Summary
在这里, 我们提出了一个协议, 同时研究新鲜和风化原油的易燃性和燃烧效率的条件下, 模拟就地燃烧作业在海上。
Abstract
提出了通过两个实验实验室设置同时研究新鲜风化原油可燃性和燃烧效率的新方法。实验是容易重复的与操作的规模实验 (水池直径≥2 m), 同时仍然具有相当现实的就地燃烧条件原油在水。实验条件包括一个流动的水分层, 冷却浮油和外部热流 (高达50千瓦/米2), 模拟高热量反馈到燃料表面的操作规模原油池火灾。这些条件使对原油池火灾的燃烧效率进行控制的实验室研究相当于操作规模试验。该方法还根据临界热流、点火延迟时间、入射热流的作用、点火时的表面温度和热惯量等方面提供了对原油点火要求的定量数据。此类数据可用于确定点火源的所需强度和持续时间, 以点燃某种新鲜或风化的原油。该方法的主要局限性是, 流动水分层对燃烧原油作为外热流作用的冷却效果尚未完全量化。实验结果清楚地表明, 流动的水分层确实改善了该安装程序在原位燃烧条件下的代表性, 但在何种程度上, 这种表示是准确的目前还不确定。然而, 该方法具有最逼真的就地燃烧实验室条件, 目前可同时研究原油在水中的可燃性和燃烧效率。
Introduction
就地在水中燃烧溢油是一种海洋溢油反应方法, 它通过燃烧并将其转化为烟尘和气体燃烧产品, 将溢油从水面上除去。此响应方法在埃克森美孚1和深水地平线2漏油期间成功应用, 并经常被提及为北极3、4、5 的潜在溢油响应方法. ,6。确定就地烧油是否成功的两个关键参数是溢油反应方法, 即燃油的易燃性和燃烧效率。第一个参数, 易燃性, 描述了如何容易点燃燃料, 并可能导致火焰蔓延到燃料表面, 导致完全发展的火灾。第二个参数, 燃烧效率, 表示石油 (在 wt%) 的数量, 有效地从水面上被大火清除。因此, 在原位燃烧条件下, 了解不同原油的易燃性和预期燃烧效率是相关的。
为就地燃烧目的而在水上点火是一个实际问题, 在点火系统上进行定性讨论5,7,8,9。将溢油点火作为二进制问题的实用方法, 并将油标为 "可燃性" 或 "不可燃性" (例如Brandvik、Fritt-拉斯穆森、 et al.10) 然而, 从根本观点看是不正确的。理论上, 任何燃料都可以被点燃, 给出适当的点火源。因此, 对各种不同原油类型的点火要求进行量化, 以更好地了解将其标记为 "不可燃性" 的原油的性质是相关的。为此, 本发明的方法可用于研究油的点火延迟时间, 即入射热流、油的临界热流及热惯量, 如: 加热油的难度.
在前面的研究中, 我们假设控制燃烧效率的主要参数是对燃料表面的热反馈11, 它是池直径的函数。该理论解释了燃烧效率的表观池大小依赖性基于实验室研究报告低燃烧效率 (32-80%)8,12,13和大规模研究 (水池直径≥2 m)报告高刻录效率 (90-99%)14,15,16。本文所讨论的方法旨在对所提出的理论进行测试。通过将小规模实验室实验引入到恒定的外热流中, 可以在受控实验室条件下模拟大型池火灾的高热反馈。因此, 所开发的方法可以通过改变外部热流, 有效地研究燃烧效率作为直径的函数。
除了外部热流来模拟较大规模的就地燃烧操作, 实验设置的特点是冷却浮油的冷水流量, 模拟的冷却效果的海流。讨论的方法还与新鲜的和风化的原油兼容。原油的风化描述了在水溢出后影响原油的物理和化学过程, 例如挥发性成分的损失和与水混合形成油水乳剂 (例如, AMAP17)。蒸发和乳化是影响原油可燃性的两个主要的风化过程18和模拟这些风化过程的协议包括在讨论的方法中。
在此, 我们提出了一种新的实验室方法, 确定原油的可燃性和燃烧效率的条件下, 模拟就地燃烧作业在海上。以往对原油可燃性和燃烧效率的研究具有可比性和不同的方法。在水的19和北极温度20下, 研究了新鲜和风化原油作为外热流作用的可燃性。燃烧效率研究通常侧重于不同类型的新鲜和风化的原油和环境条件的固定规模 (例如, Fritt-拉斯穆森, et al.8Bech、Sveum、 et。21). 最近一项关于化学牧民所含原油燃烧的研究, 以作者的知识为基础, 首先研究了类似条件下的小型、中型和大型实验的燃烧效率13。然而, 由于进行此类实验所需的大量时间和资源, 大规模的实验并不容易用于参数研究。所提出的方法的主要优点是, 它允许同时研究在半现实条件下原油的可燃性和燃烧效率。通过容易重复的实验, 将这两种原油参数作为不同油型和 (模拟) 池直径的函数结合起来, 在实践中是行不通的。
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Protocol
此协议使用两个不同的实验设置, 在步骤4-8 中使用, 如随附的示意图所示。第一个设置是原油易燃性装置 (COFA) (图 1和图 4), 它是一个 1.0 x 1.0 x 0.50 m3金属水盆, 旨在进行小规模原位燃烧原油实验, 如图所示在范 Gelderen, Brogaard, et al。22第二个安装程序是一个锥形加热器23 , 带有火花点火器, 其特点是定制的采样架和测量 O2、co2的气体分析仪以及排气管24 (图 2中的 co 浓度) 以及图 3)。补充文件中还详细介绍了这些设置的技术规格, 其中还包括设置的照片。除非另行指定, 否则数据测量 (例如,温度、热量通量或气体浓度) 通过复用器和数据记录器进行数字测量。数据记录器使用数字数据采集程序进行操作。在协议中, "启动数据记录器" 一词包括根据制造商提供的程序指令, 启动数据获取所需的所有操作。
1. 原油的一般处理
- 对于每一个将被研究的新鲜油, 采取5毫升样品和测量它的密度和黏度在25°c 在粘度计。其余的油在5-10 °c 在一个封闭的玻璃瓶, 直到进一步使用。
警告:新鲜的原油是高度易燃的, 原油及其蒸气对健康造成的危害很大。此外, 还很难用肥皂等非危险化学品清洁皮肤或眼睛。在处理原油和在通风良好的地方工作时, 戴上安全眼镜和手套。 - 在每个测试阶段开始时, 请拿出将从冷却 (5-10 °c) 存储中测试出来的原油。用手摇动每个油容器1-2 分钟, 让它们在进行实验之前加热到室温。将原油返回到测试会话之间的冷却存储。
- 使用挥发性非极性溶剂 (例如, n-庚烷) 清洗任何意外污染原油的表面。
2. 通过油冒泡加压空气, 原油蒸发风化
注意: 此步骤基于小钱和麦凯25和 Buist、波特、 et al。26
- 钻出多个孔 (例如, 六与直径 (D) 5 毫米) 均匀地分布在塑料容器的盖子 5-10 L 并且钻一个单一孔 (例如,D = 8-10 毫米) 在容器的边在它的顶边附近。
- 使 o 形环 (大约 D = 20 厘米) 与连接的打开连接出塑料管与内径 (id) 的4-6 毫米和钻许多孔 (例如, 六与 D = 1 毫米) 均匀地分布沿 O 圆环的一侧。
注: 试着用 O 形环上的孔来抵消盖子孔的垂直位置, 以减少从容器中吹出的原油量。 - 将 O 形环连接到塑料容器 (例如, 4-8 毫米的 id) 中, 该管道穿过塑料盒的侧孔。该管将连接到加压空气系统与调节阀和压力表。
- 用塑料 O 形环分别称量盖子和塑料容器, 并登记其重量。
- 在容器中重2-4 升原油 (根据其密度) 并登记重量。
- 将容器置于通风罩下, 将 O 形环连接至加压空气系统。气泡空气通过油在尽可能高的压力 (例如, 200 帕) 不吹油通过容器盖子的孔。
- 在每个工作日的开始和结束时称油量, 以监测所需的蒸发风化状态 (在 wt% 丢失时) 是否达到 (例如, 20 wt% 与初始重量相比丢失)。这可能需要从一天到一个多星期连续冒泡, 取决于油类型和气压。每个中间权重测量都用来建立一个蒸发曲线作为时间的函数, 这有助于预测必要的蒸发时间达到预期的蒸发风化状态。
注: 第一天后, 原油通常可以留在通风罩几天 (例如在周末), 而不失去任何大量的质量时, 加压空气关闭。 - 一旦原油的蒸发完成, 采取5毫升的石油样品, 并测量其密度和黏度在25摄氏度的粘度计。将剩余的油存放在5-10 摄氏度的密闭玻璃瓶中, 供进一步使用。用挥发性的非极性溶剂清洁容器、盖子和 O 形环, 以除去任何原油残留物。
3. 用回转振动台进行原油乳化
注意: 协议的这一部分已经从大连, m, et al中修改过。27
- 将900毫升原油和新鲜或咸水混合物添加到1升玻璃瓶中, 用水量与乳液中所需的体积% 相匹配。例如, 40 体积% 水含量的乳液由540毫升的原油和360毫升的水组成。建议使用蒸发的原油, 而不是新鲜的原油, 更准确地呈现出溢油在开阔水域的风化过程, 并创造出更稳定的乳化液。
注: 重要的是, 瓶子没有充分填充, 以便有可用空间的湍流混合的石油和水。 - 用手大力摇动油水混合物1-2 分钟。然后将玻璃瓶放在旋转的震动台上, 在室温下将水油混合物以 175 rpm 的时速搅拌20小时。
注: 为了防止水层与乳液分离的问题, 在20小时的震动期完成时, 与乳液在同一天进行实验。 - 在20小时的震动期后, 取5毫升的乳液样本, 在粘度计中测量其密度和黏度25摄氏度。
- 如果乳液是不稳定的 (见下文), 把乳液放回旋转震动表, 并不断摇动乳液在 175 rpm 之间的实验。在每次试验开始时, 手动停止旋转震动台, 取所需量的乳液 (步骤 7.5), 然后将其退回到回转振动台。一旦所有的实验都与乳液进行, 停止旋转震动表, 并储存在冷却 (5-10 °c) 存储乳液。
- 如果乳液稳定, 从旋转震动表中取出乳液, 让它在室温下休息。在采取所需的油量之前, 用手用力摇动乳液1-2 分钟。一旦所有的实验都与乳液进行, 储存在冷却 (5-10 °c) 存储。
注意: 为了本协议的目的, 不稳定的乳液被定义为乳液, 形成一个清晰可见的水层, 有几个小时,即在一个典型工作日结束之前。
4. 参考原位在 COFA (图 1) 中燃烧实验, 以校准锥形装置中的水冷温度
- 将一个5厘米高的 Pyrex 玻璃圆筒和一个16.3 厘米 (外径16.9 厘米) 在一个立场上, 并结合高度35-45 厘米, 在中心的 COFA。只要它允许在 Pyrex 玻璃圆筒覆盖的区域内自由流动水, 保持架的形状就无关紧要了。用淡水 (340-440 升) 填充 COFA, 使水位在 Pyrex 玻璃筒的边缘下方1厘米。
- 将螺旋桨放在 COFA 的一侧, 直接面对 Pyrex 玻璃气缸。打开螺旋桨, 调整垂直高度和流量, 使波浪在 Pyrex 玻璃筒内的水中几乎无法观测到。注册垂直高度和流姿 (例如, 1000 升/小时), 并在继续执行协议之前关闭螺旋桨。
注: 螺旋桨用于在水体中创建电流, 有效冷却燃烧原油下面的水位, 以防止 boilover 现象28,29。螺旋桨最初设置的流量和垂直高度可能不会造成水下层足够的冷却, boilover 仍然发生。
警告: boilover 是一种爆炸性燃烧状态, 其火焰高度、燃烧速率和散热率显著提高, 在该过程中, 油液滴从火中喷射出来,29,30,31。确保任何易受伤害的设备受到保护 (例如, 使用铝箔的), 并使人员和设备保持与火灾的适当距离。 - 根据铝盘中的密度和104毫升的体积, 在 Pyrex 玻璃钢瓶 (即) 中称量相当于5毫米厚浮油的原油量。
- 将原油倒入 Pyrex 玻璃筒内的水中。小心不要把油泼到缸底外, 把油浇得太快。再次称量铝盘, 并将原油的实际重量记入 Pyrex 玻璃缸内。
- 慢慢地将水添加到 COFA, 直到浮油的表面在 Pyrex 玻璃筒的边缘下面1-2 毫米。这种高度差对防止油在点火时溢出是很重要的。
- 打开排气罩和螺旋桨。然后用丁烷手炬点燃原油, 用秒表测量点火瞬间的燃烧时间。
- 火灾自然熄灭后, 用已知重量的疏水性吸收垫收集水面上剩余的油 (称为烧渣)。在称量垫片前, 摇动任何收集的水, 以确定残渣重量。然后使用 Eq 计算燃烧效率 (1), 并计算了燃烧时间 (以秒为单位) 的初始质量和残余质量的差值。
(1) - 如果火灾导致 boilover, 重复协议步骤4通过排水从 COFA, 直到水面再次一厘米以下的 Pyrex 玻璃圆筒边缘。用挥发性的非极性溶剂清洁 Pyrex 玻璃圆筒的边缘。然后减少螺旋桨和 Pyrex 玻璃气缸之间的垂直距离, 并/或增加螺旋桨的流动姿态, 并重复协议步骤4.3 至4.8。
- 如果火不以 boilover 结束, 在步骤4.7 中使用计算出的燃烧效率和燃烧率来校准锥形装置中的水冷。
(1)5. 校准锥安装程序的水冷 (图 2和图 3)。
- 用1毫米厚的 K 型热电偶从其末端刺穿一厘米的挠性塑料管 (4 毫米), 这样热电偶珠就可以在管内自由悬浮。用聚四氟乙烯 (PTFE) 胶带和铝胶带固定热电偶, 以确保热电偶不动, 水不会从穿刺中漏出。将热电偶连接到数据记录器。
- 对带有不锈钢管适配器的管重复步骤 5.1, 并将热电偶直接插入管接头下方。
- 将第一个塑料管与热电偶的一端放置并固定在冷却池底部。将管的另一端连接到蠕动泵的入口, 其流量可调速。
- 将新的塑料管连接到蠕动泵的出口, 并将该塑料管的另一端连接到不锈钢管适配器。将管接头连接到波纹管密封阀, 并将波纹管密封阀连接到圆锥试样架上。在必要时, 确保连接不泄漏水, 在连接之间使用 PTFE 胶带。
- 将圆锥试样架的另一侧连接到波纹管密封阀, 然后用适配器下面的热电偶连接到管接头上。该管的另一端放置和固定在冷却池的顶部, 使出水水返回到冷却水库。
注: 确保进水管和出水管在储层中有足够的空间距离, 使加热的水不会直接循环, 但在循环前要冷却在储层中。 - 将样品架与连接管置于锥形加热器下。调整保持架的高度, 使外边缘从锥形加热器底部的23毫米。确保管有足够的长度, 以便样品持有人可以很容易地放在锥形加热器下, 一旦样品持有人含有原油。
- 用脱盐水填充冷却池, 将水冷却到所选择的温度 (例如,12 °c)。打开波纹管密封阀, 并在所选的流量 (如7升/小时) 内, 通过样品持有者开始水流。摇动持有人从持有人的任何剩余的空气, 使持有人得到完全充满水。
- 启动数据记录器, 并持续监控出水水的温度。停止泵一旦出水水温稳定 (这通常是几度以上的设置油藏温度), 关闭波纹管密封阀, 并打开排气罩。
- 将样品架放在负载秤上, 并将其包装在秤上。根据密度和95毫升的体积, 在样品持有者中添加适量的油, 对应于光滑厚度为10毫米 (即)。然后打开波纹管密封阀, 再次启动泵。
- 在锥形加热器下小心放置样品持有者, 用丁烷手炬点燃油。用秒表测量从点火瞬间到消失瞬间的燃烧时间。
注意: 当燃烧含水的油时, 无论是自然的还是由于乳化的, 在燃烧过程中可能会发生 boilover (请参见步骤 4)。 - 火灾熄灭后, 停止泵, 关闭阀门, 断开管, 并将样品持有者放在 tared 秤上。登记持有人的重量, 包括烧伤残留物。
- 用挥发性的非极性溶剂清洁持有者的任何烧掉的油残渣。再次称量清洁的持有人, 以确定残余重量。然后计算步骤4.7 中描述的燃烧效率和燃烧时间。
- 如果燃烧效率和燃烧速率与协议步骤4的结果相匹配, 则水温和流量现在校准, 并可在以下协议步骤中使用。如果燃烧效率和燃烧速率与协议步骤4的结果不匹配, 请相应地选择新的储层温度和/或新流量。将管子重新连接到样品架上, 打开阀门, 启动泵, 摇动支架以除去任何空气, 然后重复步骤 5.7-5.12。
注: 可能无法同时匹配燃烧效率和燃烧速率。为了描述的协议的目的, 燃烧效率更重要, 应尽可能准确地匹配。在测试多油时, 水的温度和流量可以分别校准为一油或每种油。在对每种油的水温和流量分别进行标定时, 可以更准确地模拟油的燃烧, 在使用固定水温和流量的情况下, 可以更容易地比较各种油 (步骤 6) 的点火延迟时间结果。实验。
6. 锥形加热器的校准 (图 2-3)。
- 用一个最大容量为100千瓦/米的水冷式热流计, 校准锥形加热器的温度与热流输出之间的关系, 该测量器的最高容积为2。
- 将水族泵放入水桶中, 用冷水灌入水桶, 使泵完全浸入水中。
- 用塑料管将水族泵与热流计连接起来。将第二塑料管连接到热流计上, 固定在桶内的另一端, 稍在水面上, 使管内流出的水可以很容易地观察到。打开水泵, 确保水流通过热流计流动。
- 打开排气罩, 加热锥到200摄氏度。将热流计 (朝上) 25 毫米置于圆锥中心下方, 并将热流计连接到数据记录器。启动数据记录器, 打开百叶窗, 测量5-10 分钟的热流, 直到获得稳定的热流读数, 然后停止数据采集并关闭百叶窗。
- 重复步骤6.1.3 在锥温度为 300, 400, 500, 600, 700, 720, 740, 760, 780, 和800°c。
- 使用实测数据点和假设数据点之间的线性相关性, 确定与3-50 千瓦/m2的热通量对应的锥温度。
7. 原油在锥安装中的可燃性试验 (图 2-3)
- 在每次测试会话开始时, 请用热流计检查与 10 kW2的热流相对应的锥温度是否仍然给出正确的读数 (±5%)。如果是, 则继续执行该协议。如果没有, 请重复步骤 6, 然后继续。
- 在每个测试阶段开始时, 打开排气罩, 打开气体分析仪, 根据制造商提供的规格校准气体分析仪。
- 确保当样品持有人放置在锥下时, 圆锥的底部与持有者的外边缘之间有23毫米的距离。
- 将锥加热到与5千瓦/米的热流相对应的温度 (2。
- 同时, 冷却水油藏到步骤5中发现的温度, 将水管连接到样品架, 打开阀门, 并在步骤5中找到的流量启动泵。摇动样品架以除去夹在内的任何空气。启动数据记录器并监测水温, 直到出水水温稳定。
- 一旦锥和样品持有者在各自设定的温度下稳定下来, 停止泵浦, 关闭样品持有者的阀门, 并断开管子与阀门的连接。
- 将样品架放在负载秤上, 并将其包装在秤上。将室温下的油量添加到与10毫米的光滑厚度 (即,根据密度和体积95毫升) 相对应的试样持有者。然后重新连接管道, 打开波纹管密封阀, 再启动泵。
- 启动气体分析仪的数据记录器以测量 O2、co2以及燃烧气体中的 co 浓度和进出水流的温度。
- 仔细地把样品架放在锥下, 准备两秒表。把火花点火器移到样品的位置上。然后打开百叶窗, 开始第一个秒表。
- 点火后的油, 同时停止第一秒表和启动第二秒表。然后将火花点火器移回其中性位置, 远离燃烧的样品。
- 如果油不在10分钟之内点燃, 停止第一秒表并且移动火花点火器回到它的中性位置。然后用丁烷手炬点燃油, 然后启动第二个秒表。
注意: 当燃烧含水的油时, 无论是自然的还是由于乳化的, 在燃烧过程中可能会发生 boilover (步骤 4)。
- 如果油不在10分钟之内点燃, 停止第一秒表并且移动火花点火器回到它的中性位置。然后用丁烷手炬点燃油, 然后启动第二个秒表。
- 火灾熄灭后, 停止第二秒表, 关闭百叶窗, 停止数据采集的气体分析仪和冷却水温度。然后停止泵, 关闭阀门, 断开管, 并把样品持有人的 tared 规模。登记持有人的重量, 包括烧伤残留物。
- 用挥发性的非极性溶剂将持有者从任何燃烧的油残渣中清除。再次称量清洁的持有人, 以确定残余重量。然后计算步骤4.7 中描述的燃烧效率和燃烧时间。
- 对于要测试的每种油, 重复步骤 7.4-7.10, 用于10、20、30、40和50千瓦/m2的热通量。在每次试验后, 除去锥形加热器线圈上沉积的任何烟灰。
- 为了建立试验点火所需的最低热流量,即临界热流, 可能需要测试额外的热通量。重复步骤 7.4-7.10, 以使热量通量降低1千瓦/米2增量, 从最低热流, 即试点点火发生, 直到热通量测试, 试点点火没有观察到在10分钟内。临界热流量然后发现在1千瓦/米的2的上部范围这个热流。
注意: 非常挥发性的原油在受到极高的热通量时会自发点火 (≥402), 即使是关闭锥形加热器的百叶窗也是如此。
- 为了建立试验点火所需的最低热流量,即临界热流, 可能需要测试额外的热通量。重复步骤 7.4-7.10, 以使热量通量降低1千瓦/米2增量, 从最低热流, 即试点点火发生, 直到热通量测试, 试点点火没有观察到在10分钟内。临界热流量然后发现在1千瓦/米的2的上部范围这个热流。
8. 原油点火实验的表面温度在 COFA 设置 (图 4) 中。
- 在 COFA (图 1) 的中心放置一个5厘米高的 Pyrex 玻璃圆筒, 其 id 为16.3 厘米 (外径16.9 厘米), 其高度为35-45 厘米。将两个红外线 (IR) 加热器安装在可调节的不锈钢底座上, 在 Pyrex 玻璃筒的两个相对两侧, 其水平距离从气缸的外边缘至少5厘米。
注: 红外加热器的精确规格和尺寸不相关, 只要它们能为油面提供足够高的热流, 以点燃原油, 通常需要5-20 千瓦/米2进行点火。建议最小功率为1千瓦和最小加热器宽度 17 cm。红外加热器的任何冷却系统, 如空气风扇, 在试验过程中也不应与浮油进行交互。 - 为测量原油点火时的表面温度, 建议将2-5 千瓦/米2的入射热流量高于其临界热流 (步骤 7.11.1)。
- 根据步骤 6.1 1-6. 1.2, 准备100千瓦/米2热流计, 并将热流计连接到数据记录器。将热流计放在 Pyrex 玻璃筒的中心, 朝上, 在气缸的上边缘下方1-2 毫米的高度。水平区域在这个高度在 Pyrex 玻璃圆筒之内从这里被提及作为 "水平的平面。该水平平面对应于 Pyrex 玻璃汽缸内的浮油表面。
注: 确保热流计可以在水平平面上自由移动, 使其能够测量水平面不同位置的入射热流。Pyrex 玻璃气缸只作为一种视觉辅助工具, 用于正确放置热流计水平平面, 如有必要, 可在步骤8.2 中拆卸 Pyrex 气缸。 - 启动数据记录器, 打开红外线加热器, 并监视水平平面中央的入射热流。通过调整红外加热器 (高度、角度和水平距离与水平平面) 的空间位置, 将入射热流调至水平面, 直到获得所需的热通量为止。
- 测量水平平面外边缘的入射热通量。在所有位置, 入射热流量应为2-5 千瓦/米2 , 高于将测试的油的临界热流。如有必要, 根据上一步骤调整红外线加热器的位置和功率输出百分比。
- 在每次调整红外加热器的位置和功率输出后, 将入射热流量测量到其中心和外边缘的水平平面。
- 重复步骤 8.2. 2-8. 2.5 直到测量到的事件热流量在整个水平面上都是2-5 千瓦/米2 , 高于所选油的临界热流量。然后, 关闭红外线加热器, 卸下热流计。如果需要, 将 Pyrex 玻璃汽缸放回其立场。
- 根据步骤 6.1 1-6. 1.2, 准备100千瓦/米2热流计, 并将热流计连接到数据记录器。将热流计放在 Pyrex 玻璃筒的中心, 朝上, 在气缸的上边缘下方1-2 毫米的高度。水平区域在这个高度在 Pyrex 玻璃圆筒之内从这里被提及作为 "水平的平面。该水平平面对应于 Pyrex 玻璃汽缸内的浮油表面。
- 用淡水 (340-440 升) 填充 COFA, 使水位在 Pyrex 玻璃筒的边缘下方一厘米。在步骤4中发现的高度上, 将螺旋桨放在 COFA 的一侧, 直接面对 Pyrex 玻璃筒。
- 将一组三1毫米厚的 K 型热电偶放置并固定在 Pyrex 玻璃筒边缘的1-2 毫米以下。排列热电偶, 使其沿气缸半径测量, 每个热电偶之间的距离约为1-2 厘米。将热电偶连接到数据记录器。
- 在 COFA 的金属支架上, 用金属夹子将火花点火器附着在金属棒上。放置的立场, 使点火器可以很容易地从一个中性位置移动到一个位置2-3 厘米以上的 Pyrex 玻璃圆筒的中心区域, 并再次回到它的中性位置。
- 根据铝盘中的密度和104毫升的体积, 在 Pyrex 玻璃圆筒 (即, ) 中称量相当于5毫米厚浮油的原油量。
- 将原油倒入 Pyrex 玻璃筒内的水中。小心不要把油泼到缸底外, 把油浇得太快。再次称量铝盘, 并将原油的实际重量记入 Pyrex 玻璃缸内。
- 慢慢地向 COFA 添加水, 直到油的表面刚刚接触到三热电偶。把火花点火器移到油上面的位置。
- 启动数据记录器和秒表同步, 以便每秒匹配一个特定的扫描号码。打开排气罩、螺旋桨和火花点火器。打开红外线加热器并将电源输出设置为步骤8.2 中找到的百分比。
- 点火后, 停止秒表和数据记录仪, 关闭点火点火器, 移动到其中性位置, 关闭红外线加热器和螺旋桨。然后, 小心地在 Pyrex 玻璃筒上放置一个不可燃的盖子, 熄灭火。灭火可能需要热电偶先移开。
- 用疏水性吸收垫收集和处理原油。将水从 COFA 中排出, 直到水位低到足以用热流计测量水平面的入射热流。用挥发性的非极性溶剂清洁 Pyrex 玻璃筒。
- 将三热电偶的温度绘制为扫描数的函数。根据秒表上的时间、相应的扫描次数和绘制的图, 确定测试后的原油着火时的表面温度。
- 对于将测试的每个额外的油, 重复步骤 8.2-8.12。
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Representative Results
图 5显示了使用步骤2中描述的方法在多天内蒸发掉的轻质原油的蒸发曲线, 损失为 30 wt%。这一数字清楚地表明, 在蒸发风化的第一天 (19 小时) 之后, 蒸发率大大降低, 这就使得协议中提到的停顿。
图 6显示了点火延迟时间, 它是由锥形加热器 (步骤7、图 2-3) 中的事件热通量的函数, 用于新鲜 Grane (重质原油) 和蒸发的 Grane, 损失 7 wt%。结果给出了蒸发原油点火延迟时间增加的实例。此外, 由垂直渐近线表示的临界热流也随蒸发损耗的作用而增加。总的来说, 这些结果给出了一个点火源为了点燃这些不同类型的原油而需要的强度和曝光时间的印象。本文所描述的协议获得的附加结果可以在 Van Gelderen、罗哈斯、 et al中找到。32
在图 7中, 将点火延迟时间作为事件热通量函数的一个更典型的表示形式显示。原油的浮油通常表现为热稠的材料, 点火延迟时间 (tig) 随后可以由 Eq 描述. (2)19,32。
(2)
在这里, k是导热系数, ρ的密度, c的特定热因数, t ig 在点火时的表面温度, t∞ 环境温度 (假定为20°c), a吸收和事件热通量. 
重写此方程将点火延迟时间作为入射热流的线性函数 (Eq 3)。
(3)
通过将点火延迟时间以 1/的形式绘制为入射热流的函数, 数据应显示线性趋势线, 从而可以评估数据的有效性.
此外, 不同原油趋势线的斜率表明了它们相对的热惯性 (kρc), 因为坡度越低, 加热 (从而点燃) 原油的难度就越大。
蒸发 Grane 的结果 (图 7) 提供了一个与其线性趋势线相适应的数据集的良好示例, 其中 R2值为0.991。另一方面, 新鲜 Grane 的结果显然开始偏离了高热量通量的线性趋势 (30 千瓦/米2)。这种行为很可能是由极短的点火延迟时间 (< 十年代) 在如此高的热通量为这种类型的挥发性燃料造成的。新鲜的 Grane, 类似于其他新鲜的原油, 含有大量的挥发性成分, 在高入射热通量下迅速点燃。情商的假设之一 (2) 是从燃料中蒸发出来的可燃气体与氧气混合并达到火花点火器的时间可以忽略不计的33。然而, 随着点火延迟时间小于10秒, 这种混合时间, 估计是在几秒钟的顺序, 确实成为一个重要的贡献, 点火延迟时间。方程 (2) 在这些短点火延迟时间内不再有效, 因此数据偏离线性趋势线。研究挥发性原油的易燃性时, 在分析点火延迟时间数据时应考虑这种行为。
图 8显示了作为新鲜轻质原油和乳化轻质原油的时间函数的热释放速率 (根据步骤2-3 进行了准备)。热释放率是用 O2、co2和气体分析仪 (步骤 7) 中的 co 浓度测量 (26) 从森34计算的。有关这些计算的详细信息, 请参阅补充文档。新鲜的原油显示了一个典型的放热率剖面慢慢地减少放热率随着时间的推移, 是代表所有不含水的原油。乳化原油是 boilover 现象爆发力的一个很好的例子, 在 boilover 之前, 热释放率迅速上升到比常规燃烧阶段高五倍的系数。Boilovers 是高度不规则的现象, 但其强度、持续时间和发生时期取决于原油内部水的稳定性和体积百分比。
图 9显示了燃用的效率和燃烧速率, 它是一种新鲜轻质原油的入射热流, 以及一只损失了 7 wt% 的重蒸发油。两种原油的燃烧速率和燃烧效率均随入射热流的增加而增加。在低热通量下, 燃烧效率表明, 鲜轻质原油与重蒸发原油之间存在显著差异。在较高的热通量, 这些油的燃烧效率收敛到类似的价值, 这是典型的行为, 所有类型的新鲜和风化原油。燃烧速率并没有显示出不同油的收敛趋势, 因为燃烧时间也随着入射热流的作用而变化, 每种油型都可以不同。对于含水原油, 在计算燃烧效率和燃烧速率时, 原则上不应考虑水的含量, 因为它是一种不可燃材料。然而, 水在燃烧过程中会蒸发, boilover 的开始会进一步使燃烧效率和燃烧速率的估计复杂化, 因为它推动了燃料中的油和水滴。因此, 乳化原油可能会显示出与所示数据的偏差, 例如在图 9中, 在分析含水原油的燃烧效率和燃烧率结果时应注意。
图 10显示了在燃料表面的两个热电偶的表面温度, 作为 COFA 设置中损失了 20 wt% 的蒸发轻质原油的时间函数 (步骤 8,图 4)。结果表明, 178s 后的温度有明显的峰值。就在这一刻之前, 原油的表面温度是由两个热电偶测量的129摄氏度, 这是点火时的表面温度。结合该油的点火延迟时间结果 (步骤 7), Eq (2) 可以用来计算热惯性的油。表 1显示了该蒸发轻质原油的热惯性值, 其基础是在129摄氏度点火时的表面温度和点火延迟时间作为入射热流的函数。吴, et al。19发现不能将吸收性设置为原油的统一, 因此此术语包含在热惯性计算中。原油热惯量的文献价值为比较目的, 可以在吴, et al中找到。19和 Ranellone, et al。20
图 1: COFA 设置的示意图.该示意图包括 Pyrex 玻璃圆筒的详细视图 (左), COFA (中间) 的顶部视图, 以及完整设置 (右) 的横截面视图。此外, 一组三特写 (-c) 显示了与协议步骤 4.1 (a)、4.4 (b) 和 4.5 (c) 相对应的 COFA 的填充过程。在步骤4中使用 COFA 设置, 以确定用于锥设置的原油的燃烧效率和燃速的校准点。请单击此处查看此图的较大版本.
图 2: 锥设置的完整示意图概述 (不缩放).该装置由一个带有控制单元的锥形加热器、一个定制的圆锥试样架、蠕动泵和水冷储层以及一个带有气体分析仪的排气罩组成。该示意图还特写了热电偶放置在水管 (步骤 5.1)。在步骤7中使用此设置来研究原油的易燃性。请注意, 在这个设置中, 油和冷却水之间没有直接的接触, 因为它们是由金属支架隔开的。圆锥样本持有者的详细信息在图 3中给出。请单击此处查看此图的较大版本.
图 3: 锥设置的圆形试样持有者的详细横断面示意图.金属边缘防止油在点火时溢出, 是从浮油角度的 30°, 以减少再辐射。在步骤7中使用该锥试样保持器来研究原油的易燃性。请注意, 在这个设置中, 油和冷却水之间没有直接的接触, 因为它们是由金属支架隔开的。请单击此处查看此图的较大版本.
图 4: 在点火时研究原油表面温度的 COFA 设置示意图.该示意图显示了一个顶部视图 (左) 和横断面视图 (右) 和设置包括红外线 (IR) 加热器, 火花点火器, 和一套三热电偶测量的表面温度的浮油 (步骤 8)。COFA 安装程序的其他详细信息显示在图 1中。请单击此处查看此图的较大版本.
图 5: 轻质原油的蒸发损耗作为时间的函数.这些数据是使用步骤2中描述的气泡方法获得的, 并且清楚地显示第一天 (19 小时) 后蒸发速率的降低。
图 6: 点火延迟时间的结果作为一个功能的事件热流为新鲜和蒸发 (损失 7 wt%) 重原油 (Grane).这些数据是根据步骤7中的协议, 使用锥设置 (图 2) 获得的。垂直渐近线在 1 kW/m2上部范围内显示临界热流 (4 和7千瓦/米2)。误差条表示基于2-3 实验的数据范围。
图 7: 点火延迟时间的结果作为一个功能的事件热流为新鲜和蒸发 (损失 7 wt%) 重原油 (Grane).这些数据是使用锥设置 (图 2) 获得的, 根据步骤7中的协议, 并使用 Eq 处理. (2)。结果表明, Grane 蒸发后的热惯量比新鲜 Grane 有较高的预期。该图还显示了如何, 对于高入射热通量的挥发性原油, 极短的点火延迟时间 (< 十年代) 可能偏离线性趋势线。误差条表示基于2-3 实验的数据范围。
图 8: 热释放率为轻质新鲜原油和乳化轻质原油的时间函数, 其蒸发损耗为 40 wt%, 含40体积% 水。数据是从锥设置 (图 2) 中获得的, 方法是处理 O2、co2和来自气体分析仪 (步骤 7) 的 co 浓度测量 (26), 从森34。新鲜原油显示定期的热释放率剖面的原油没有水含量。乳化轻质原油在燃烧结束时产生了 boilover, 其热释剖面显示了 boilover 与常规原油火相比的强度。
图 9: 燃烧效率和燃烧速率作为一个新的轻质原油 (德) 和蒸发的重质原油的热通量的功能, 损失 7 wt% (Grane 7%).根据步骤 7, 在锥设置 (图 2) 中获得数据, 并显示了不同原油类型的燃烧效率如何在高入射热通量下收敛。所有数据点的最大误差是从显示平均值的2.5%。
图 10: 表面温度作为两个热电偶在 COFA 点火实验中的时间函数, 其蒸发光原油损失为 20 wt%.根据步骤8中的协议, 数据是在 COFA 安装程序 (图 4) 中获得的。178s 后的温度突然飙升表明点火的时刻。在这种突然温度峰值之前, 温度正好显示了点火时的表面温度。
| Tig (°c) |
(千瓦/m2) |
tig | (kW0.5/(m2* K)) |
| 129 | 4 | 263 | 0.63 |
| 5 | 109 | 0。5 | |
| 10 | 36 | 0.58 | |
| 15 | 13 | 0.52 | |
| 20 | 8。4 | 0.56 | |
| 30 | 5。4 | 0.67 | |
| 40 | 5。2 | 0.88 |
表 1: 点火延迟时间和相应的热惯性作为对蒸发的轻质原油的入射热流的函数, 损失为 20 wt%.热惯量的计算使用 Eq. (2), 基于步骤7中获得的点火延迟时间数据和步骤8中点火数据的表面温度。
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Discussion
本文讨论的两种风化方法是对水中溢油受17影响的相对简单的风化过程的近似。其他更复杂的风化方法也可用于提供风化的原油样品, 例如由 Brandvik 和 Faksness35描述的循环水槽。所提出的方法的优点是, 它们需要简单的设备, 并且可以很容易地在实验室环境中进行。由此产生的风化原油随后在本议定书的易燃性和燃烧效率研究中发挥作用, 如 "代表性成果" 一节所示。
该协议的主要限制之一是对锥形装置的水冷进行校准 (步骤 5)。问题是, 没有可用于就地燃烧场实验的参考数据, 其规模与锥设置类似。此外, 还没有现成的热传导模型, 可用于确定燃烧原油与其流动水分层之间的热平衡。因此, 水冷校准必须基于 COFA 设置的实验数据 (步骤 4)。如《议定书》所述, 可以分别对单个油或每种油进行校准。如果没有参考数据或适当的传热模型, 就不可能知道这些方法中的哪一种, 如果有的话, 就能正确表示就地燃烧原油对水的热量平衡。
锥度设置中的热平衡由于将原油置于外部热流中而进一步复杂化, 这也可能影响流经锥形试样座的水的冷却能力。在锥形加热器下的原油燃烧过程中, 随着时间的推移, 出水水温度升高, 其程度取决于入射热通量。在最大入射热流50千瓦/米2, 水甚至被观察到沸腾, 蒸汽从出水口流出。目前还不清楚锥形加热器 (而不是燃烧油) 直接加热冷却水的程度, 以及它对结果是否有显著影响。只有通过广泛的经验实验研究, 才有可能优化所有测试过的热通量和每种测试油类型的水冷校准。尽管存在这些问题, 但在锥安装中实施水冷无疑提高了锥设置表示就地燃烧条件的能力。没有水冷的样品持有人的初步试验未能重现 COFA 中观察到的低燃烧效率, 不能用来表示在原地燃烧原油的原位。因此, 讨论的限制不在于当前的锥设置是否代表水中原油的原位燃烧条件, 但在何种程度上它正确地代表了这些条件。据我们所知, 所提出的实验室程序是, 尽管有这种限制, 目前最现实的方法来研究的易燃性和燃烧效率的就地燃烧原油的水。
该协议中的一个关键步骤是测量 COFA 设置 (步骤 8) 中点火时的表面温度。这是非常重要的, 当螺旋桨被打开, 在 Pyrex 玻璃缸内的浮油表面仍然是一样的, 因为它可以。如果油面太多 (垂直) 运动, 应调整螺旋桨 (步骤 4) 的位置和流量, 以减少油面的湍流。如果没有静止的油面, 在步骤8中精确测量点火时的表面温度变得非常困难。红外线加热器的选择对于这一步的成功也是至关重要的。在该协议的开发过程中, 发现红外加热器需要有很高的辐射输出, 同时尽可能紧凑, 并有一个不干扰温度测量的冷却系统。因此, 在图 4中仔细为 COFA 安装程序选择一组红外加热器是非常重要的。理想情况下, 红外加热器需要能够提供至少15千瓦/米2的热流, 距离远超过5厘米从 Pyrex 玻璃圆筒。这将允许在原油燃烧时使用红外线加热器。原油的燃烧效率可以在实验装置中作为入射热流的函数进行测试, 以更好地表示原位燃烧条件。
在易燃性和燃烧效率试验过程中, 对原位燃烧条件的表示的进一步改进可以通过对 COFA 和锥设置的各种修改或添加来进行。目前, 实验是在非常平静的环境条件下进行的。但是,就地燃烧场研究显示, 波浪和风力也会影响原油的可燃性5,21,36,37。为了模拟这种情况, COFA 可以安装一个波形制造器和风扇, 在水面上产生风。更冷的气候可以通过使用锥形装置中较冷的冷却介质来模拟, 类似于 Ranellone, et al。20, 或者将冰添加到 COFA 中的水体中。最后, 在实验中可以改变原油的初始厚度, 因为这也是影响原油可燃性和燃烧效率的一个参数5,22。
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Disclosures
作者没有什么可透露的。
Acknowledgments
提交人感谢丹麦独立研究理事会为该项目提供资金 (赠款 DDF-1335-00282)。COWIfonden 资助了原油可燃性装置和气体分析仪的建造, 包括管道插入。马士基油和挪威石油有限公司提供了用于代表结果的原油。任何提案国都没有参与该议定书或本文件的结果。作者还要感谢 Ulises 的帮助与构造改进的锥试样持有人。
Materials
| Name | Company | Catalog Number | Comments |
| DUC Crude Oil | Maersk | N/A | Light crude oil with r = 0.853 g/ml and h = 6.750 mPa*s. |
| Grane Crude Oil | Statoil | N/A | Heavy crude oil with r = 0.925 g/ml and h = 133.6 mPa*s. |
| SVM 3000 Stabinger Viscometer | Anton Paar | C18IP007EN-P | Viscosity and density meter for the fresh and weathered crude oils. |
| Laboshake RO500 | Gerhardt | 11-0002 | Rotary shaking table for emulsifying water and oil mixtures. |
| Jebao Wave Maker RW-4 | Jebao | N/A | Propeller (flow of 500-4000 L/h) used in the COFA setup to generate a current. |
| Aquabee UP 3000 | Aquabee | UP 3000 | Aquarium pump for cooling of heat flux gauge. |
| Adventurer Precision Electronic Balance | OHAUS | AX5205 | Load scale used to weigh the oil for the COFA experiments and in the custom-made cone sample holder for the cone setup. |
| 3M Oil Sorbent Pads | VWR | MMMAHP156 | Hydrophobic absorption pads used to collect oil residues to determine the burning efficiency of the fire. |
| Mass Loss Calorimeter | Fire Testing Technology (FTT) | B11325-650-1-1608 | A custom-made, circular holder was used for the testing of crude oil rather than the standard square sample holder. Includes a heat flux gauge with a range up to 100 kW/m2. |
| 34972A Data Acquisition / Data Logger Switch Unit | RS Components Ltd. | 702-7958 | Produced by Keysight Technologies. Operated by Keysight benchLink data logger 3 software and equipped with a 20-channel multiplexer. |
| Keysight Technologies 34901A 20-channel multiplexer | RS Components Ltd. | 702-7939 | Produced by Keysight Technologies. |
| Bellows-Sealed Valve | Swagelok | SS-1GS6MM | Toggle valve to open/close the water in- and outlet of the custom-made cone sample holder for the cone setup. |
| Kronos 50 Peristaltic Pump | SEKO | KRFM0210M6000 | Peristaltic pump used to cool the custom-made cone sample holder for the cone setup. |
| ARCTIC A28 Refrigerated Circulater | ThermoFisher Scientific | 152-5281 | Water cooling reservoir used to cool the cooling water that flows through the custom-made cone sample holder for the cone setup. Includes a SC 100 Immersion Circulator controller. |
| Gas Analysis Instrumentation Console with Duct Insert | Fire Testing Technology (FTT) | B11328-650-1-1609 | Gas analyzer for O2, CO2 and CO. Uses a 34972A Data Acquisition / Data Logger Switch Unit. |
| Ceramic & Stainless Steel 2.5mm Electrode | Fire Testing Technology (FTT) | M015-4 | Spark igniter from the Mass Loss Calorimeter. Used in the COFA setup to measure the surface temperature upon ignition. |
| Infrared Emitter-Module M110/348 | Heraeus | 80046199 | Original Infrared heaters on which the new design with a water-cooled holder for the heating elements was based. Includes two short wave twin tube emitters (09751751). Operated by a type CB1x25 P power controller. |
| Power Controller Heratron | Heraeus | 80055836 | Type CB1x25 P power controller for the infrared heaters. |
References
- 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).
- 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).
- AMAP. Assessment 2007: Oil and Gas Activities in the Arctic - Effects and Potential Effects. 1, AMAP. , Oslo, Norway. 423 (2010).
- 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).
- 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).
- EPPR. Guide to Oil Spill Response in Snow and ce Conditions in the Arctic. , Emergency Prevention Preparedness and Response (EPPR). 184 (2015).
- Opstad, K., Guénette, C. Fire on the Sea Surface, Ignitability and Sustainability Under Various Environmental Conditions. Fire Safety Science. 6, 741-752 (2000).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- Fingas, M. F., et al. The Newfoundland Offshore Burn Experiment - NOBE. In Situ Burning Oil Spill Workshop Proceedings, , NIST. 63-70 (1994).
- 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).
- 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).
- AMAP. Assessment 2007: Oil and Gas Activities in the Arctic - Effects and Potential Effects. 2, AMAP. Oslo, Norway. 277 (2010).
- Buist, I. Window-of-Opportunity for In Situ Burning. Spill Sci. Technol. Bull. 8 (4), 341-346 (2003).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- ISO 17554:2014(E) Reaction to fire tests – Mass loss measurement. , International Organization for Standardization. Geneva. 28 (2014).
- 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).
- Stiver, W., Mackay, D. Evaporation rate of spills of hydrocarbons and petroleum mixtures. Environ. Sci. Technol. 18 (11), 834-840 (1984).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- 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).
- Quintiere, J. G. Ch 7. Fundamentals of Fire Phenomena. , John Wiley & Sons, Ltd. 159-190 (2006).
- Janssens, M. L. Measuring rate of heat release by oxygen consumption. Fire Technol. 27 (3), 234-249 (1991).
- 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).
- Wighus, R., Guènette, C. Fire on the sea surface - Experiments hazard assessment 1995. Report No. NBL A07129. , SINTEF. Trondheim. 40 (2007).
- 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).
