熱顆粒和熱輻射共同作用陰燃點燃松針燃料床：數值研究

方 偉,張宏民,陳海翔,彭志紅

(中國科學技術大學火災科學國家重點實驗室,合肥,230026)

0 引言

飛火是野火及森林-城鎮交界域火災火場加速擴展的重要機制之一,其難以預測,并可在較大的地理空間誘發大量新的火點。2020年3月,四川省西昌大火中,火災蔓延過程中伴有多處飛火,造成多處火線速燃態勢。撲救過程中飛火切斷了撲救隊伍的撤退路線,最終導致19名撲救人員遇難[1]。2020年5月,云南省安寧市發生森林火災,受火場高溫大風、植被易燃等不利因素的影響,火場多次出現飛火引燃現象,形成北、西南等多條火線,導致火災撲救困難[2]。

最具經濟或社會災難性的野火集中在森林-城鎮交界域[3],森林-城鎮交界域火災主要以三種方式進行蔓延：火焰直接接觸、熱輻射和飛火引燃[4]。研究指出在環境風驅動的大火中,飛火是導致火災蔓延的主要機制[5]。有數據表明,至少50%的森林-城鎮交界域火災是由森林火災產生的飛火顆粒引燃引發的[6],一些火災案例中,飛火引燃的概率更高[7]。當前全球氣候變化導致火災季節延長[8],人類向森林等區域的活動和遷徙導致交界域面積不斷擴大,結構功能更趨復雜[9],野火發生的可能性不斷增長,飛火引燃的潛在危險性也不斷增大。

飛火引燃具體包括木質飛火顆粒引燃和輸電線路故障產生的金屬熱顆粒引燃。前人對飛火顆粒及金屬熱顆粒點燃交界域燃料進行了相關研究。Hadden等[10],Zak等[11],Urban等[12],Wang等[13]相繼開展了不同實驗條件下不同特性球形金屬顆粒點燃野外燃料的實驗。上述研究均表明點燃臨界溫度與顆粒直徑呈相似的雙曲線關系,即顆粒直徑增加,點燃所需的臨界溫度降低。不同于金屬熱顆粒,飛火顆粒的種類、尺寸等特性以及顆粒本身的燃燒特性受大量因素的影響,因此飛火顆粒作用下的點燃過程更趨復雜。利用風洞,Waterman和Takata[14]、Manzello等[15-17]、Plucinski和Anderson[18]、Ganteaume等[19]、Eills[20,21]進行了一系列試驗,研究了環境風作用下飛火顆粒點燃可燃材料的模式。在無風條件下,Viegas等[22]實驗研究了多種類型的飛火顆粒對地中海植被燃料的點燃模式。然而飛火顆粒和金屬顆粒點燃可燃物是一個涉及固相和氣相物理化學過程的復雜問題[23],點燃過程受顆粒和燃料床特性以及外部環境條件等眾多因素的影響[18],當前仍然有許多問題亟待解決[24]。

另一方面,關于交界域火災中的熱輻射點燃研究,主要圍繞火災產生的熱輻射特征[25,26]以及森林-城鎮交界域火災中火焰輻射點燃可燃物的特性[27,28]來開展。Boonmee和Quintiere[27]使用錐形熱源研究了輻射熱流作用時紅木自燃的點燃特性,指出當輻射熱通量低于40 kW/m2時,樣品在出現明火之前可能會先發生陰燃。McAllister等[29]選取兩種地中海地區的代表性野外燃料(Maritime pine needles and Kermes oak leaves),研究了燃料床在熱輻射作用下的引燃特性,指出燃料床點燃時間的倒數(1/tig)與入射輻射熱流呈線性關系,表現出熱薄型固體的熱行為。同時他們研究了體積分數對點燃過程的影響,指出松針燃料床體積分數越大,點燃延滯時間越小。

現有的研究主要關注于飛火顆粒和熱輻射單獨作用下點燃建筑構件或野外燃料。然而,研究表明存在飛火顆粒和熱輻射共同作用下點燃建筑或野外燃料的實際火災場景。Ramsay等[30]指出,在1994年的悉尼野火(Sydney wildland fires)中,75%的房屋由飛火顆粒點燃,25%的房屋在飛火顆粒和熱輻射共同作用下點燃。此外,Blanchi等[7]對2003年堪培拉山火(Canberra bushfires)的火災調查報告進行分析并指出,超過90%的房屋在飛火顆粒單獨襲擊以及飛火顆粒和熱輻射的共同作用下被點燃。

回顧現有關于飛火點燃和熱輻射點燃的相關研究,可以發現當前較為缺乏飛火顆粒和熱輻射共同作用下點燃固體燃料的相關研究。最近,Suzuki和Manzello[31]采用NIST dragon裝置,實驗研究了連續飛火顆粒和熱輻射共同作用下的點燃過程。然而,該研究為實驗統計性質,缺乏對耦合點燃物理過程的詳細描述。鑒于飛火點燃的復雜性,以及飛火顆粒特性(尺寸、溫度、材料等)描述的困難性,我們采用金屬熱顆粒代替飛火顆粒,實驗研究了金屬熱顆粒和熱輻射共同作用下陰燃點燃松針燃料床的過程和臨界條件,分析了耦合點燃機理[32]。本文進一步建立了金屬熱顆粒和熱輻射共同作用下陰燃點燃松針燃料床的二維數值模型,研究輻射熱通量強度、金屬熱顆粒特性(尺寸和溫度)和含水率對松針燃料床點燃規律的影響。作為基礎研究,此模型的開發有助于揭示金屬熱顆粒和熱輻射共同作用下的點燃機制。

1 陰燃點燃數值模型

1.1 模型計算域及假設

基于COMSOL Multiphysics多物理仿真軟件建立圖1所示二維數值模型,模型計算域由松針燃料床和金屬熱顆粒兩部分組成。為簡化研究,對模型進行如下假設：

圖1 二維數值模型計算域示意圖Fig.1 Schematic diagram of the calculation domain of the 2-D numerical model

(1)松針燃料床是各向同性、均勻的連續多孔介質,熱物性為常數[33]。燃料為灰體,且入射輻射熱通量直接施加在燃料床的頂部[34],作為邊界條件的一項。

(2)熱顆粒完全包裹于燃料床內部,且靠近燃料上表面。金屬顆粒對燃料床的傳熱作用僅通過接觸熱傳導來完成,且忽略外部輻射對顆粒溫度的影響。金屬顆粒性質均一,內部無溫度梯度(Bi?0.1)[35]。

(3)燃料熱解產生的氣體迅速離開燃料床表面,燃料床內部的氣體密度始終為定值,滿足理想氣體公式。

(4)燃料床底表面為絕緣表面,即不存在物質與熱量的交換。

(5)不考慮燃料體積變化,使用密度縮減模型表示燃料床的消耗情況[36]。

1.2 化學動力學

本文建立的二維陰燃點燃模型采用水分蒸發(dr),松針熱解(np),燃料氧化(fo)和炭氧化(co)四步化學反應機制[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表示各組分的化學計量數。模型假設燃料床由水分、原始燃料和炭三部分組成,基于假設(5),用各組分的容積密度表示燃料床的構成,則ρ1=m1/VFB,ρ2=m2/VFB,ρ3=m3/VFB,式中VFB表示燃料床的總體積,為定值;mi和ρi分別表示各組分的質量和容積密度,下標1,2,3分別表示水分、干燥燃料和炭。

每一步反應的反應速率用阿倫尼烏斯公式的形式表示為：

(2)

(3)

(4)

(5)

式(2)～式(5)中,A和E分別表示各步反應的指前因子和活化能;下標1,2,3,4分別表示水分蒸發、熱解、燃料氧化以及炭氧化;YO2表示空氣中氧氣的質量分數。αi為各組分的轉化率,表示為式(6),其中m0,i和ρ0,i分別表示各組分的初始質量和實密度。模型的化學動力學參數如表1所示。

表1 本模型中使用的化學動力學參數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

模型的固相總質量方程及各組分的質量守恒方程如式(7)～式(10)所示：

ρ=ρ1+ρ2+ρ3

(7)

(8)

(9)

(10)

燃料床內部氣體的質量守恒方程為：

(11)

其中,φ為燃料床的孔隙率,DO2為氧氣的擴散系數。

金屬熱顆粒的能量方程為：

(12)

燃料床能量方程為：

(13)

式(12)和式(13)中,下標p和f分別表示金屬顆粒和燃料,k為熱傳導系數,ΔHi(i=1,2,3,4)為各步反應的反應熱,取值如表1所示。

1.4 初始及邊界條件

為求解上述非穩態偏微分方程,模型相關初始條件及邊界條件如下。式(14)和式(15)分別表示燃料床和金屬熱顆粒的初始溫度;式(16)表示氧氣的初始體積分數;式(17)～式(19)表示組分的初始容積密度,其中MC′和ρb0分別表示燃料的含水率和初始容積密度。

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)

基于假設(1),燃料床上表面接收輻射熱通量,同時與外界環境通過對流和輻射進行熱交換,上表面的溫度邊界條件如式(20)所示。式(21)～式(24)分別表示燃料床側面溫度邊界條件、燃料床底部溫度邊界條件、上表面氧濃度邊界條件和燃料床底部氧濃度邊界條件。

(20)

(21)

(22)

YO2=0.23

(23)

(24)

表2 模型其他相關參數取值Table 2 Values of other relevant parameters in this model

模型采用自適應三角形網格,計算時間為600 s,時間步長為0.1 s。為對模型進行網格敏感性分析,對模型計算域網格進行細化,同時將時間步長縮短為0.01 s。細化網格并縮短時間步長的模型計算時間比原來增加了10倍以上,而計算結果誤差在1%以內。因此綜合考慮模型計算準確性和計算時間經濟性,本模型選取的時間步長和網格質量是合適的。

模型考慮表3所示的三組工況,分別是金屬熱顆粒單獨作用、熱輻射單獨作用以及金屬熱顆粒和熱輻射共同作用下點燃松針燃料床。通過檢查陰燃前沿能否從顆粒傳播至少10 mm并在該點顯示為穩定或加速的陰燃傳播來判定陰燃點燃是否發生[38],陰燃的特征溫度為500 ℃[13]。金屬顆粒(SS304)的熔點為1 399 ℃～1 455 ℃,故本文中金屬顆粒溫度不超過1 400 ℃。

表3 計算工況Table 3 Calculation conditions

2 結果與討論

2.1 熱顆粒單獨作用

不同燃料含水率下,不同粒徑金屬熱顆粒單獨作用時陰燃點燃的臨界溫度如圖2所示。圖2中空心點為數值計算結果;實心誤差棒為Wang等[13]的實驗數據,誤差棒表示點燃概率為0.05和0.95所對應的點燃溫度,空心方形點線和三角點線分別表示燃料含水率為6%和15%的實驗工況下的50%點燃概率邊界。需要強調的是,圖2中選取的Wang等[13]的實驗在2 m/s風速下進行。

圖2 熱顆粒單獨作用時的臨界點燃溫度?？招姆叫吸c線和三角點線分別表示燃料含水率為6%和15%的實驗工況下,50%點燃概率邊界(數據來源：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])

與Wang等[13]的研究相比,含水率為6%時,數值計算所得的臨界溫度略低于實驗結果,但數值結果與實驗結果表現出一致的變化趨勢,且數值結果均處于誤差棒之間,說明模型預測的臨界值較為準確。燃料含水率為15%的工況下,當顆粒直徑<9 mm時,數值計算得到的臨界點燃溫度對顆粒直徑的變化更為敏感;當顆粒直徑>9 mm,實驗結果與數值預測值具有較好的一致性。同時數值結果表明,不同含水率下陰燃點燃所需的臨界溫度與顆粒直徑呈雙曲線關系,即顆粒直徑增加,臨界溫度降低,這種關系對小顆粒更加明顯。這一結論與Wang等[13]、Urban等[38,42]以及Zak等[11]的研究結果相一致。

金屬顆粒點燃可燃物是一個涉及固相和氣相物理化學過程的復雜問題[23]。金屬顆粒能否點燃可燃物受顆粒、燃料床、外部環境條件以及顆粒在燃料床上的著陸特征等眾多因素的影響[18]。數值結果對燃料含水率變化表現出更高的敏感性,與實驗結果存在一定的誤差,但反映出相同的變化規律,因此數值模型仍具有較高的合理性和準確性。

圖3呈現了直徑為8 mm,初始溫度分別為700 ℃和800 ℃的熱顆粒單獨作用于含水率為6%的松針燃料床時,燃料床不同位置的溫度以及氧氣質量分數隨時間變化的關系圖,圖3中坐標表示為(r,z)。當熱顆粒初始溫度為700 ℃時(圖3(a)),燃料床在熱顆粒的加熱作用下先快速升溫,熱顆粒加熱導致燃料發生熱解和氧化,因此氧氣質量分數呈現出與溫度相反的變化趨勢。由于顆粒能量較低,放出的能量不足以形成穩定的陰燃前沿,燃料床溫度逐漸降低,氧氣質量分數逐漸恢復至正常大氣濃度。初始溫度為800 ℃的熱顆粒作用時(圖3(b)),燃料床不同位置的溫度持續升高至陰燃特征溫度,縱向各點的氧氣質量分數不斷下降,說明燃料氧化及炭氧化反應持續進行,陰燃前鋒持續蔓延。熱顆粒單獨作用時,由于燃料床表面的對流冷卻作用,顆粒在縱向表現出更強的加熱能力。

圖3 直徑為8 mm,初始溫度為(a)700 ℃(b)800 ℃的熱顆粒單獨作用時,含水率為6%的燃料床不同位置的溫度和氧氣質量分數隨時間變化圖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 熱輻射單獨作用

熱輻射單獨作用下,數值計算得到含水率為6%和15%的松針燃料床的點燃臨界輻射熱通量分別為16.7 kW/m2和18.5 kW/m2。Mindykowski等[43]的實驗研究指出,體積分數為0.02～0.08間的海岸松針(Maritime pine needles)燃料床的臨界輻射熱通量在12.50 kW/m2～15.00 kW/m2之間,體積分數為0.023的橡樹葉(Kermes oak leaves)的臨界輻射熱通量為17.50 kW/m2。本數值模型使用的松針燃料床的體積分數為0.06,數值計算所得的臨界輻射熱通量與前人的實驗研究結果較為接近。

圖4所示為熱輻射單獨作用時,不同含水率燃料床表面最高溫度隨時間的變化。從圖4中可以看出,施加熱輻射的瞬間,燃料床的表面溫度開始快速上升,隨后溫度變化趨于平緩。外加輻射熱通量低于臨界值時,溫度基本維持不變,說明燃料表面達到了熱平衡。當外加輻射熱通量高于臨界值時,溫度逐漸升高達到點燃條件,燃料床被點燃,溫度曲線出現向上的突變。輻射熱通量越大,出現溫度突變的時間越早,說明點燃延滯時間越短。

圖4 熱輻射單獨作用時,燃料床表面溫度隨時間的變化(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

數值結果同時表明,高輻射熱通量下(>25 kW/m2)燃料床含水率對點燃過程的影響較小,溫度變化及點燃過程表現出相似的變化趨勢;較低輻射熱通量下(20 kW/m2～22.5 kW/m2),含水率為15%的燃料床的點燃延滯時間相較含水率為6%的工況有所延長。輻射熱通量在點燃臨界熱通量以下時,燃料床表面達到熱平衡時的溫度與燃料含水率無關。

2.3 熱顆粒和熱輻射共同作用

熱顆粒和熱輻射共同作用時,不同溫度熱顆粒點燃不同含水率燃料床所需的臨界輻射熱通量與熱顆粒直徑的關系如圖5所示。圖5中空心劃線和實心實線分別表示含水率為6%和15%的燃料床點燃所需的臨界輻射熱通量。6%含水率的工況中,共同作用時熱顆粒能夠顯著降低點燃所需的臨界輻射熱通量。不同溫度的熱顆粒,臨界輻射熱通量隨顆粒直徑增加而減小,表現出一致的變化趨勢。結合圖2分析,熱輻射的作用也能使熱顆粒單獨作用下未點燃的工況發生點燃,大大增加了火災發生的可能性,嚴重威脅森林-城鎮交界域的生命財產安全,因此伴隨飛火和熱輻射共同作用的火災十分危險。同時燃料含水率對共同作用下的點燃臨界輻射熱通量有較大影響,含水率越大,點燃所需臨界輻射熱通量越高。

圖5 熱顆粒和熱輻射共同作用時的臨界輻射熱通量與顆粒直徑及溫度的關系,其中空心劃線和實心實線分別表示燃料含水率為6%和15%的工況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 共同作用下的點燃機理分析

圖6表示直徑為8 mm,初始溫度為700 ℃的熱顆粒單獨作用時,燃料床(MC′=6%)不同位置的水分蒸發速率、熱解速率、燃料氧化速率和炭氧化速率的變化。顆粒作用的初期階段,燃料床的溫度迅速升高,顆粒周圍發生較為劇烈的水分蒸發反應(圖6(a)),僅在點(0,-11)觀察到緩慢的且持續時間較長的熱解反應和燃料氧化反應(圖6(b)和圖6(c)),僅在點(0,-11)處觀察到相當緩慢的炭氧化反應(圖6(d))。由于顆粒溫度較低,熱顆粒周圍的燃料發生氧化反應放出的熱量不足以克服冷卻作用,最終燃料床未能被點燃(溫度低于500 ℃[13])。

圖6 初始溫度為700 ℃,直徑為8 mm的熱顆粒作用時,含水率為6%的燃料床不同位置的(a)水分蒸發速率、(b)熱解速率、(c)燃料氧化速率和(d)炭氧化速率隨時間的變化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)

圖7所示為熱顆粒和熱輻射共同作用時(顆粒直徑為8 mm,初始溫度為700 ℃;熱輻射強度為2 kW/m2),燃料床被成功點燃過程中不同位置的水分蒸發速率、熱解速率、燃料氧化速率和炭氧化速率隨時間變化的關系圖。共同作用時,外界熱輻射的持續加熱抵消燃料床表面熱損的同時,也使燃料床整體溫度不斷升高,提供了維持化學反應所需的能量,使燃料床的多步反應能夠持續進行,最終成功點燃燃料床。結合圖6以及圖7分析得出,共同作用時燃料的熱解、氧化以及炭氧化主要發生在燃料床表面。說明在熱顆粒和熱輻射共同作用下,先由金屬熱顆粒加熱燃料床形成一定厚度的炭層,輻射提供大量熱量使燃料床溫度升高,并提供了維持反應所需的熱量,最終導致陰燃前鋒自維持蔓延,使燃料床點燃。

圖7 初始溫度為700 ℃,直徑為8 mm的熱顆粒與2 kW/m2的輻射熱通量共同作用時,含水率為6%的燃料床不同位置的(a)水分蒸發速率、(b)熱解速率、(c)燃料氧化速率和(d)炭氧化速率隨時間的變化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 結論

飛火和熱輻射是交界域火災蔓延的主要途徑,現有的研究主要關注于兩者獨立作用下的點燃,當前缺乏兩者共同作用下點燃交界域固體可燃材料的相關研究。由于飛火顆粒表征的復雜性,本文利用金屬熱顆粒代替飛火顆粒,采用水分蒸發(dr),松針熱解(np),燃料氧化(fo)和炭氧化(co)四步化學反應機制,建立了熱顆粒和熱輻射共同作用以及熱顆粒和熱輻射單獨作用點燃松針燃料床的二維數值模型,模擬了燃料床陰燃點燃過程。

數值模擬計算得到了熱顆粒和熱輻射單獨作用下點燃以及共同作用點燃的臨界條件,分析了燃料床的點燃過程,通過與實驗數據進行對比,說明數值模型能夠較好地預測臨界點燃條件。金屬熱顆粒與熱輻射共同作用時,不同含水率燃料床的臨界輻射熱通量呈現出隨顆粒溫度和直徑的增加而顯著減小的趨勢。熱輻射持續供熱能有效促進表層炭氧化反應維持,兩者共同作用下點燃危險性增加。同時研究指出燃料含水率是影響點燃過程的重要因素。