随着飞机材料的更迭，复合材料被广泛使用。玻璃纤维/酚醛树脂复合材料因具有优异的性能，被广泛应用于飞机客舱壁板、地板和行李舱等部位。对于波音和空客等飞机制造公司制造的先进客机的内饰构件，酚醛树脂用量达整个飞机内饰阻燃材料的80%~90%^[1]。被应用于飞机上的玻璃纤维/酚醛树脂复合材料主要为A壁板和B壁板。A壁板为夹芯结构壁板材料，B壁板为层压型壁板材料。A壁板由于具有更加优异的物理性能和阻燃性能，正逐渐取代B壁板。尽管玻璃纤维/酚醛树脂复合材料具有优异的阻燃性能，但在高温下仍然具有一定的火灾危险性。美国《联邦航空条例》(Federal Aviation Regulations, FAR)^[2]及《中国民用航空规章》(China Civil Aviation Regulations, CCAR)^[3]均要求对飞机壁板在火灾或高温下的危险性进行评估，通过试验和分析探究其燃烧和防火特性，以减少发生火灾时对人员的伤害。因此，研究飞机复合材料的燃烧特性具有重要意义。

现有规章条例和相关研究主要集中在地面常压环境下飞机复合材料燃烧特性。李大玉等^[4]对聚甲基丙烯酸甲酯(polymethyl methacrylate, PMMA)开展向下火蔓延实验，发现背板的存在导致更小的质量损失速率和火蔓延速率。陈松华等^[5]对比碳纤维层压板、泡沫夹芯复合材料和碳纤维夹层板的质量损失速率和CO产量等火灾特性参数，发现碳纤维夹层板的火灾危险性最低。然而，飞机的运行环境为低压环境，在低压环境下飞机壁板材料的燃烧行为将发生变化。目前，中国拥有24家高高原机场，分布在257万km²的高高原地区，因此迫切需要研究低压环境下飞机复合材料的燃烧特性。

但是，当前针对低压环境的实验研究主要聚焦于飞机上其他材料的燃烧特性。Hirsch等^[6]在1 400 L的可变压燃烧室中对太空舱塑料与人造橡胶材料进行火焰正向点燃传播(向上传播)实验，发现随总压的增加，材料自熄的最大氧浓度(maximum oxygen concentration，MOC)呈线性减小，最大氧分压(maximum oxygen pressure，MOP)呈线性增加。Kanury^[7]和Alpert^[8]对聚合物进行了不同压强下的燃烧测试，发现聚合物的燃烧速率与压强成正比。由于固体材料的可燃性通常由4个参数描述：点燃时间、火焰蔓延率、热释放率和毒性。点燃时间是后面3个参数的基础，是研究固体材料可燃性的重要指标。点燃时间越长，意味着样品的阻燃性能越好^[9-10]。因此，众多学者对点燃时间进行研究。Zarzecki等^[11]评估了气压和氧气对PMMA燃烧速率、燃烧流场和点燃的综合影响, 通过模型预测了全范围气压和氧气环境下的燃烧速率，发现在较低气压下，燃烧速率和质量损失率较小且点燃时间缩短。综上所述，国内外学者尽管已经针对树脂材料开展了相关研究，但对低压下飞机树脂基壁板材料特别是蜂窝芯夹层板的研究极为匮乏。

目前针对其他可燃固体学者们也开展了众多不同气压下的燃烧实验。郄军芳^[12]研究了海拔高度对固体可燃物热解及着火特性的影响，发现高海拔地区的固体可燃物热解过程中的质量损失速率更大、着火时间更短。薛岩^[13]和Wang等^[14]探讨了气压对水平导线火焰传播的影响，结果表明气压对火焰传播行为具有显著影响。冯瑞等^[15]在低压舱中开展了不同数量纸箱火实验，从理论和实验两方面揭示了不同低压环境下固体材料的火灾行为特征。Grinchuk等^[16]研究了密度对纤维隔热材料的影响，表明有效导热系数对材料密度具有依赖性。前人的研究发现明确了气压会对固体可燃物燃烧特性产生影响，但气压对飞机树脂基壁板材料燃烧的具体影响仍然难以预测。

可见, 国内外在开展燃烧研究时, 大多局限于常压环境, 低压环境下的研究也仅针对特定材料,如室内常见物品、民用建筑、太空舱用树脂。对于民机树脂基壁板材料, 特别是蜂窝芯夹层板,相关研究匮乏。为明确气压对树脂基壁板材料燃烧的影响,本文选取2种常用民机壁板材料作为研究对象,利用低压富氧燃烧舱探究地面常压环境和低压环境下的燃烧特性, 为大型客机火灾探测、防火救援及壁板材料的适航验证提供参考依据和数据支撑。

1 实验部分 1.1 主要原料

实验样品为空客某大型民用航空器的2种常用壁板材料。A壁板为玻璃纤维/酚醛树脂蜂窝芯夹层板，上下2层面板为玻璃纤维/酚醛树脂，中间夹层为芳纶蜂窝芯，由奥地利ISOVOLTA公司生产。B壁板为玻璃纤维/酚醛树脂层压板，主要材料为玻璃纤维/酚醛树脂，由英国PERMALI公司生产。

1.2 实验仪器及设备

主要的实验仪器和设备包括：JD-6004型低压富氧燃烧舱(东莞市捷东实验设备有限公司)、CCT型锥形量热仪(莫帝斯燃烧技术公司)、Madur型烟气分析仪(深圳市昂为电子有限公司)、Explorer型精密电子天平(奥豪斯公司)。

1.3 实验方法

按照《Reaction-to-fire tests—Heat release, smoke production and mass loss rate—Part l: Heat release rate (cone calorimeter method) and smoke production rate (dynamic measurement)》(ISO 5660-1)^[17]规定，将A壁板和B壁板分别制备为100 mm×100 mm×8.7 mm和100 mm×100 mm×1.1 mm的方形试样，置于低压富氧燃烧舱内。低压富氧燃烧舱内布置如图 1所示，本实验舱尺寸为1 m×1 m×1 m。通过设置于水平50 cm、垂直50 cm舱壁上的烟气分析仪、精密电子天平和K型镍镉热电偶，实时收集燃烧过程中的烟气成分、样品质量损失和实时温度。精密电子天平上放有隔热板和间距为3 cm的3根K型镍镉热电偶。将试样放在热电偶上，加热棒紧贴试样表面，加热棒功率为800 W。实验装置布置完成后，关闭低压富氧燃烧舱舱门，在舱外按动加热棒开关进行60 s加热引燃，同时使用秒表记录加热时间和样品点燃时间。实验结束后，打开舱门通风15 min，使实验初始条件相同。使用锥形量热仪提供不同的热辐射，记录样品在不同热辐射强度下的点燃时间。最终测得样品的温度、点燃时间、释放气体组成和质量损失。每种材料在相同环境下测试5次，实验结果取平均值。

2 结果与讨论 2.1 隔热性能

为探究壁板材料发生火灾后抵挡热量传递进而引燃其他可燃物的能力，分析加热燃料状态下壁板材料背面温度。

根据Fourier定律可知，

$ \frac{\mathrm{d} Q}{\mathrm{~d} t}=\lambda S \frac{\mathrm{d} T_{\mathrm{h}}}{\mathrm{d} l} . $

(1)

可以将式(1)简化为

$ \lambda=\frac{Q l}{S\left(T_1-T_2\right)} $

(2)

式中：Q为稳态时通过试样有效传热面积的热量(J)，t为时间(s)，λ为导热系数(W/(m·K))，S为截面面积(m²), T_h为测点纵剖面的温度(K)，l为试样厚度(m)，T₁为表面温度(K)，T₂为背面温度(K)。

在加热时间相同的情况下，壁板材料背面温度越低，材料垂直面温度差越大。由式(2)可知，相同材料上下表面温度差与导热系数呈负相关，即背面温度越低，导热系数越小，材料隔热能力越强。

由表 1可知，A壁板在常压和低压下最高温度分别为692.3 ℃和512.4 ℃，B壁板在常压和低压下最高温度分别为810.5 ℃和820.9 ℃。根据黄松^[18]的研究，航空地毯在61 kPa低压环境下最低点燃温度为480 ℃，在96 kPa常压环境下最低点燃温度为460 ℃；飞机座椅套在61 kPa环境下最低点燃温度为480 ℃，在96 kPa环境下最低点燃温度为430 ℃。张政^[19]的研究结果表明，在不同气压环境下，400 ℃即可引燃航空电缆。当温度达到800 ℃，内饰材料和航空电缆在2种气压环境下都会迅速点燃。本实验中，A壁板和B壁板峰值温度远超出机舱内饰材料和航空电缆最低点燃温度。

进行多次重复实验，A壁板和B壁板背面温升情况如图 2所示。在不同气压环境下A壁板升温速率均低于B壁板。由于蜂窝夹芯结构含有大量空气，A壁板隔热性能优于B壁板。随着A壁板逐渐取代B壁板，在火灾发生时可以减缓火灾发展趋势，从而为消防救援争取更多的时间。B壁板隔热性能受气压影响较小，但A壁板受气压影响显著，在低压下会增加26.0%的隔热性能。其原因是A壁板密度更低，密度低的材料孔隙结构多, 材料中含有的空气较多, 从而导致低密度材料的导热系数受气体压强的影响较大；而密度高的材料由于结构内孔隙少，导热系数受气体压强变化的影响相对较小。因此，虽然导热系数随着压强减小而降低, 但是总体下降趋势较小^[20]。

A壁板背面温度受压强影响大主要是由于蜂窝芯结构，因此针对蜂窝芯导热系数进行研究。蜂窝芯导热系数为

$ \lambda_{\mathrm{e}}=\lambda_{\mathrm{f}} \Delta A / A+\lambda_{\mathrm{g}}(1-\Delta A / A)+\lambda_{\mathrm{r}} . $

(3)

式中：λ_f为蜂窝芯层母体材料的导热系数(W/(m·K))，λ_g为夹芯板中的气体的导热系数(W/(m·K))，λ_r为面板间的辐射导热系数(W/(m·K))，ΔA/A为芯层横截面的胞壁部分和面板的全部面积之比。

由式(3)可以看出，蜂窝芯导热系数受蜂窝芯母体材料的固体传热、蜂窝腔体内的空气导热及自然对流换热3种传热机制影响。受压强影响的是蜂窝腔体内的空气导热。空气导热系数为^[21]

$ \begin{gathered} \lambda_{\mathrm{g}}=\lambda_{\mathrm{g}}^* /\left\{1+2[(2-\alpha) / \alpha]\left[2 c_p /\left(c_p+1\right)\right] \cdot\right. \\ (1 / \operatorname{Pr})(\tau / h)\} . \end{gathered} $

(4)

式中：λ_g^*为随温度而变化的空气的气体导热系数(W/(m·K))；α为适应系数，可在0~1之间取值；c_p为定压比热容J/(kg·K))；Pr为Prandtl数；h为蜂窝芯的高度(mm)；τ为平均分子自由程，

$ \tau=K_{\mathrm{B}} T /\left(\sqrt{2} \pi d_{\mathrm{g}}^2 p\right) . $

(5)

式中：K_B为Boltzmann常数(J·K^-1)，d_g为气体分子碰撞直径(m)，T为气体温度(K)，p为压强(Pa)。

根据式(3)—(5)可知，

$ p \propto \lambda_{\mathrm{g}} \propto \lambda_{\mathrm{e}} . $

(6)

根据式(6)，压强与导热系数成正比，即压强减小，导热系数减小，蜂窝芯隔热性能提高，飞机壁板材料背面温度降低。

2.2 点燃时间

在标准大气压下，点燃时间t_ig预测模型通常由式(7)和(8)获得，式(7)为热薄型材料点燃时间预测模型，式(8)为热厚型材料点燃时间预测模型。

$ 1 / t_{\mathrm{ig}}=1 /\left(\rho c_p l\left(T_{\mathrm{ig}}-T_{\infty}\right) q_{\mathrm{net}}\right) $

(7)

$ \left(1 / t_{\mathrm{ig}}\right)^{0.5}=1 /\left(\sqrt{\rho c_p \lambda} \frac{\pi}{4}\left(T_{\mathrm{ig}}-T_{\infty}\right) q_{\mathrm{net}}\right) . $

(8)

式中：ρ表示材料的密度(kg/m³)，T_ig表示样品的点燃时表面温度(K)，T_∞表示环境温度(K)，q_net表示热辐射强度(kW/m²)。

不同热辐射下的1/t_ig如图 3所示。

由图 3可知，A壁板和B壁板的点燃时间变换形式(1/t_ig)ⁿ与热辐射之间的相关拟合系数R²在n=0.5时较高，由此可以判断A壁板和B壁板在常压下为热厚型材料，因此可以利用式(8)进一步判断出2种材料在常压下的点燃时间。已知2种壁板材料为热厚型材料，可以利用点燃时间分析式^[22]将点燃时间粗略计算为式(9)，即点燃时间与有效传热系数有关。

$ t_{\mathrm{ig}}^{-1 / 2} \propto \dot{q}^{\prime \prime}-h_{\mathrm{eff}}\left(T_{\mathrm{ig}}-T_{\infty}\right) . $

(9)

式中：q· ″为外部施加的热通量(kW/m²)；h_eff为有效传热系数(W/(m·K))，包括对流和热损失。

样品平均点燃时间如图 4所示。在2种环境下，A壁板点燃时间均大于B壁板，说明随着A壁板逐渐取代B壁板，在火灾发生时可以延长点燃时间，从而减少人员伤害。低压下A壁板的平均点燃时间明显短于常压下，缩短大约16%。B壁板的平均点燃时间受压强影响较小，2种气压环境下的点燃时间几乎一致。

气压通过对流热损失影响点燃时间。影响点燃时间的2个关键参数是燃烧热和对流换热系数。燃烧热计算公式为

$ \Delta h_{\mathrm{c}}=\frac{\rho_{\mathrm{O}_2, \lim } \Delta h_{\mathrm{O}_2}}{\mathrm{LFL}} . $

(10)

其中：Δh_c为燃烧热(kJ/mol)，ρ_O2, lim为环境中氧气质量分数下限, Δh_O2为单位质量氧气的燃烧热(kJ/mol)。可燃性下限浓度(lower flammability limit concentration, LFL)在0.1大气压以上和12%的氧气以上的环境下是相当恒定的，可以写成

$ \mathrm{LFL} \approx \frac{\int_{T_{\infty}}^{T_{\mathrm{f}, \text { crit }}} c_p \mathrm{~d} T}{\Delta h_{\mathrm{c}}} \approx \frac{c_p\left(T_{\mathrm{f}, \mathrm{crit}}-T_{\infty}\right)}{\Delta h_{\mathrm{c}}} $

(11)

其中T_{f, crit}为LFL时的绝热火焰温度(K)。根据式(10)，只要LFL没有明显变化，燃烧热就是不变的。然而，对流换热系数随压强变化而变化。根据理想气体理论：

$ N u \propto G r^{1 / 4}, $

(12)

$ N u=\frac{h_{\mathrm{c}} l_{\mathrm{t}}}{\lambda}, \quad G r=\frac{g \Delta T \beta l_{\mathrm{t}}^3 \rho^2}{\mu} . $

(13)

式中：Nu为Nusselt数；Gr为Grashof数；l_t为特征长度(m)；μ为黏度(Pa·s)；g为重力加速度(m/s²)；β为体积变化系数，理想气体理论中，β为绝对温度的系数。Nu和Gr的关系为

$ \frac{h_{\mathrm{c}} l_{\mathrm{t}}}{\lambda} \propto\left[\left(\frac{\rho^2}{\mu}\right) g \frac{\Delta T}{T} l_{\mathrm{t}}^3\right]^{1 / 4} . $

(14)

即对流换热系数通过材料密度与压强成正比，

$ h_{\mathrm{c}} \propto \rho^{1 / 2} \propto p^{1 / 2} $

(15)

根据式(15)，对流换热系数与压强成正比。对流换热系数影响对流换热损失，在低压下对流换热系数减小，从而减少了夹层结构壁板热损失，导致样品点火更快，与式(9)相吻合。

除此之外，气压也通过影响固体材料点燃的3个阶段来影响点燃时间。3个阶段包括：1) 固体加热产生热解气体；2) 热解气体扩散，并与氧化剂混合形成可燃混合物；3) 可燃混合物遇到点火源，发生着火燃烧。3个阶段中，固体加热时间明显大于其余2个阶段，因此气压主要影响固体加热时间。气压通过临界质量通量影响加热时间。在氧化剂流速相同的条件下，当压强减小造成密度降低时，氧化剂的质量流速会下降。由于在贫燃极限时空气与燃料的比率通常不是压强的函数，因此氧化剂质量流量的减少意味着需要较低的燃料质量流量来达到贫燃极限，从而减少了固体的临界质量通量。由于热解的Arrhenius性质，产生临界质量通量的温度会更低，因此会更早达到燃点，从而缩短点燃时间^[23-24]。

2.3 质量损失

图 5和表 2是多次重复实验后不同气压环境下A壁板和B壁板的平均质量损失率。随着燃烧反应的进行，96 kPa环境下A壁板的质量损失率为8.7%，B壁板的质量损失率为5.8%，A壁板的质量损失率高于B壁板。在61 kPa环境下，A壁板的质量损失率约为4.9%，B壁板的质量损失率约为4.8%，A壁板与B壁板的质量损失率近似。结果表明：A壁板和B壁板在压强为96 kPa环境下拥有更高的质量损失率，且压强对A壁板质量损失率影响较大。

质量损失系数可以用来表征试样燃烧是否充分，质量损失系数越大，燃烧越充分，其定义为试样燃烧面积下的质量损失与未燃烧时试样质量的比值。

$ \phi=\frac{m_0-m_{\infty}}{m_0 \cdot A} . $

(16)

其中：ϕ为质量损失系数；A为试样燃烧面积，这里为加热棒与壁板材料接触面积；m₀为初始质量；m_∞为燃烧后质量。

质量损失系数结果见表 2。由表 2可知，2种壁板在低压下燃烧更加充分，且A壁板比B壁板燃烧更加充分。

下面进一步比较A壁板和B壁板的质量损失速率。图 6为A壁板和B壁板在不同气压环境下的质量损失速率曲线。质量损失速率是指样品在燃烧过程中质量随时间的变化率^[24]。由图 6可知，不同气压环境下A壁板质量损失速率均高于B壁板，但A壁板和B壁板质量损失速率都存在一个先增大后减小的过程。在常压环境下，从材料被点燃到点燃后8 s时间内，A壁板和B壁板的质量损失速率迅速达到峰值，在点燃后2 s时间内A壁板和B壁板均为玻璃纤维/酚醛树脂的燃烧，质量损失速率曲线几乎一致。随着温度升高，在点燃3 s后A壁板上层玻璃纤维/酚醛树脂被烧穿，中间层芳纶蜂窝芯剧烈燃烧，导致A壁板质量损失速率超过B壁板并持续上升，因此A壁板质量损失速率峰值高于B壁板。在低压环境下，2种材料的质量损失速率曲线更加平缓，2种壁板到达质量损失速率峰值更加缓慢，A壁板和B壁板分别在26 s和39 s达到质量损失速率峰值。常压环境下玻璃纤维/酚醛树脂瞬间烧穿，但低压环境下燃烧不充分，A壁板前期为玻璃纤维/酚醛树脂的燃烧，等到玻璃纤维/酚醛树脂烧穿后，芳纶蜂窝芯开始热解，使得A壁板质量损失速率峰值出现时间稍有延迟。因此，在96 kPa常压环境下2种壁板几乎同时达到质量损失速率峰值，而在61 kPa低压环境下A壁板晚于B壁板达到峰值。2种气压环境下的最大质量损失速率如图 7所示。由图 7可以看出，96 kPa下的最大质量损失速率明显大于61 kPa下，A壁板由68.7×10^-3 g/s下降至22.8×10^-3 g/s, B壁板由35.0×10^-3 g/s下降至12.5×10^-3 g/s。

根据火灾的压强模型，质量损失速率与Gr相关联，结合式(13)和(15)可知，

$ \dot{m} / D \propto G r^{\varphi} \propto\left(p^2 l^3\right)^{\varphi} . $

(17)

式中：$\dot{m} $为质量损失速率(g/s)，D为火灾荷载的基部直径(m)，φ为指数。根据式(17)，质量损失速率与压强成正比，因此96kPa下2种壁板的最大质量损失速率更大。

2.4 气体成分

图 8为O₂的消耗量和CO、CO₂的产生量与压强的关系。由图 8可以得出，低压下A壁板和B壁板的O₂消耗速率、CO₂和CO的产生速率均高于常压环境，但是峰值出现时间基本吻合。A壁板和B壁板在短时间内发生了剧烈的燃烧，聚合物也在此时发生了很大程度的分解。在2种气压环境下都会产生CO，由于O₂供应不足，热解气体分子没有完全燃烧，因此会产生大量的CO^[25]。

图 8a显示，随着燃烧反应的进行，在2种气压环境下氧气体积分数随着时间的增加先减少后增加。在61 kPa环境下，80 s左右O₂体积分数达到最低，A壁板O₂消耗量为0.15%，B壁板O₂消耗量为0.12%。在96 kPa环境下，90 s左右O₂体积分数达到最低，A壁板O₂消耗量为0.08%，B壁板O₂消耗量为0.04%。其原因是低压环境下氧分压较低，氧分子数较少，燃烧耗氧速率高于常压环境^[26]。当2 min后燃烧反应结束，O₂体积分数逐渐回升。在2种气压环境下，A壁板消耗的O₂体积分数均大于B壁板。

由图 8b可知，CO₂体积分数与O₂体积分数变化趋势相反，CO₂体积分数先增加后减少。在1 min内2种壁板材料在不同气压环境下的CO₂产生量大致相同，1 min以后低压下CO₂产生量持续增加，产生更多的CO₂。低压下A、B壁板CO₂的产生量分别为0.17%、0.12%，常压下A、B壁板CO₂的产生量分别为0.11%、0.09%。2种气压环境下A壁板CO₂的产生量均多于B壁板。

2种环境下CO峰值出现时间基本一致，但峰值大小却存在明显差异。低压环境下，氧分压低于常压环境，燃烧反应主要在缺氧条件下进行，因此低压下产生大量CO，A、B壁板CO产生量分别为63.25 mg/m³和69.00 mg/m³，燃烧反应由式(18)和(19)占据主导地位；常压环境下，因为可燃物热解到燃烧的时间短，热解气体释放得更多，且此时氧含量充分支持燃烧的进行，所以CO的含量没有出现急剧上升^[27]，A、B壁板CO质量浓度分别为26.45 mg/m³和21.85 mg/m³，在燃烧反应中，式(20) 和(21)的反应占比增大。

$ 2 \mathrm{C}+\mathrm{O}_2 \stackrel{\text { 高温 }}{\longrightarrow} 2 \mathrm{CO} \text {. } $

(18)

$ \mathrm{C}+\mathrm{CO}_2 \stackrel{\text { 高温 }}{\longrightarrow} 2 \mathrm{CO} \text {. } $

(19)

$ \mathrm{C}+\mathrm{O}_2 \stackrel{\text { 点燃 }}{\longrightarrow} \mathrm{CO}_2 \text {. } $

(20)

$ 2 \mathrm{CO}+\mathrm{O}_2 \stackrel{\text { 点燃 }}{\longrightarrow} 2 \mathrm{CO}_2 \text {. } $

(21)

在火焰扩散燃烧中，压强对烟羽流中CO质量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估算弱浮力羽流的质量流量为

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

(22)

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)，ρ_∞是环境空气的密度(kg/m³)。

由于低压导致环境空气密度降低，结合式(22)可以看出，当环境空气密度降低时，烟羽流中卷吸的空气质量流量降低，无法满足CO与O₂的反应需求，导致CO的含量急剧上升^[28]。

3 结论

本文选取61 kPa和96 kPa 2种气压环境对玻璃纤维/酚醛树脂蜂窝芯夹层板(A壁板)和玻璃纤维/酚醛树脂层压板(B壁板)开展实验，具体结论如下：

1) A壁板隔热性能优于B壁板，低气压会影响A壁板的隔热性能，对B壁板影响不大。压强与蜂窝芯内空气导热系数成正比，A壁板背面最高温度在低压下大约下降26.0%。

2) 在61 kPa环境下，壁板材料点燃时间缩短，对A壁板影响显著，相较于96 kPa环境下点燃时间缩短16%，但对B壁板影响不大。将实验测量结果与一个简单的分析模型进行比较，结果显示了压强对火焰传热的影响：压强通过影响对流换热系数进而影响对流热损失，在低压下对流热损失减小，导致样品更快地点燃。除此之外，压强还通过影响临界质量通量影响点燃时间。

3) 在61 kPa环境下，2种壁板材料燃烧强度降低，A壁板质量损失率从8.7%降到4.9%，B壁板质量损失率从5.8%降到4.8%。最大质量损失速率在低压下均降低，与火灾压强模型的结果一致。

4) 在61 kPa环境下，2种壁板材料的O₂消耗量、CO₂和CO产生量均超出96 kPa环境，但是峰值出现时间基本吻合。根据理想轴对称浮力羽流模型可知，气压通过影响烟羽流中卷吸空气的质量来影响CO质量浓度。

本研究结果表明气压会影响飞机火灾的进程，可为机舱消防救援部门根据飞机实际运行环境开展消防救援提供一定的参考。

下一步拟设置多梯度气压开展实验研究，进一步明确压强对飞机壁板材料燃烧特性的影响规律。