作为一种天然环保材料，木材被广泛应用于建材、家具、工艺品中。与金属材料不同，木材不易导电，且在一定温度和强度范围内能延缓脆性断裂的发生，因而许多木质结构与工艺品能被长期使用。然而，木材是一种可燃材料。木材的主要成分为纤维素、半纤维素和木质素[1-2]，通常在200℃左右开始发生热解[3]。一旦周围有明火火源存在，木材产生的热解气体可以迅速被点燃，进而木材发生炭化开裂，并改变其力学性能[4]。针对木材的燃烧过程，国内外学者开展了实验研究，获得了不同树种、不同外部辐射热流下的热释放速率(heat release rate, HRR)等参数随时间的变化[5-9]，揭示了木材热解炭化过程中的开裂现象及几何形态的变化规律[10-14]、木结构表面火蔓延行为[15-17]、木材受火时从表面向内部的炭化速率[18]等。这些认识有助于深入理解木材的热解、燃烧与炭化过程。
前人实验选用的实验样本多为相对均质的人造板材或避开缺陷的原木[6, 8, 19]，这些实验样本在选择时通常尽可能要求样本结构相近且形状规则，以确保实验的可重复性，并有利于比较不同板材成分或不同树种间的燃烧特性。然而，在实际应用中，原木切割而成的板材结构可能存在较大差异。一方面，对于同一树种，树木在生长过程中受气候条件、光照、环境温度的影响，生长速率随时间不断变化。随着树龄的增长，木材内部会形成不同间距、形态和颜色的年轮结构[2]。当树木被砍伐后切割制成木材时，这些不规则的年轮会形成随机且复杂的密度分布及纹理结构，进而可能影响木材的燃烧特性。另一方面，对于不同树种，其结构特性与机械强度各不相同。部分树种制成的板材密度、结构较为均匀，例如白松；而部分树种难以避免木节等结构缺陷[1-2]，例如杉木。木节是枝干在树木主干内的表现形式，木材被切割制作成板材后，木节区域的密度、含水率、导热系数等参数都与主干显著不同，进而可能改变木材整体的燃烧特性。在真实的木结构中，出于节约成本、防虫、美观等原因，不同树种、纹理、木节等均可能存在于同一木构件中，因此有必要进一步研究不同树种、不同结构影响下的木材燃烧特性。
综上所述，本文利用火焰蔓延量热仪(fire propagation apparatus, FPA，由英国Fire-Testing-Technology公司生产，适用于ASTM E2058和ISO 12136标准)，对3种小尺寸原木板(白松、辐射松、杉木)在3种外部辐射热流加热条件下(15、20、30 kW/m2)开展燃烧特性实验，以获得不同外部辐射热流、树种、纹理及木节影响下原木样本的热释放速率曲线及典型的燃烧行为，从而加深对树种、纹理以及结构缺陷影响下木材燃烧特性的理解。
1 工况设置及样本选择小尺寸原木燃烧特性实验在FPA下进行。FPA装置主要包括燃烧腔室、辐射热源、天平和烟气分析仪。实验开始前，木材样本的5个表面被防火棉和铝箔纸包裹以绝热，只留上表面暴露于外界环境。实验过程中，该表面置于燃烧腔室内部，由辐射热源提供恒定的辐射热流，同时木材表面正中心上方1 cm高度处放置一点火源(火焰高度为1 cm的乙烯小火苗，此点火源是实验装置的标准火源)对木材进行引燃。为比较不同外部辐射强度对木材的引燃能力以及燃烧性能的影响，本实验选取的3种外部辐射热流分别为15、20和30 kW/m2，其中15 kW/m2接近于存在火源条件下可引燃木材的临界热流[20]。实验开始后，一旦木材开始燃烧，点火源立刻被撤走，由辐射热源继续对木材进行加热。燃烧生成的气体进入气体分析仪，通过耗氧法计算热释放速率。通过小尺寸原木燃烧特性实验，可以研究木材燃烧行为、热释放速率、点火时间、炭化锋面发展等，同时可以比较不同纹理结构、木节缺陷对木材燃烧特性的影响。
本实验选取白松、辐射松和杉木3种树种开展燃烧实验，每一外部辐射热流下进行3~4组重复实验。3种树种样本都是由原木切割而成的方板，尺寸均为9 cm×9 cm×1 cm，切割后置于环境中达到平衡含水率((8.5±0.8)%)。制备的样本如图 1所示，其表观密度分布如表 1所示。通过比较可以发现，3种树种样本的颜色、纹理、密度分布均存在区别。对于白松，其样本表面光滑、纹理较浅、质地较为均匀，几乎无缺陷，密度均小于400 kg/m3，且不同样本间密度差异在5%以内。对于辐射松，其样本颜色比白松深，不同树龄、从不同部位切割的辐射松板材纹理差异较大，如图 1所示，既存在纹理较浅、分布较稀疏的样本，也存在纹理清晰、分布紧密的样本。同样是辐射松，疏纹理的密度均值为392.5 kg/m3，而密纹理的密度均值为468.8 kg/m3，存在较大差异。对于杉木，本实验选取的杉木树种整体纹理紧凑，且表面较粗糙。同时，杉木表面可见形状大小各异的木节，如图 1所示。木节的存在导致杉木样本的密度波动比辐射松更大。无木节区域制作的样本密度均值为357.1 kg/m3。在选取有木节的杉木样本时，尽量选择木节形状及大小相近的样本。有木节缺陷的样本平均密度更大，均值为437.0 kg/m3，并且波动也更明显。
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| 图 1 实验样本 |
| 树种 | 外部辐射热流/
(kW·m-2) |
密度/
(kg·m-3) |
| 白松 | 15 | 374.6±14.3 |
| 20 | ||
| 30 | ||
| 辐射松 | 15 | 疏纹理392.5±27.3 |
| 20 | ||
| 30 | ||
| 15 | 密纹理468.8±37.5 | |
| 20 | ||
| 30 | ||
| 杉木 | 15 | 无缺陷357.1±33.6 |
| 20 | ||
| 30 | ||
| 15 | 有木节437.0±46.8 | |
| 20 | ||
| 30 |
2 白松燃烧特性
在白松的FPA燃烧实验中，样本经历了缓慢热解炭化、点燃、剧烈燃烧、裂纹扩展、火焰衰退至熄灭等过程。图 2展示了外部辐射热流为30 kW/m2下的实验现象与热释放速率变化曲线。如图 2a所示，实验开始后，白松逐渐热解炭化，表面最靠近点火源处炭化程度最为显著，同时纹理线处颜色也明显加深。随着热量的积累，木材表面附近热解气体浓度逐渐升高，木材由于炭化收缩和受热膨胀的双重影响而发生形变。到230 s，木材表面靠近点火源处率先出现裂纹。此时，木材内部未完全炭化的区域开始暴露于加热环境中，热解气体浓度进一步升高，达到点火条件，进而被点火源点燃。随后裂纹快速扩展，木材表面更多热解气体参与燃烧，到240 s时，木材表面的火焰高度显著增加。
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| 图 2 白松FPA实验结果及热释放速率曲线(外部辐射热流为30 kW/m2) |
从240 s到275 s，木材表面全部参与燃烧并快速变黑，形成炭层，同时裂纹发生扩展。裂纹更倾向沿垂直纹理的方向发展，这与文献中观察到的现象类似[12-13]。在275 s至350 s，白松表面炭层逐渐增厚，表面明火显著减弱。这一现象是因为炭层的导热能力远小于未炭化的木材，尽管裂纹已经逐渐向木材内部发展，但白松表面向木材内部传递热量的能力明显降低，热解气体生成速率缓慢。同时，供应到木材缝隙内部的氧气浓度较低。因此，到第350 s，明火只存在于裂缝附近，此时表面已完全炭化，白松表面形成一层灰白色的灰烬。
比较第275 s和第350 s的燃烧情况可以发现，燃烧过程中木材明显向外凸起，结构变得疏松，且裂纹进一步变宽。木材形变导致开裂加剧，开裂面积的增加使得更多氧气供应到木材内部，从而沿缝隙处重新产生较为强烈的明火。随后，整块木材开始了新一轮的剧烈燃烧，火焰强度明显增加，开裂变形进一步加剧，如第475 s图像所示。燃烧一段时间后，未炭化区域逐渐烧尽，火焰逐渐减小，如第545 s图像所示。直到600 s左右，燃烧过程趋于停止，不再能观察到明火。比较实验前后的白松样本可以发现，样本明显呈现向外部凸起的趋势，结构变形较为显著。
图 2a所示的燃烧过程对应的热释放速率变化曲线如图 2b所示。可以看出，木材被点燃前，热释放速率在0 kW/m2附近波动。随着木材在第230 s被点燃，热释放速率在30 s内增加到约123.1 kW/m2，对应于剧烈的燃烧现象。此后，随着炭层的逐渐积累增厚，木材燃烧释放的热量逐渐减小，在375 s达到热释放速率最低值58.2 kW/m2。此时，尽管明火逐渐减小，但热释放速率只有小幅降低，这可能是因为木材内部同时在进行缓慢的阴燃过程。随着木材的进一步变形，裂纹内部重新形成明火，热释放速率再次增加，到475 s增加至峰值157.4 kW/m2。随后，未炭化区域逐渐减小，热释放速率随之降低。
对比研究了白松样本在不同外部辐射热流下的热释放速率曲线，各组重复性实验(重复3次)结果如图 3所示。当外部辐射热流为15 kW/m2时，即热流大小处于点燃的临界热流附近，从图 3a可以看出，白松样本需经过2 000 s以上的时间才能被点燃，在点燃前热释放速率始终在0 kW/m2附近波动，点燃后热释放速率最高能达到约120 kW/m2。对比3组重复性实验结果，木材从点燃到熄灭对应的时长以及热释放速率峰值较为接近，但点燃时间最大有900 s的差异，约占均值的35%。有学者利用锥形量热仪测得刨花板、纤维板等均质人造板材的点燃时间，发现在相同外部辐射热流下点燃时间的差异约占均值的10%[19, 21]，小于本实验结果。可见，本实验中点燃时间的差异既受到实验随机误差的影响，也来源于原木的非均质性。当外部辐射热流增加到20 kW/m2，白松的点燃时间缩短到600~900 s之间，重复实验差异在300 s左右，差异相对缩小，此时热释放速率峰值升至约170 kW/m2，显著高于15 kW/m2的结果，如图 3b所示。进一步提高外部辐射热流到30 kW/m2，点燃时间降低到200 s左右。此时，尽管外部辐射热流增大，但对应的热释放速率峰值变化不再显著，如图 3c所示。30 kW/m2外部辐射热流下，3次重复性实验的结果较为接近，这也从侧面反映出，随着外部辐射热流的增加，木材样本差异及实验误差对于木材点燃性能的影响逐渐减小。
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| 图 3 不同外部辐射热流下白松热释放速率(HRR)曲线重复性实验结果 |
木材充分燃烧后会形成大量灰烬。由于灰烬质量轻，可以近似认为木材燃烧后的总质量越轻，热解炭化反应程度越高，木材燃烧越充分。将不同外部辐射热流下白松的点燃时间、木材燃烧前后的质量差与燃烧前质量的比值(θ)列在表 2中。可见，随着外部辐射热流的增加，点燃时间变短，不同样本间的点燃时间差异也变小，同时燃烧也更加充分。
| 外部辐射热流/ (kW·m-2) | 点燃时间/s | θ/% |
| 15 | 2 575±459 | 78.0±0.7 |
| 20 | 688±145 | 82.3±0.1 |
| 30 | 222±8 | 85.8±1.4 |
3 辐射松燃烧特性
辐射松原木通常尺寸较大，不同切割位置和切割方法获得的板材可呈现不同纹理。本节选取不同辐射松纹理结构分析纹理对木材燃烧特性的影响。不同的纹理对应不同的密度分布，其中纹理较密的辐射松样本具有更高的表观密度，这通常是因为样本取自木材内部具有更为紧凑的细胞结构的区域或是取自心材。
第2节已观察到木材燃烧时，纹理会影响裂纹扩展的方向，优先形成垂直于纹理方向的裂纹。此外，本节实验发现，纹理的存在也在一定程度上影响点燃初期木材表面炭化锋面的推进过程，如图 4a所示。与白松类似，辐射松在加热过程中表面靠近点火源附近率先炭化并开裂。当热解气体浓度达到点燃条件时，火焰在炭化程度较深的区域出现，随后沿表面发生扩展。对于纹理较为稀疏的辐射松样本，炭化从点燃位置向各个方向均匀扩展，炭化锋面轮廓较为连贯。然而，对于纹理排布密集的辐射松，炭化锋面出现了明显的2个台阶状转折，如图 4a中白色箭头所示。为分析转折产生的原因，图 4b展示了密纹理样本炭化锋面的推进过程。图 4b中白色虚线为该样本主要的纹理结构，可以看出纹理分布相对均匀，纹理间距大约1 cm。图 4b中0 s定义为辐射松被点燃时刻，此时木材表面仅在靠近火源处发生炭化。随后，木材表面的炭化区域迅速扩展，到第4 s，炭化长度在平行于纹理线方向上显著增加，而垂直于纹理方向的炭化锋面也已经跨过新的一条纹理。此时，炭化前锋轮廓在两个方向上已经开始呈现一定的差异性。到第10 s，垂直于纹理方向的炭化长度明显小于平行于纹理方向，这表明垂直方向的炭化速率小于平行方向。通过第10 s局部放大图可以看出，此时炭化锋面轮廓在纹理线处出现了明显的转折，且炭化过程在颜色较深的纹理线处受到抑制。当炭化锋面到达下一条纹理处(第15 s)，其在垂直于纹理方向上的扩展明显减慢。如图 4b中第15 s局部放大图所示，在一定时间内，炭化前锋停留在纹理线附近，垂直于纹理方向几乎无位移，而平行于纹理方向继续保持蔓延。到第30 s，平行于纹理方向炭化锋面已达到样本边缘，而垂直于纹理方向距离样本边缘还有较长距离，此时炭化锋区域轮廓线垂直于纹理继续向前推进。到第60 s，整个样本表面全部发生炭化，同时表面可见许多细小的裂纹。
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| 图 4 辐射松点燃后的火焰蔓延过程 |
炭化锋面在疏密纹理表面产生差异的原因以及在纹理线附近产生停留的原因，可能与木材物性参数的各向异性有关。炭化的发展与热量传递相关。通常认为当木材温度达到一定值时即发生炭化[22]，由于热量在木材内部的传递方式主要为热传导，进而炭化速率与导热系数相关。木材的密度、比热容和导热系数分别记为ρ、Cp和λ，则特定时间间隔t内热量可传递的距离L有[23]
| $ {L^2} \propto \lambda t/\left( {\rho {C_p}} \right). $ | (1) |
即L∝λ0.5。木材的热物性在平行和垂直于纹理方向具有显著差异。根据木材热物性实验，平行于纹理方向的导热系数大概是垂直于纹理方向的1.5~2.5倍[1, 3, 24]，此结果可以近似解释本实验观察到的现象。
图 5展示了不同外部辐射热流下，疏纹理样本和密纹理样本的热释放速率曲线重复性实验(每种纹理重复3次)结果。同时，表 3展示了3种外部辐射热流条件下对应的点燃时间。对于外部辐射热流为15 kW/m2工况，疏纹理样本对应的点燃时间均值为986 s，密纹理样本对应的点燃时间均值为1 518 s，相差超过500 s。这一差异可能与样本密度相关。对于纹理更密的辐射松，其密度更大，相同加热条件下将样本加热至点燃条件所需时间更长。此外，观察图 5a，疏纹理样本对应的热释放速率峰值略小于密纹理样本。对于外部辐射热流20和30 kW/m2工况，两种纹理对应的热释放速率变化趋势相同。总体而言，无论外部辐射热流大小，疏纹理样本对应的点燃时间均早于密纹理样本，疏纹理样本对应的热释放速率峰值略小于密纹理样本。但与此同时，随着外部辐射热流的增大，疏密纹理间点燃时间和热释放速率峰值的差异逐渐缩小，各组重复性实验间的差异也逐渐降低。
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| 图 5 不同纹理下辐射松的热释放速率(HRR)曲线重复性实验结果 |
| 样本特点 | 外部辐射热流/ (kW·m-2) | 点燃时间/s | θ/% |
| 疏纹理 | 15 | 986±97 | 83.2±0.9 |
| 20 | 385±17 | 83.4±1.0 | |
| 30 | 145±6 | 86.5±0.9 | |
| 密纹理 | 15 | 1 518±251 | 82.8±0.9 |
| 20 | 539±87 | 83.5±1.1 | |
| 30 | 187±17 | 85.6±1.8 |
由表 3还可以发现，无论纹理疏密，燃烧前后样本的质量差与燃烧前质量的比值θ随外部辐射热流的变化较小，且在相对较低的外部辐射热流下，辐射松的燃烧充分程度比白松更高。
4 杉木燃烧特性常见杉木样本中通常含有木节等结构缺陷。木节是一种木材的天然缺陷，是受树木自身基因或外界环境的影响所形成的结构。在原木制作成木板后的干燥过程中，有木节区域易发生开裂[1-2]。为研究木节对燃烧特性的影响，本文将带有木节的木板样本在FPA下进行实验，木节被加热后的典型实验现象如图 6所示。在木材被点燃前，木节表面由于加热作用开始析出液体并冒泡，这可能由于有木节区域通常含有丰富的树脂等成分[2]，这些成分随着木材整体温度的升高会发生析出与沸腾。
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| 图 6 点燃前木节处典型的液体析出现象 |
无缺陷杉木样本和有木节杉木样本燃烧过程的热释放速率曲线重复性实验(两种样本在外部辐射热流15和20 kW/m2下重复3次，在外部辐射热流30 kW/m2下重复4次)结果如图 7所示。总体来看，木节的存在对热释放速率曲线会产生一定程度的影响。如图 7a所示，当外部辐射热流为15 kW/m2时，有木节样本对应的点燃时间均值从2 433 s提前至1 106 s，对应的峰值热释放速率也略有提高。点燃时间的提前可能是因为木节附近存在缝隙，易于开裂，从而使更大面积的木材参与初期的热解过程。受样本中木节随机性和实验误差的影响，有木节样本的点燃时间差异相对更大。热释放速率的增加源于该样本密度相对较大，同时木节区域树脂含量较高，树脂可能参与燃烧，进而增加了热释放速率数值。当外部辐射热流增加到20 kW/m2，如图 7b所示，此时有木节样本对应的热释放速率依然略高于无缺陷样本，但样本间点燃时间的差异逐渐降低。进一步增加外部辐射热流至30 kW/m2，峰值热释放速率的差异逐渐减小，如图 7c所示。
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| 图 7 无缺陷杉木样本和有木节杉木样本燃烧过程的热释放速率(HRR)曲线重复性实验结果 |
表 4列出了杉木样本实验的结果。可以看出，在15 kW/m2外部辐射热流下，杉木样本的燃烧程度略低。随着外部辐射热流的提高，杉木样本的燃烧程度显著提高；同时，有、无缺陷的样本点燃时间和燃烧程度的差异逐渐减小。
| 样本特点 | 外部辐射热流/ (kW·m-2) | 点燃时间/s | θ/% |
| 无缺陷 | 15 | 2 433±281 | 74.6±1.2 |
| 20 | 637±89 | 81.7±2.9 | |
| 30 | 169±11 | 81.9±1.1 | |
| 有木节 | 15 | 1 106±336 | 76.2±1.4 |
| 20 | 658±24 | 81.8±1.7 | |
| 30 | 205±58 | 84.6±0.6 |
5 结论
本文开展白松、辐射松和杉木3种原木的小尺寸样本FPA实验，以研究不同外部辐射热流下木材的燃烧特性，以及不同树种、不同纹理、结构缺陷(木节)对木材燃烧过程的影响。主要结论如下：
1) 原木在燃烧过程中经历缓慢热解炭化、点燃、剧烈燃烧、裂纹扩展、火焰衰退至熄灭等阶段。由于原木样本的非均质性及实验随机误差的影响，在较低外部辐射热流条件下，各样本的点燃时间和热释放速率峰值存在较大差异。对于均质板材，其重复性实验差异在10%以内；而对于原木，外部辐射热流为15 kW/m2工况对应的重复性实验差异约35%，体现了原木非均质结构对其燃烧特性的影响，但这一差异随外部辐射热流的增加而逐渐减小。
2) 纹理在一定程度上影响点燃初期的炭化锋面蔓延过程。随着木材表面被引燃，炭化区蔓延过程中平行于纹理方向上的炭化锋面的蔓延速率高于垂直于纹理方向上的，两个方向蔓延速率的差异可以用木材的导热系数存在各向异性来解释。木材纹理越紧密，对应材料密度越大，样本被点燃所需时间越长，热释放速率峰值越高。例如，在外部辐射热流15 kW/m2下，辐射松疏、密纹理样品的点燃时间差异达500 s以上。但这一差异随着外部辐射热流的增加而减小。
3) 结构缺陷会对燃烧过程产生一定影响。当木材存在木节时，由于木节中含有树脂，板材的木节区域在加热过程中会有液体析出并沸腾。在相对较低的外部辐射热流下，木节的存在可以使点燃时间提前，同时使热释放速率峰值也略有增加。随着外部辐射热流的增加，木节对于燃烧过程的影响逐渐减弱。
| [1] |
DINWOODIE J M. Timber: Its nature and behaviour[M]. London, UK: E & FN Spon, 2000.
|
| [2] |
ROSS R L. Wood handbook: Wood as an engineering material[R]. General Technical Report FPL-GTR-190. Madison, USA: Forest Products Laboratory, USDA Forest Service, 2010.
|
| [3] |
王苏盼, 黄鑫炎, 李开源. 木质材料火灾研究: 前沿与展望[J]. 工程热物理学报, 2021, 42(10): 2700-2719. WANG S P, HUANG X Y, LI K Y. A review of fire research on wood materials: Research advances and prospects[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2021, 42(10): 2700-2719. (in Chinese) |
| [4] |
DINWOODIE J M. Timber: A review of the structure- mechanical property relationship[J]. Journal of Microscopy, 1975, 104(1): 3-32. DOI:10.1111/j.1365-2818.1975.tb04002.x |
| [5] |
REGAN J W. Heat release rate characterization of NFPA 1403 compliant training fuels[J]. Fire Technology, 2021, 57(4): 1847-1867. DOI:10.1007/s10694-021-01092-3 |
| [6] |
MAAKE T, ASANTE J, MWAKIKUNGA B. Fire performance properties of commonly used South African hardwood[J]. Journal of Fire Sciences, 2020, 38(5): 415-432. DOI:10.1177/0734904120930342 |
| [7] |
HARADA T. Time to ignition, heat release rate and fire endurance time of wood in cone calorimeter test[J]. Fire and Materials, 2001, 25(4): 161-167. DOI:10.1002/fam.766 |
| [8] |
HAO H L, CHOW C L, LAU D. Effect of heat flux on combustion of different wood species[J]. Fuel, 2020, 278: 118325. DOI:10.1016/j.fuel.2020.118325 |
| [9] |
XU Q F, CHEN L Z, HARRIES K A, et al. Combustion and charring properties of five common constructional wood species from cone calorimeter tests[J]. Construction and Building Materials, 2015, 96: 416-427. DOI:10.1016/j.conbuildmat.2015.08.062 |
| [10] |
WANG S P, DING P F, LIN S R, et al. Deformation of wood slice in fire: Interactions between heterogeneous chemistry and thermomechanical stress[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2021, 38(3): 5081-5090. DOI:10.1016/j.proci.2020.08.060 |
| [11] |
ISHIKAWA T, MIZUNO K, KAJIYA T, et al. Structural decay and flame retardancy of wood as a natural polymer[J]. Combustion Science and Technology, 2005, 177(4): 819-842. DOI:10.1080/00102200590917301 |
| [12] |
FERRANTELLI A, BAROUDI D, KHAKALO S, et al. Thermomechanical surface instability at the origin of surface fissure patterns on heated circular MDF samples[J]. Fire and Materials, 2019, 43(6): 707-716. DOI:10.1002/fam.2722 |
| [13] |
LI K Y, HOSTIKKA S, DAI P, et al. Charring shrinkage and cracking of fir during pyrolysis in an inert atmosphere and at different ambient pressures[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2017, 36(2): 3185-3194. DOI:10.1016/j.proci.2016.07.001 |
| [14] |
LI K Y, MOUSAVI M, HOSTIKKA S. Char cracking of medium density fibreboard due to thermal shock effect induced pyrolysis shrinkage[J]. Fire Safety Journal, 2017, 91: 165-173. DOI:10.1016/j.firesaf.2017.04.027 |
| [15] |
LYONS P R A, WEBER R O. Geometrical effects on flame spread rate for wildland fine fuels[J]. Combustion Science and Technology, 1993, 89(1-4): 153-165. DOI:10.1080/00102209308924106 |
| [16] |
DAHANAYAKE K C, YANG Y Z, WAN Y, et al. Study on the fire growth in underground green corridors[J]. Building Simulation, 2020, 13(3): 627-635. DOI:10.1007/s12273-019-0595-4 |
| [17] |
HASBURGH L E, CRAFT S T, VAN ZEELAND I, et al. Relative humidity versus moisture content relationship for several commercial wood species and its potential effect on flame spread[J]. Fire and Materials, 2019, 43(4): 365-372. DOI:10.1002/fam.2707 |
| [18] |
FRANGI A, FONTANA M. Charring rates and temperature profiles of wood sections[J]. Fire and Materials, 2003, 27(2): 91-102. DOI:10.1002/fam.819 |
| [19] |
SHIELDS T J, SILCOCK G W, MURRAY J J. The effects of geometry and ignition mode on ignition times obtained using a cone calorimeter and ISO ignitability apparatus[J]. Fire and Materials, 1993, 17(1): 25-32. DOI:10.1002/fam.810170105 |
| [20] |
BARTLETT A I, HADDEN R M, BISBY L A. A review of factors affecting the burning behaviour of wood for application to tall timber construction[J]. Fire Technology, 2019, 55(1): 1-49. DOI:10.1007/s10694-018-0787-y |
| [21] |
TSAI K C. Orientation effect on cone calorimeter test results to assess fire hazard of materials[J]. Journal of Hazardous Materials, 2009, 172(2-3): 763-772. DOI:10.1016/j.jhazmat.2009.07.061 |
| [22] |
DRYSDALE D. An introduction to fire dynamics[M]. 3rd ed. Chichester, UK: John Wiley & Sons, 2011.
|
| [23] |
QUINTIERE J G. Fundamentals of fire phenomena[M]. Chichester, UK: John Wiley & Sons, 2006.
|
| [24] |
SULEIMAN B M, LARFELDT J, LECKNER B, et al. Thermal conductivity and diffusivity of wood[J]. Wood Science and Technology, 1999, 33: 465-473. DOI:10.1007/s002260050130 |