沈雨生，荀思超，徐 榮，徐興永

（國網(wǎng)鹽城供電公司，江蘇鹽城224000）

電力系統(tǒng)的火災(zāi)較難避免，而火災(zāi)之中對各種管線的破壞過程，特別是燒蝕作用對電纜光纜的絕緣層保護層的損壞，將會給電力系統(tǒng)的維修恢復(fù)工作帶來巨大的壓力[1]。所以，如何在常規(guī)火災(zāi)中避免500℃～800℃的高溫對電力管線及光纜管線的燒蝕作用，成為電力系統(tǒng)部署過程中必須考慮的問題。當(dāng)前技術(shù)條件下，使用防火隔熱板材構(gòu)建防火槽盒，讓500℃～800℃火焰直燃環(huán)境下光纜槽盒內(nèi)的光纜及電纜設(shè)備不至于受到足以融化或引燃其絕緣保護材料層的燃燒影響，是當(dāng)前電力系統(tǒng)防火系統(tǒng)設(shè)計的重要技術(shù)實現(xiàn)方向[2]。

在早期防火槽盒的設(shè)計中，多孔材料和陶瓷材料成為防火槽盒的重要實現(xiàn)方式[3]。近20年來，因為航空技術(shù)的民用轉(zhuǎn)化，燃燒蒸發(fā)材料在電力防火槽盒設(shè)計中用途越來越廣泛。而且，槽盒本身的復(fù)合材料設(shè)計，也讓電力防火槽盒可以承受更長時間的燒蝕過程。當(dāng)前條件下，一般電力防火槽盒分為至少三層設(shè)計，內(nèi)層為多孔復(fù)合材料，中層為陶瓷防火材料，外層為燃燒蒸發(fā)材料[4]。外層材料可以在燃燒初期的180s～240s內(nèi)，提供充分的自燃燒蒸發(fā)散熱過程，此過程中可以確保蒸發(fā)層內(nèi)部溫度低于100℃，而在燃燒蒸發(fā)層完全耗散后，陶瓷材料和多孔材料可以提供更長時間的抗燃作用，基本可以確保在20min之內(nèi)的高溫?zé)g過程中，槽盒內(nèi)部溫度控制在150℃以內(nèi)，確保電纜及光纜的絕緣保護層得到有效保護[5]。

在對相關(guān)材料的研究過程中，采用基于CAE的有限元分析法，可以讓相關(guān)研究結(jié)果更貼近真實燃燒過程[6]。

1 防火隔熱環(huán)境的設(shè)定與研究目標(biāo)

一般電力機房的燃燒材料，多為電弧激發(fā)的機房易燃材料燃燒，燃燒材料多為烴類聚合物的空氣激發(fā)燃燒過程。該過程中，電弧溫度多為1200℃～1800℃，但一般持續(xù)時間在10s以內(nèi)（因保護系統(tǒng)跳閘而停止電弧作用），而烴類聚合物燃燒溫度多為500℃～800℃，在防火消防系統(tǒng)有效動作的前提下，其燃燒過程一般持續(xù)時間在20min以內(nèi)，絕大部分燃燒過程中不會超過10min。所以，在實際對光纜槽盒進行燃燒環(huán)境設(shè)定中，按照800℃、20min燃燒燒蝕過程進行設(shè)定，可以抵御大部分燃燒過程的燒蝕作用。

常規(guī)未阻燃材料的電纜及光纜的PVC保護層的燃點為256℃，熔點高于燃點。其他材料的熔點、燃點均遠(yuǎn)高于該溫度。按照40%的冗余度保護策略，防火隔熱槽盒的保護作用下，應(yīng)確保槽盒內(nèi)溫度在800℃、20min燃燒燒蝕環(huán)境下，內(nèi)部溫度不應(yīng)高于153.6℃，本文將150℃設(shè)定為控制點，研究一種在800℃、20min燃燒燒蝕環(huán)境下確保內(nèi)部溫度始終低于150℃防火隔熱槽盒的設(shè)計目標(biāo)。

受到安裝條件設(shè)計，槽盒壁厚應(yīng)小于12mm，槽盒內(nèi)部空間應(yīng)大于300mm×180mm，如圖1所示。

圖1 光纜槽盒基本架構(gòu)設(shè)計示意圖Fig.1 Schematic diagram of basic structure design of optical cable trough box

2 仿真模擬比較方案設(shè)計

2.1 陶瓷材料與多孔材料的占比設(shè)計

設(shè)光纜槽盒壁厚為12mm，內(nèi)外封裝層厚度均為1mm，那么金屬多孔層厚度L1與陶瓷致密層厚度L2之間存在L1+L2=10mm ，設(shè)定 δ=L2/(L1+ L2)，研究變量δ的實際值與隔熱材料之間的關(guān)系，可以得到不同光纜槽盒壁結(jié)構(gòu)條件下的隔熱性能。詳見圖2。

圖2 光纜槽盒結(jié)構(gòu)板結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of structural board of optical cable trough box

圖2 中，金屬多孔層設(shè)計為鋁鈦鎳合金多孔材料，孔隙比為0.84，最大孔徑為0.4mm，采用高溫離心發(fā)泡工藝制成金屬多孔層軋板，陶瓷致密層采用合成陶土高溫全瓷化陶瓷板，陶土成份為Al2AiO5陶土，瓷化溫度為2200℃，屬于高溫高瓷化高密度陶瓷板。金屬多孔層比重為0.32，陶瓷致密層比重為3.68。

2.2 內(nèi)外封裝層的結(jié)構(gòu)設(shè)計

內(nèi)封裝層一般采用沸點低于150℃的二甲苯環(huán)己烷溶劑的有機涂料進行涂刷，當(dāng)溫度超過其沸點時，部分溶劑氣化并保持電纜槽內(nèi)氣壓略高于外部氣壓，防止外部高溫氣體融化密封墊層后涌入電纜槽內(nèi)。本文研究在實際考察該環(huán)境時，并不給予內(nèi)部封裝層的相關(guān)仿真研究，故此處不展開討論。

外部封裝層有兩種實現(xiàn)方式，一種是采用反射式外部材料層，一般采用高反射鎳鋁合金涂層，可以反射大部分紅外線、可見光和紫外線，確保隔熱層溫度在外部封裝層完全燒蝕之前隔熱層不會受到直接燒蝕。一種采用蒸發(fā)式外部材料層，一般采用Si2O4或Si02材料配合易氣化溶劑（如HAWS或LAWS等溶劑材料）使其在200℃左右的外部環(huán)境中快速氣化并吸收大量熱量。其中HAWS沸點在151℃～193℃，LAWS沸點在151℃～196℃，實際環(huán)境中，受到其表面反射率影響，該涂層的氣化點將高于該值20%～30%。

下文仿真測試中，將上述兩種外部封裝層的實際隔熱效果進行單獨分析。

3 隔熱層的實際隔熱效果

3.1 不考慮外部涂層影響下的隔熱效果分析

使用CAE對不同δ值下800℃下盒壁材質(zhì)內(nèi)的溫度分布曲線及其內(nèi)部溫度變化關(guān)系進行分析，可以首先得到圖3。

圖3 盒壁材質(zhì)內(nèi)溫度分布曲線仿真模擬圖Fig.3 Simulation diagram of temperature distribution curve in box wall material

圖3 中，在致密陶瓷材料L2區(qū)域，靠近高溫區(qū)部分出現(xiàn)急劇下降沿，但隨著該區(qū)域的深度加大，其溫度下降沿速率顯著降低，而在金屬多孔層L1區(qū)域，靠近高溫區(qū)域的溫度下降較為遲緩，但隨著深度加大，其下降沿逐漸陡峭。所以，當(dāng)L1區(qū)域減小，L2區(qū)域加大時，該復(fù)合材料的溫度隔熱效果明顯增強，所以，當(dāng)時δ=0.45時，同樣在表面溫度達(dá)到800℃時，內(nèi)部區(qū)域的溫度達(dá)到155℃，而當(dāng)δ=0.75時，該條件下內(nèi)部區(qū)域的溫度只能控制在212℃。鑒于此規(guī)律，對不同δ值下內(nèi)外度溫度進行加強實驗，其實驗結(jié)果見表1。

表1 不同δ值盒壁內(nèi)側(cè)溫度分布仿真模擬結(jié)果Table 1 Simulation results of temperature distribution inside box wall with different values

表1中，當(dāng)δ=0.25時，該材料的隔熱性能達(dá)到最佳，此時，L2過程前沿和L1過程后沿的陡峭降溫過程均可以達(dá)到最大利用，當(dāng)δ＜0.25時，因為L2過程前沿的陡峭降溫效應(yīng)不能得到充分發(fā)揮，且該降溫效率遠(yuǎn)大于L1過程后沿的降溫效率，所以此時隨著值減小，其隔熱效果反而不能充分發(fā)揮。

同時，通過該測試條件，可以發(fā)現(xiàn)在不適用外部涂層對內(nèi)部溫度進行有效控制時，條件下已經(jīng)可以實現(xiàn)800℃、20min燒蝕條件的內(nèi)部溫度控制在150℃以內(nèi)的隔熱控制目標(biāo)。

3.2 外部涂層對隔熱效果的影響分析

本文計劃對比兩種隔熱外部封裝層與無隔熱外部封裝層條件下的盒壁材料隔熱效果。兩種隔熱層的隔熱原理和材料構(gòu)成前文已經(jīng)進行了詳細(xì)分析。通過燒蝕實驗，800℃穩(wěn)定燒蝕條件下，反射式隔熱層的抗燒蝕時間在160s～280s即2.7min～4.7min；蒸發(fā)式隔熱層抗燒蝕時間在180s～240s即3.0min～4.0min，對兩種外部封裝隔熱層實現(xiàn)模式與不適用外部封裝隔熱層的實現(xiàn)模式的抗燒蝕條件進行仿真分析，可得表2結(jié)果。

表2 不同外部封裝條件盒壁內(nèi)側(cè)溫度分布仿真模擬結(jié)果(δ=0.25)Table 2 Simulation results of temperature distribution inside the box wall under different external packaging conditions

表2中，在δ=0.25條件下，800℃、20min的燒蝕條件，無封裝層支持的內(nèi)部溫度可控制在136℃，而兩種封裝模式均可以使該條件下的內(nèi)部溫度顯著下降，而反射式外部封裝可將內(nèi)部溫度控制在118℃，蒸發(fā)式外部封裝可將內(nèi)部溫度控制在107℃。蒸發(fā)式外部封裝模式的抗燒蝕效果更佳。

在本次試驗中，實驗室按照室溫20℃、濕度40%進行環(huán)境控制，而在800℃、5min燒蝕條件下，兩種外部封裝模式的內(nèi)部溫度控制均接近室溫，可見室溫對實際燃燒隔熱效果影響較大。當(dāng)室溫上升時，該外部隔熱條件下的內(nèi)部溫度控制結(jié)果會顯著削弱并使800℃、5min燒蝕條件下的內(nèi)部溫度上升，進而影響到最終實驗結(jié)果。而部分室溫控制條件較差的電力機房內(nèi)，室溫可能超過30℃，所以為進一步確認(rèn)較嚴(yán)苛室溫條件下的蒸發(fā)式外部封裝隔熱材料配合δ=0.25隔熱負(fù)荷材料的實際效果，對不同室溫下該隔熱模式的抗燒蝕效果進行進一步加強仿真試驗，試驗結(jié)果詳見表3。

表3 不同室溫下蒸發(fā)式外部封裝條件盒壁內(nèi)側(cè)溫度分布仿真模擬結(jié)果δ=0.25Table 3 Simulation results of temperature distribution inside the box wall under different room temperature conditions

表3中，不同室溫條件下，800℃、5min燒蝕條件下光纜槽盒內(nèi)部溫度變化較為劇烈，但較室溫提升幅度均在2℃～5℃，隨著室溫升高，其5min溫度上升速度加快，主要原因是高室溫條件下蒸發(fā)式涂層本身活躍度提升，穩(wěn)定性降低，導(dǎo)致其本身的耐燒蝕性能下降。但當(dāng)該蒸發(fā)式封裝涂層燒蝕完畢后，后續(xù)室溫對實際光纜槽盒內(nèi)部溫度控制結(jié)果的影響并不顯著，最終控制效果均可實現(xiàn)在120℃以內(nèi)，遠(yuǎn)小于設(shè)計目標(biāo)的150℃。

4 防火隔熱光纜槽盒的技術(shù)展望及討論

4.1 防火隔熱光纜槽盒的技術(shù)局限

本文設(shè)計中，光纜槽盒壁的厚度控制在12mm，其中包含外部蒸發(fā)式防火隔熱涂層1mm，但此厚度相比較普通光纜槽盒壁的3mm～5mm更加笨重。即在可以單方面增加光纜槽盒壁厚度的條件下可以有效優(yōu)化光纜槽盒壁的隔熱性能，但勢必犧牲其厚度性能，使光纜槽盒壁過厚而影響現(xiàn)場的空間利用率。

經(jīng)過本文優(yōu)化，該光纜槽盒壁的實際構(gòu)造如圖4所示。

圖4 防火隔熱槽盒壁最終優(yōu)化構(gòu)型圖Fig.4 The final optimized configuration of the box wall of fire and heat insulation tank

該設(shè)計思路下，該材料的綜合比重為1.19，即12mm條件下每平米重量為14.2kg，在圖1構(gòu)型下，每米槽盒自重為14.65kg，該自重可滿足一般吊裝及側(cè)裝緊固件的承重能力。但相比較厚度1.5mm的比重7.75的同等內(nèi)部空間非隔熱不銹鋼材料槽盒來講，其每米自重為11.4kg。后者較本文方案在自重方面有顯著優(yōu)勢。且在相同燒蝕條件下，非隔熱電力光纜槽盒可以通過內(nèi)部及外部充氮、局部重點淋水等方式進行充分降溫。也可在一定程度上降低槽盒內(nèi)部溫度。所以在實際工程部署過程中，使用何種電纜光纜槽盒也是工程設(shè)計中的討論重點。

但是，本文研究方案有其充分優(yōu)勢，即在同樣進行內(nèi)部外部充氮及加強淋水降溫的輔助防火條件下，使用防火隔熱槽盒會有效降低對輔助防火設(shè)施的部署密度，降低其部署成本。使用本文研究防火槽盒進行防火管理固然會增加初期投入量，在一定程度上影響空間利用率，但因為大幅度減少了輔助降溫防火設(shè)施，在初期投入量和空間利用率方面本文方案反而占有優(yōu)勢。即如果在初期設(shè)計方案討論中全面考慮所有因素，且以火災(zāi)發(fā)生時不破壞槽盒內(nèi)電纜光纜設(shè)施作為設(shè)計前提，本文槽盒方案優(yōu)勢顯著。

4.2 防火隔熱電力光纜槽盒的技術(shù)整合

根據(jù)前文分析，在火災(zāi)發(fā)生時，不單純使用防火槽盒進行防火，而是在槽盒內(nèi)部充氮保護、槽盒附近及全火場的噴砂噴淋及惰性氣體沖入滅火等諸多防火設(shè)施進行全面防火控制。單純在光纜槽盒中進行充氮降溫等技術(shù)過程，就可以極大程度地控制槽盒內(nèi)的溫度?？梢允蛊涠虝r間內(nèi)無法將溫度燒蝕至室溫以上。

當(dāng)前，大部分防火技術(shù)來自航空航天技術(shù)的民用轉(zhuǎn)化，包括致密陶瓷隔熱層、多孔金屬隔熱層、蒸發(fā)式隔熱涂層、反射式隔熱涂層、充氮冷卻技術(shù)等，均來自此轉(zhuǎn)化領(lǐng)域。以較早實現(xiàn)民用轉(zhuǎn)化的反射式隔熱涂層和充氮冷卻技術(shù)為例，這些技術(shù)在轉(zhuǎn)化初期受到產(chǎn)量制約，技術(shù)附加值較高，應(yīng)用單價較高，難以得到有效推廣。但該技術(shù)在國內(nèi)轉(zhuǎn)化愈30年來，前者已經(jīng)廣泛應(yīng)用于民用建筑日光隔熱領(lǐng)域，后者已經(jīng)廣泛應(yīng)用于工業(yè)降溫領(lǐng)域。其他技術(shù)實現(xiàn)轉(zhuǎn)化均不超過10年，此時正處于單價適度降低且民用范圍日趨廣泛的技術(shù)發(fā)展階段。不久的將來，這些技術(shù)隨著應(yīng)用范圍進一步擴大，相關(guān)材料產(chǎn)能得到進一步釋放，其實際應(yīng)用成本會繼續(xù)降低。該方案在不久的將來會得到更廣泛的應(yīng)用。

5 總結(jié)

通過基于CAE的模擬分析，本文確定了使用2.5mm厚度的致密陶瓷隔熱層復(fù)合7.5mm厚度的多孔金屬隔熱層作為核心隔熱設(shè)備，在設(shè)備的防火面布置1mm厚度的蒸發(fā)式防火隔熱材料，在火災(zāi)初期提供3min～4min的燒蝕蒸發(fā)隔熱條件。經(jīng)過仿真分析，該材料可在800℃、20min穩(wěn)定燒蝕條件下確保內(nèi)部溫度始終低于130℃，遠(yuǎn)低于無阻燃特性電纜光纜保護層絕緣層材料的256℃防火耐熱需求。同時，結(jié)合槽盒內(nèi)充氮降溫技術(shù)和防火重點噴淋降溫技術(shù)，可以將該槽盒防火性能更加充分發(fā)揮。通過討論，本文方案使用的材料及技術(shù)，多為航空航天技術(shù)的民用轉(zhuǎn)化技術(shù)，當(dāng)前部分相關(guān)技術(shù)仍有較高的技術(shù)附加值和較高的應(yīng)用單價，但展望在不久的將來，相關(guān)技術(shù)因為產(chǎn)能充分釋放，其應(yīng)用價格會逐漸降低。