. International Oil Spill Conference Proceedings. 2017 (1), 985-1005 (2017).
  33. Quintiere, J. G. Ch 7. Fundamentals of Fire Phenomena. , John Wiley & Sons, Ltd. 159-190 (2006).
  34. Janssens, M. L. Measuring rate of heat release by oxygen consumption. Fire Technol. 27 (3), 234-249 (1991).
  35. Brandvik, P. J., Faksness, L. G. Weathering processes in Arctic oil spills: Meso-scale experiments with different ice conditions. Cold Reg. Sci. Technol. 55 (1), 160-166 (2009).
  36. Wighus, R., Guènette, C. Fire on the sea surface - Experiments hazard assessment 1995. Report No. NBL A07129. , SINTEF. Trondheim. 40(2007).
  37. Guénette, C. C., Sveum, P., Bech, C. M., Buist, I. A. Studies of In Situ Burning of Emulsions in Norway. International Oil Spill Conference Proceedings. (1), 115-122 (1995).

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原油易燃性溢油应急响应临界热通量点火延迟时间放热速率燃烧速率表面温度水冷系统
实验室研究的实验步骤 原位 燃烧：原油的可燃性与燃烧效率
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