热颗粒和热辐射共同作用阴燃点燃松针燃料床：数值研究

方 伟,张宏民,陈海翔,彭志红

(中国科学技术大学火灾科学国家重点实验室,合肥,230026)

0 引言

飞火是野火及森林-城镇交界域火灾火场加速扩展的重要机制之一,其难以预测,并可在较大的地理空间诱发大量新的火点。2020年3月,四川省西昌大火中,火灾蔓延过程中伴有多处飞火,造成多处火线速燃态势。扑救过程中飞火切断了扑救队伍的撤退路线,最终导致19名扑救人员遇难[1]。2020年5月,云南省安宁市发生森林火灾,受火场高温大风、植被易燃等不利因素的影响,火场多次出现飞火引燃现象,形成北、西南等多条火线,导致火灾扑救困难[2]。

最具经济或社会灾难性的野火集中在森林-城镇交界域[3],森林-城镇交界域火灾主要以三种方式进行蔓延：火焰直接接触、热辐射和飞火引燃[4]。研究指出在环境风驱动的大火中,飞火是导致火灾蔓延的主要机制[5]。有数据表明,至少50%的森林-城镇交界域火灾是由森林火灾产生的飞火颗粒引燃引发的[6],一些火灾案例中,飞火引燃的概率更高[7]。当前全球气候变化导致火灾季节延长[8],人类向森林等区域的活动和迁徙导致交界域面积不断扩大,结构功能更趋复杂[9],野火发生的可能性不断增长,飞火引燃的潜在危险性也不断增大。

飞火引燃具体包括木质飞火颗粒引燃和输电线路故障产生的金属热颗粒引燃。前人对飞火颗粒及金属热颗粒点燃交界域燃料进行了相关研究。Hadden等[10],Zak等[11],Urban等[12],Wang等[13]相继开展了不同实验条件下不同特性球形金属颗粒点燃野外燃料的实验。上述研究均表明点燃临界温度与颗粒直径呈相似的双曲线关系,即颗粒直径增加,点燃所需的临界温度降低。不同于金属热颗粒,飞火颗粒的种类、尺寸等特性以及颗粒本身的燃烧特性受大量因素的影响,因此飞火颗粒作用下的点燃过程更趋复杂。利用风洞,Waterman和Takata[14]、Manzello等[15-17]、Plucinski和Anderson[18]、Ganteaume等[19]、Eills[20,21]进行了一系列试验,研究了环境风作用下飞火颗粒点燃可燃材料的模式。在无风条件下,Viegas等[22]实验研究了多种类型的飞火颗粒对地中海植被燃料的点燃模式。然而飞火颗粒和金属颗粒点燃可燃物是一个涉及固相和气相物理化学过程的复杂问题[23],点燃过程受颗粒和燃料床特性以及外部环境条件等众多因素的影响[18],当前仍然有许多问题亟待解决[24]。

另一方面,关于交界域火灾中的热辐射点燃研究,主要围绕火灾产生的热辐射特征[25,26]以及森林-城镇交界域火灾中火焰辐射点燃可燃物的特性[27,28]来开展。Boonmee和Quintiere[27]使用锥形热源研究了辐射热流作用时红木自燃的点燃特性,指出当辐射热通量低于40 kW/m2时,样品在出现明火之前可能会先发生阴燃。McAllister等[29]选取两种地中海地区的代表性野外燃料(Maritime pine needles and Kermes oak leaves),研究了燃料床在热辐射作用下的引燃特性,指出燃料床点燃时间的倒数(1/tig)与入射辐射热流呈线性关系,表现出热薄型固体的热行为。同时他们研究了体积分数对点燃过程的影响,指出松针燃料床体积分数越大,点燃延滞时间越小。

现有的研究主要关注于飞火颗粒和热辐射单独作用下点燃建筑构件或野外燃料。然而,研究表明存在飞火颗粒和热辐射共同作用下点燃建筑或野外燃料的实际火灾场景。Ramsay等[30]指出,在1994年的悉尼野火(Sydney wildland fires)中,75%的房屋由飞火颗粒点燃,25%的房屋在飞火颗粒和热辐射共同作用下点燃。此外,Blanchi等[7]对2003年堪培拉山火(Canberra bushfires)的火灾调查报告进行分析并指出,超过90%的房屋在飞火颗粒单独袭击以及飞火颗粒和热辐射的共同作用下被点燃。

回顾现有关于飞火点燃和热辐射点燃的相关研究,可以发现当前较为缺乏飞火颗粒和热辐射共同作用下点燃固体燃料的相关研究。最近,Suzuki和Manzello[31]采用NIST dragon装置,实验研究了连续飞火颗粒和热辐射共同作用下的点燃过程。然而,该研究为实验统计性质,缺乏对耦合点燃物理过程的详细描述。鉴于飞火点燃的复杂性,以及飞火颗粒特性(尺寸、温度、材料等)描述的困难性,我们采用金属热颗粒代替飞火颗粒,实验研究了金属热颗粒和热辐射共同作用下阴燃点燃松针燃料床的过程和临界条件,分析了耦合点燃机理[32]。本文进一步建立了金属热颗粒和热辐射共同作用下阴燃点燃松针燃料床的二维数值模型,研究辐射热通量强度、金属热颗粒特性(尺寸和温度)和含水率对松针燃料床点燃规律的影响。作为基础研究,此模型的开发有助于揭示金属热颗粒和热辐射共同作用下的点燃机制。

1 阴燃点燃数值模型

1.1 模型计算域及假设

基于COMSOL Multiphysics多物理仿真软件建立图1所示二维数值模型,模型计算域由松针燃料床和金属热颗粒两部分组成。为简化研究,对模型进行如下假设：

图1 二维数值模型计算域示意图Fig.1 Schematic diagram of the calculation domain of the 2-D numerical model

(1)松针燃料床是各向同性、均匀的连续多孔介质,热物性为常数[33]。燃料为灰体,且入射辐射热通量直接施加在燃料床的顶部[34],作为边界条件的一项。

(2)热颗粒完全包裹于燃料床内部,且靠近燃料上表面。金属颗粒对燃料床的传热作用仅通过接触热传导来完成,且忽略外部辐射对颗粒温度的影响。金属颗粒性质均一,内部无温度梯度(Bi≪0.1)[35]。

(3)燃料热解产生的气体迅速离开燃料床表面,燃料床内部的气体密度始终为定值,满足理想气体公式。

(4)燃料床底表面为绝缘表面,即不存在物质与热量的交换。

(5)不考虑燃料体积变化,使用密度缩减模型表示燃料床的消耗情况[36]。

1.2 化学动力学

本文建立的二维阴燃点燃模型采用水分蒸发(dr),松针热解(np),燃料氧化(fo)和炭氧化(co)四步化学反应机制[37]：

Fuel·H2O→Fuel+vH2O,drH2O (dr)

Fuel→v1Char+vg1Gas (np)

Fuel+vO2,foO2→v2Char+vg2Gas (fo)

Char+vO2,coO2→v3Ash+vg3Gas (co)

(1)

式中v表示各组分的化学计量数。模型假设燃料床由水分、原始燃料和炭三部分组成,基于假设(5),用各组分的容积密度表示燃料床的构成,则ρ1=m1/VFB,ρ2=m2/VFB,ρ3=m3/VFB,式中VFB表示燃料床的总体积,为定值;mi和ρi分别表示各组分的质量和容积密度,下标1,2,3分别表示水分、干燥燃料和炭。

每一步反应的反应速率用阿伦尼乌斯公式的形式表示为：

(2)

(3)

(4)

(5)

式(2)～式(5)中,A和E分别表示各步反应的指前因子和活化能;下标1,2,3,4分别表示水分蒸发、热解、燃料氧化以及炭氧化;YO2表示空气中氧气的质量分数。αi为各组分的转化率,表示为式(6),其中m0,i和ρ0,i分别表示各组分的初始质量和实密度。模型的化学动力学参数如表1所示。

表1 本模型中使用的化学动力学参数Table 1 The chemical kinetic parameters used in this model

αi=(m0,i-mi)/(m0,i-m1,i)=

(ρ0,i-ρi)/(ρ0,i-ρ1,i)

(6)

1.3 模型控制方程

模型的固相总质量方程及各组分的质量守恒方程如式(7)～式(10)所示：

ρ=ρ1+ρ2+ρ3

(7)

(8)

(9)

(10)

燃料床内部气体的质量守恒方程为：

(11)

其中,φ为燃料床的孔隙率,DO2为氧气的扩散系数。

金属热颗粒的能量方程为：

(12)

燃料床能量方程为：

(13)

式(12)和式(13)中,下标p和f分别表示金属颗粒和燃料,k为热传导系数,ΔHi(i=1,2,3,4)为各步反应的反应热,取值如表1所示。

1.4 初始及边界条件

为求解上述非稳态偏微分方程,模型相关初始条件及边界条件如下。式(14)和式(15)分别表示燃料床和金属热颗粒的初始温度;式(16)表示氧气的初始体积分数;式(17)～式(19)表示组分的初始容积密度,其中MC′和ρb0分别表示燃料的含水率和初始容积密度。

Tf(r,z,0)=293.15K

(14)

Tp(r,z,0)=Tp0

(15)

YO2(r,z,0)=0.23

(16)

ρ1(r,z,0)=MC′×ρb0

(17)

ρ2(r,z,0)=(1-MC′)×ρb0

(18)

ρ3(r,z,0)=0

(19)

基于假设(1),燃料床上表面接收辐射热通量,同时与外界环境通过对流和辐射进行热交换,上表面的温度边界条件如式(20)所示。式(21)～式(24)分别表示燃料床侧面温度边界条件、燃料床底部温度边界条件、上表面氧浓度边界条件和燃料床底部氧浓度边界条件。

(20)

(21)

(22)

YO2=0.23

(23)

(24)

表2 模型其他相关参数取值Table 2 Values of other relevant parameters in this model

模型采用自适应三角形网格,计算时间为600 s,时间步长为0.1 s。为对模型进行网格敏感性分析,对模型计算域网格进行细化,同时将时间步长缩短为0.01 s。细化网格并缩短时间步长的模型计算时间比原来增加了10倍以上,而计算结果误差在1%以内。因此综合考虑模型计算准确性和计算时间经济性,本模型选取的时间步长和网格质量是合适的。

模型考虑表3所示的三组工况,分别是金属热颗粒单独作用、热辐射单独作用以及金属热颗粒和热辐射共同作用下点燃松针燃料床。通过检查阴燃前沿能否从颗粒传播至少10 mm并在该点显示为稳定或加速的阴燃传播来判定阴燃点燃是否发生[38],阴燃的特征温度为500 ℃[13]。金属颗粒(SS304)的熔点为1 399 ℃～1 455 ℃,故本文中金属颗粒温度不超过1 400 ℃。

表3 计算工况Table 3 Calculation conditions

2 结果与讨论

2.1 热颗粒单独作用

不同燃料含水率下,不同粒径金属热颗粒单独作用时阴燃点燃的临界温度如图2所示。图2中空心点为数值计算结果;实心误差棒为Wang等[13]的实验数据,误差棒表示点燃概率为0.05和0.95所对应的点燃温度,空心方形点线和三角点线分别表示燃料含水率为6%和15%的实验工况下的50%点燃概率边界。需要强调的是,图2中选取的Wang等[13]的实验在2 m/s风速下进行。

图2 热颗粒单独作用时的临界点燃温度。空心方形点线和三角点线分别表示燃料含水率为6%和15%的实验工况下,50%点燃概率边界(数据来源：Wang等[13])Fig.2 The critical ignition temperature when a hot particle acts alone.The hollow square point line and the hollow triangle point line respectively represent the 50% ignition probability boundary under the experimental conditions with fuel moisture contents of 6% and 15% (data source：Wang et al.[13])

与Wang等[13]的研究相比,含水率为6%时,数值计算所得的临界温度略低于实验结果,但数值结果与实验结果表现出一致的变化趋势,且数值结果均处于误差棒之间,说明模型预测的临界值较为准确。燃料含水率为15%的工况下,当颗粒直径<9 mm时,数值计算得到的临界点燃温度对颗粒直径的变化更为敏感;当颗粒直径>9 mm,实验结果与数值预测值具有较好的一致性。同时数值结果表明,不同含水率下阴燃点燃所需的临界温度与颗粒直径呈双曲线关系,即颗粒直径增加,临界温度降低,这种关系对小颗粒更加明显。这一结论与Wang等[13]、Urban等[38,42]以及Zak等[11]的研究结果相一致。

金属颗粒点燃可燃物是一个涉及固相和气相物理化学过程的复杂问题[23]。金属颗粒能否点燃可燃物受颗粒、燃料床、外部环境条件以及颗粒在燃料床上的着陆特征等众多因素的影响[18]。数值结果对燃料含水率变化表现出更高的敏感性,与实验结果存在一定的误差,但反映出相同的变化规律,因此数值模型仍具有较高的合理性和准确性。

图3呈现了直径为8 mm,初始温度分别为700 ℃和800 ℃的热颗粒单独作用于含水率为6%的松针燃料床时,燃料床不同位置的温度以及氧气质量分数随时间变化的关系图,图3中坐标表示为(r,z)。当热颗粒初始温度为700 ℃时(图3(a)),燃料床在热颗粒的加热作用下先快速升温,热颗粒加热导致燃料发生热解和氧化,因此氧气质量分数呈现出与温度相反的变化趋势。由于颗粒能量较低,放出的能量不足以形成稳定的阴燃前沿,燃料床温度逐渐降低,氧气质量分数逐渐恢复至正常大气浓度。初始温度为800 ℃的热颗粒作用时(图3(b)),燃料床不同位置的温度持续升高至阴燃特征温度,纵向各点的氧气质量分数不断下降,说明燃料氧化及炭氧化反应持续进行,阴燃前锋持续蔓延。热颗粒单独作用时,由于燃料床表面的对流冷却作用,颗粒在纵向表现出更强的加热能力。

图3 直径为8 mm,初始温度为(a)700 ℃(b)800 ℃的热颗粒单独作用时,含水率为6%的燃料床不同位置的温度和氧气质量分数随时间变化图Fig.3 The temperature and oxygen mass fraction at different positions of the fuel bed under the effect of a hot particle with the diameter of 8 mm and the initial temperatures of (a) 700 ℃,(b) 800 ℃

2.2 热辐射单独作用

热辐射单独作用下,数值计算得到含水率为6%和15%的松针燃料床的点燃临界辐射热通量分别为16.7 kW/m2和18.5 kW/m2。Mindykowski等[43]的实验研究指出,体积分数为0.02～0.08间的海岸松针(Maritime pine needles)燃料床的临界辐射热通量在12.50 kW/m2～15.00 kW/m2之间,体积分数为0.023的橡树叶(Kermes oak leaves)的临界辐射热通量为17.50 kW/m2。本数值模型使用的松针燃料床的体积分数为0.06,数值计算所得的临界辐射热通量与前人的实验研究结果较为接近。

图4所示为热辐射单独作用时,不同含水率燃料床表面最高温度随时间的变化。从图4中可以看出,施加热辐射的瞬间,燃料床的表面温度开始快速上升,随后温度变化趋于平缓。外加辐射热通量低于临界值时,温度基本维持不变,说明燃料表面达到了热平衡。当外加辐射热通量高于临界值时,温度逐渐升高达到点燃条件,燃料床被点燃,温度曲线出现向上的突变。辐射热通量越大,出现温度突变的时间越早,说明点燃延滞时间越短。

图4 热辐射单独作用时,燃料床表面温度随时间的变化(a) MC′=6%;(b) MC′=15%Fig.4 The temperature evolution of the fuel bed surface under the effect of thermal radiation with different radiative heat fluxes.The fuel moisture contents are (a) 6% and (b) 15%,respectively

数值结果同时表明,高辐射热通量下(>25 kW/m2)燃料床含水率对点燃过程的影响较小,温度变化及点燃过程表现出相似的变化趋势;较低辐射热通量下(20 kW/m2～22.5 kW/m2),含水率为15%的燃料床的点燃延滞时间相较含水率为6%的工况有所延长。辐射热通量在点燃临界热通量以下时,燃料床表面达到热平衡时的温度与燃料含水率无关。

2.3 热颗粒和热辐射共同作用

热颗粒和热辐射共同作用时,不同温度热颗粒点燃不同含水率燃料床所需的临界辐射热通量与热颗粒直径的关系如图5所示。图5中空心划线和实心实线分别表示含水率为6%和15%的燃料床点燃所需的临界辐射热通量。6%含水率的工况中,共同作用时热颗粒能够显著降低点燃所需的临界辐射热通量。不同温度的热颗粒,临界辐射热通量随颗粒直径增加而减小,表现出一致的变化趋势。结合图2分析,热辐射的作用也能使热颗粒单独作用下未点燃的工况发生点燃,大大增加了火灾发生的可能性,严重威胁森林-城镇交界域的生命财产安全,因此伴随飞火和热辐射共同作用的火灾十分危险。同时燃料含水率对共同作用下的点燃临界辐射热通量有较大影响,含水率越大,点燃所需临界辐射热通量越高。

图5 热颗粒和热辐射共同作用时的临界辐射热通量与颗粒直径及温度的关系,其中空心划线和实心实线分别表示燃料含水率为6%和15%的工况Fig.5 The critical radiant heat flux under the coupled action of a hot particle and thermal radiation.The hollow line and the solid line represent the fuel moisture contents of 6% and 15% respectively

2.4 共同作用下的点燃机理分析

图6表示直径为8 mm,初始温度为700 ℃的热颗粒单独作用时,燃料床(MC′=6%)不同位置的水分蒸发速率、热解速率、燃料氧化速率和炭氧化速率的变化。颗粒作用的初期阶段,燃料床的温度迅速升高,颗粒周围发生较为剧烈的水分蒸发反应(图6(a)),仅在点(0,-11)观察到缓慢的且持续时间较长的热解反应和燃料氧化反应(图6(b)和图6(c)),仅在点(0,-11)处观察到相当缓慢的炭氧化反应(图6(d))。由于颗粒温度较低,热颗粒周围的燃料发生氧化反应放出的热量不足以克服冷却作用,最终燃料床未能被点燃(温度低于500 ℃[13])。

图6 初始温度为700 ℃,直径为8 mm的热颗粒作用时,含水率为6%的燃料床不同位置的(a)水分蒸发速率、(b)热解速率、(c)燃料氧化速率和(d)炭氧化速率随时间的变化Fig.6 Time-dependent changes of (a) water evaporation rate,(b) pyrolysis rate,(c) fuel oxidation rate and (d) char oxidation rate at different locations of the fuel bed with the water content of 6% under the action of a hot particle (Tp=700 ℃ and d=8 mm)

图7所示为热颗粒和热辐射共同作用时(颗粒直径为8 mm,初始温度为700 ℃;热辐射强度为2 kW/m2),燃料床被成功点燃过程中不同位置的水分蒸发速率、热解速率、燃料氧化速率和炭氧化速率随时间变化的关系图。共同作用时,外界热辐射的持续加热抵消燃料床表面热损的同时,也使燃料床整体温度不断升高,提供了维持化学反应所需的能量,使燃料床的多步反应能够持续进行,最终成功点燃燃料床。结合图6以及图7分析得出,共同作用时燃料的热解、氧化以及炭氧化主要发生在燃料床表面。说明在热颗粒和热辐射共同作用下,先由金属热颗粒加热燃料床形成一定厚度的炭层,辐射提供大量热量使燃料床温度升高,并提供了维持反应所需的热量,最终导致阴燃前锋自维持蔓延,使燃料床点燃。

图7 初始温度为700 ℃,直径为8 mm的热颗粒与2 kW/m2的辐射热通量共同作用时,含水率为6%的燃料床不同位置的(a)水分蒸发速率、(b)热解速率、(c)燃料氧化速率和(d)炭氧化速率随时间的变化Fig.7 Time-dependent changes of (a) water evaporation rate,(b) pyrolysis rate,(c) fuel oxidation rate and (d) char oxidation rate at different locations of the fuel bed with the water content of 6% under the coupled action of a hot particle (Tp=700 ℃,d=8 mm and thermal radiation 2 kW/m2)

3 结论

飞火和热辐射是交界域火灾蔓延的主要途径,现有的研究主要关注于两者独立作用下的点燃,当前缺乏两者共同作用下点燃交界域固体可燃材料的相关研究。由于飞火颗粒表征的复杂性,本文利用金属热颗粒代替飞火颗粒,采用水分蒸发(dr),松针热解(np),燃料氧化(fo)和炭氧化(co)四步化学反应机制,建立了热颗粒和热辐射共同作用以及热颗粒和热辐射单独作用点燃松针燃料床的二维数值模型,模拟了燃料床阴燃点燃过程。

数值模拟计算得到了热颗粒和热辐射单独作用下点燃以及共同作用点燃的临界条件,分析了燃料床的点燃过程,通过与实验数据进行对比,说明数值模型能够较好地预测临界点燃条件。金属热颗粒与热辐射共同作用时,不同含水率燃料床的临界辐射热通量呈现出随颗粒温度和直径的增加而显著减小的趋势。热辐射持续供热能有效促进表层炭氧化反应维持,两者共同作用下点燃危险性增加。同时研究指出燃料含水率是影响点燃过程的重要因素。