飞机上高分子内饰材料多易燃，当发生燃烧时会产生大量烟雾和有毒气体，严重威胁飞机飞行安全^[1]。因此，研究飞机内饰材料的燃烧特性对于民航运输安全具有重要意义。据统计，每架飞机大约要使用几百kg的各类内饰材料^[2]。根据美国联邦航空管理局(FAA)的规定，飞机在高空飞行时舱内压力处于75~84 kPa的低压环境。因为材料的极限氧指数(LOC)不仅由传热机制决定，也由化学动力学机制决定^[3]，所以机舱的内饰材料的燃烧特性较常压环境下会发生变化^[4]。

国内外学者对固体材料在低压下的燃烧特性进行了大量的研究。王洁等^[5]对飞机货舱在低压环境下的火灾进行了研究，发现CO浓度最大值随环境压力的降低而增加，且CO增长速率与压力呈负指数关系，CO₂增长速率随着压力降低而略有减小。Fereres等^[6]研究了聚甲基丙烯酸甲酯(PMMA)燃烧，发现随着压力的减小，材料的点火延迟时间和临界质量流量都减少^[7]。Osorio等^[8-10]在13~100 kPa压力及21%~75%氧浓度条件下对阻燃织物进行燃烧实验，发现随着压力的减小，维持有焰燃烧所需的最低氧浓度增加。Thomsen等^[3]在对阻燃材料进行极限氧浓度燃烧测试时发现，

外部辐射热流的增加可以有效降低燃烧对氧浓度的需求。Rasbash等^[11]研究了低氧浓度条件下沿木材竖直向上火蔓延和水平方向火蔓延，发现随氧含量降低，火蔓延速率、火焰高度和宽度都减小。Kleinhenz^[12]研究了木材在不同环境条件下的向下火蔓延，发现火蔓延速率随环境压力的降低而减小。Joo等^[13]在高压燃烧室进行甲烷燃烧实验，发现烟颗粒浓度与环境压力有很强的依赖关系。Dai等^[14]运用模拟与实验的方法研究压力对木材燃烧的影响，发现当外部辐射条件相同时，木材的质量损失率随着气压的降低而增大^[15]。

国内外在低压下研究燃烧特性时，大多针对特定材料开展研究，如民用建筑、气体/液体燃料或外太空舱环境。对航空织物的燃烧测试大都是在常压环境下进行的，关于飞机舱内材料在低压下燃烧特性的研究甚少。本文作者自行设计实验，测量典型机舱材料在不同环境压力下燃烧的质量损失比、烟密度、烟气成分及火焰形态，研究低压环境对飞机舱内材料燃烧特性的影响，为飞机舱内火灾烟气探测与人员疏散提供理论支持。

1 实验设置 1.1 实验样品

飞机机舱内的可燃内饰材料数目繁多^[16]。在前期大量实验的基础上，考虑到材料的获取条件及经济成本，选取国内某大型航空公司客机用座椅面料(40羊毛/60阻燃黏胶纤维，h =1 mm，ρ =620 g/m²)、舱壁材料(玻璃纤维-酚醛树脂，h =2 mm，ρ =2 000 g/m²)作为实验试样。根据实验测试平台的要求裁剪试样，尺寸为25.4 mm×25.4 mm。

1.2 实验平台搭建

实验在康定机场低压环境下的高高原航空安全实验室(61.0 kPa，15 ℃，湿度50%)和四川广汉平原地区常压环境下的航空消防实验室(96.0 kPa，17 ℃，湿度50%)中进行。基于烟气分析仪(OPTIMA 7)和烟密度测试仪(JCY-3双控测试仪)搭建机舱材料燃烧特性测试综合实验平台，实验布置如图 1所示。烟密度测试仪所用燃料为纯度大于85%的丙烷气体。将选取的实验试样放置在夹具的中心位置；将烟气分析探头布置在烟密度测试仪的上方，使之与试样的中心位置对正且相距0.5 m；将燃烧喷灯布置为45°倾角，在保证火焰对试样持续加热的同时又不影响实验燃烧剩余产物的收集。

根据材料的种类分为2组实验。为减小实验误差和偶然因素影响，每组实验重复3次，取3次实验的平均值进行对比分析。数据分析过程中使用误差棒表示实验的重复性。

1.3 实验程序和步骤

实验流程如图 2所示。实验前，将试样放置在40 ℃和相对湿度为45%~55%的干燥箱内处理24 h。每次使用前，打开照明系统并保持15 min，使系统处于预热状态。开始实验时，先关闭照明系统，再关闭通风排气系统，然后用透光率为25%、50%和75%的玻璃镜片对仪器进行校准。校准完毕后，打开丙烷钢瓶，调节实验平台中的控制面板，使丙烷钢瓶的供气压力处于0.27~0.28 MPa之间。烟气分析仪在正式使用前需进行零点校准，以保证测试结果的准确性。对试样进行4 min燃烧实验。燃烧结束后，为使箱体内气体充分混合以保障气体检测的有效性，待氧气体积分数上升到13%后再进行排烟通风操作。

试样在燃烧前后都需进行称重，并记录数据。

根据式(1)计算质量损失比φ，

$\varphi=\frac{m_{1}-m_{2}}{m_{1}} \times 100 \%.$

(1)

式中：m₁是燃烧前总质量；m₂是燃烧后的质量。在常压和低压环境下重复上述操作，记录相应条件下试样的质量损失比、烟密度、烟气成分、火焰形态。

2 实验结果与分析 2.1 质量损失比及火焰形态分析

图 3为两种典型机舱材料燃烧前后的图像对比。试样在燃烧后表面覆有炭黑颗粒层而呈现黑色；在常压和低压环境下，材料燃烧后的剩余产物在形态上基本一致，仅能通过测量质量损失反映两者的差异。图 4给出了两种典型机舱材料燃烧过程中的质量损失比变化。可以看到，两种典型机舱材料在常压下的质量损失比大于在低压下的质量损失比；座椅面料的质量损失比大于舱壁材料的质量损失比。图 5为两种典型机舱材料在100 s时的燃烧火焰图像。低压环境下两种典型机舱材料燃烧时的火焰高度均要高于常压环境。舱壁材料在低压环境下燃烧时，火焰底部呈现蓝色；而在常压下燃烧时，火焰总体呈现明黄色。座椅面料在低压下燃烧时火焰底部边缘呈现蓝色，而在常压下燃烧时黄色火焰占火焰总高度比例增加。

固体可燃物燃烧是一个包括固相热解和气相燃烧的物理化学过程，这一过程对火灾初期的发展至关重要^[17-19]。因为座椅面料和舱壁材料经过阻燃处理，所以材料内部的阻燃剂会吸收部分热量，使阻燃织物释放的热量大大降低；此外，阻燃剂从整体上抑制了可燃性裂解产物的生成，促使阻燃材料的质量损失比降低。由于座椅面料为毛纺织物，其致密性小于舱壁材料，因此燃烧时质量损失比要大。炭化固体可燃物在热解后，会形成以炭化层为主要成分的固体残留物覆盖在固体可燃物表面，对固体内部的热解产生了一定的阻碍作用，而固体内部的热解气体需要通过炭化层析出表面才可以继续燃烧^[20]。常压环境下的氧浓度更高，加速了对炭层的氧化而促进热解反应的进行，进而使得相同材料在固定时长下燃烧时，常压环境下的质量损失速率更大。

由图 5可以看出，实验中的火焰有两个显著的部分，一部分是蓝色的火焰，另一部分是黄色的明亮火焰。随着压力的降低，蓝色火焰占火焰总高度比例逐渐增加，而黄色火焰占火焰总高度比例逐渐减少，如图 5a、5c所示。火焰中逐渐减少的黄色明亮部分显示了炭黑在低压条件下的生成增加。炭黑颗粒显著增加发生在扩散火焰的中间部位，在凝聚和团聚后持续增加。在炭黑颗粒穿过该区域后，氧化反应成为主导因素^[21]。由于低压环境下，空气密度低导致浮力羽流减少，卷吸空气流量减少^[22]，因此炭黑颗粒不能获得完全氧化，将出现炭黑颗粒翼，并释放炭黑颗粒产物。如果在发烟扩散火焰中没有形成炭黑颗粒翼，那么扩散火焰顶端的结构将会变为没有清晰尖端的圆锥状火焰。图 5中，在火焰顶端，火焰的颜色从黄色变成黑色；同时，固态炭黑颗粒在黑色区域向周围环境扩展。

2.2 烟密度分析

图 6给出了两种典型机舱材料燃烧过程中的烟密度变化。从图 6a中可以看到，常压环境下座椅面料烟密度在前70 s内持续增加，并在70 s时达到最大值36.78%，然后烟密度呈逐渐减小的趋势；而61 kPa低压环境下，烟密度在前60 s内先快速增加，然后维持较大幅度的变化，最大达到71%。从图 6b中可以看到，常压环境下舱壁材料烟密度在0~1.5 min内持续增加，并在90 s时达到最大值21.45%，然后烟密度呈缓慢减小的趋势；在61 kPa低压环境下，烟密度在前70 s内先增加，达到最大值35%，然后维持较小幅度的变化。根据图 5可知，两种典型机舱材料在61 kPa低压环境下的烟密度峰值均约为常压环境下烟密度峰值的2倍。

炭黑颗粒表面氧化反应的总反应速率常数k可以用Arrhenius形式表示为^[22]

$k = A\exp \left( {\frac{{ - E}}{{RT}}} \right)Y_0^n.$

(2)

式中：A是指前因子；E是活化能，kJ/mol；Y_O是氧化剂摩尔浓度，mol/m³；n是反应级数；T是温度，K；R是摩尔气体常量，J/(mol·K)。

Essenhigh进一步将其表示为吸附过程的反应速率和离解过程的反应速率^[22]，

$\frac{1}{k} = \frac{1}{{{k_{\rm{a}}}{Y_{\rm{o}}}}} + \frac{1}{{{k_{\rm{d}}}}}.$

(3)

式中: k_a是分解过程的反应速率常数，k_d是离解过程的反应速率常数。环境压力降低将会导致空气中的氧浓度降低，结合方程(2)、(3)可见，炭黑颗粒表面的氧化反应速率会下降。

阻燃材料在裂解时，产物中醇、醛、酯和醚类物质会减少，呋喃类和核葡聚糖增多。呋喃类环状化合物比较稳定，且碳氢比值大，有较大的炭化倾向^[23]。可燃性裂解产物减少和阻燃剂本身吸收部分热量，使阻燃织物释放的热量减少，延缓了纤维的继续裂解。舱壁材料(玻璃纤维-酚醛树脂)具有耐高温性，即在高温下也能保持其结构的整体性和尺寸的稳定性；而座椅面料为毛纺织物, 其致密性小，在燃烧时会产生大量的烟气，导致其烟密度的上升速率大于舱壁材料。

2.3 烟气成分分析

图 7和8分别给出了两种典型机舱材料燃烧产生的CO和CO₂体积分数变化。由图 7a可知，0~3 min内，座椅面料在低压下产生CO的速率小于常压；在3~4.3 min内，座椅面料燃烧产生的CO迅速上升，在4.3 min时基本达到最大值1.115‰。另外，常压下CO的变化会出现2个峰值。由图 7b可知，CO的产生量在常压和低压下的变化趋势基本一致，都是先增加后变小，但低压下CO的产生量大于常压下。

从图 8a中可以看到，座椅面料在低压和常压下燃烧产生CO₂的变化曲线都呈现先上升后下降的趋势，在4.6 min附近达到各自的峰值7.5%和9.6%。从图 8b中可以看到，舱壁材料在0~1 min内，低压与常压环境下CO₂的变化曲线很接近；但在1~5.1 min内，低压下CO₂产生量大于常压下。

高原环境下，由于燃烧主要是在低氧状态下进行的，因此燃烧过程由以下3个反应主导^[23]：

${\rm{C}} + {{\rm{O}}_2} \to {\rm{C}}{{\rm{O}}_2} + Q,$

(4)

$2{\rm{C}} + {{\rm{O}}_2} \to 2{\rm{CO}} + Q,$

(5)

${\rm{C}} + {\rm{C}}{{\rm{O}}_2} \to 2{\rm{CO}} + Q.$

(6)

随着氧浓度的降低，式(5)和(6)反应占的比例增加，反应生成大量的CO。在常压下，因为可燃物裂解到燃烧的时间要短，裂解气释放的量更多，且此时氧含量充分支持燃烧的进行，所以CO的含量不至于出现急剧上升；阻燃材料在燃烧分解时，由于火焰传播温度不断上升，使得热分解更为彻底，因此CO会出现2个峰值，且第2个峰值高于第1个峰值。

在火焰扩散燃烧中，压力对烟羽流中CO浓度的影响还表现为影响烟羽流中卷吸空气的质量。由理想轴对称浮力羽流模型^[22]可知，在任何给定的高度上，羽流的最高温度和最高速度都在羽流的中心；因此，基于Heskestad羽流模型，通过求解质量方程、动量守恒方程和浮力方程，估算了弱浮力羽流的质量流量(kg/s)^[22]，

${m_{\rm{e}}} = 0.24\left( {\frac{{g\rho _\infty ^2}}{{{c_p}{T_\infty }}}} \right)Q_{\rm{c}}^{\frac{1}{3}}{\left( {z - {z_0}} \right)^{5/3}}.$

(7)

式中：Q_c是热释放速率中的对流部分，kW；z是距离火源的高度，m；z₀是虚点源的位置，m；g是重力加速度，m/s²；ρ_∞是环境空气的密度，kg/m³；c_p是空气比热容，kJ/(kg·K)；T_∞是环境空气的温度，K。

环境压力降低会导致空气密度的减小；结合方程(7)可见，烟羽流中卷吸的空气质量流量m_e减少，无法满足CO与O₂的反应需求，导致CO的含量急剧上升，至阴燃结束达到最高1.115‰，远远超过常压下CO的含量。同时，由于阻燃织物中的阻燃剂对纤维的脱水、炭化有催化作用，阻止了左旋葡萄糖的生成，从而减少了可燃性裂解产物的生成，促使H₂O、CO₂和固体残渣量增多^[23]。因为烟气在箱体内充分扩散均匀需要一定时间，所以在4 min燃烧结束时CO和CO₂含量并未立即达到各自的峰值。

3 结论

本文通过在四川广汉平原地区96 kPa常压环境和高原地区的康定机场61 kPa低压环境下开展两种典型机舱材料燃烧实验研究, 并进行理论分析，得到如下结论：

1) 在相同的燃烧时间内，低压环境下机舱材料的质量损失比小于常压环境。

2) 低压环境下炭黑生成量大于常压环境，当环境压力降低时，底部蓝色火焰占火焰总高度比例增加，而黄色火焰占火焰总高度比例减少。

3) 低压环境下机舱材料烟密度持续增加并维持在最大值附近变动，而常压下的烟密度先增大后缓慢减小。机舱材料在低压环境下的烟密度峰值均约为常压环境下烟密度峰值的2倍。

4) 低压环境下机舱材料燃烧产生的CO₂速率大于常压环境下；而座椅面料产生CO的速率在0~3 min内低于常压环境下，在3~4.3 min内CO产生量迅速上升且大于常压环境。座椅面料和舱壁材料燃烧实验中CO和CO₂达到峰值的时间基本一致。