防火隔熱電力光纜槽盒模擬仿真研究

沈雨生，荀思超，徐 榮，徐興永

（國網鹽城供電公司，江蘇鹽城224000）

電力系統的火災較難避免，而火災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，將會給電力系統的維修恢復工作帶來巨大的壓力[1]。所以，如何在常規火災中避免500℃～800℃的高溫對電力管線及光纜管線的燒蝕作用，成為電力系統部署過程中必須考慮的問題。當前技術條件下，使用防火隔熱板材構建防火槽盒，讓500℃～800℃火焰直燃環境下光纜槽盒內的光纜及電纜設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，是當前電力系統防火系統設計的重要技術實現方向[2]。

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

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

1 防火隔熱環境的設定與研究目標

一般電力機房的燃燒材料，多為電弧激發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燃燒過程。該過程中，電弧溫度多為1200℃～1800℃，但一般持續時間在10s以內（因保護系統跳閘而停止電弧作用），而烴類聚合物燃燒溫度多為500℃～800℃，在防火消防系統有效動作的前提下，其燃燒過程一般持續時間在20min以內，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境設定中，按照800℃、20min燃燒燒蝕過程進行設定，可以抵御大部分燃燒過程的燒蝕作用。

常規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，應確保槽盒內溫度在800℃、20min燃燒燒蝕環境下，內部溫度不應高于153.6℃，本文將150℃設定為控制點，研究一種在800℃、20min燃燒燒蝕環境下確保內部溫度始終低于150℃防火隔熱槽盒的設計目標。

受到安裝條件設計，槽盒壁厚應小于12mm，槽盒內部空間應大于300mm×180mm，如圖1所示。

圖1 光纜槽盒基本架構設計示意圖Fig.1 Schematic diagram of basic structure design of optical cable trough box

2 仿真模擬比較方案設計

2.1 陶瓷材料與多孔材料的占比設計

設光纜槽盒壁厚為12mm，內外封裝層厚度均為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 ，設定 δ=L2/(L1+ L2)，研究變量δ的實際值與隔熱材料之間的關系，可以得到不同光纜槽盒壁結構條件下的隔熱性能。詳見圖2。

圖2 光纜槽盒結構板結構圖Fig.2 Structure of structural board of optical cable trough box

圖2 中，金屬多孔層設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 內外封裝層的結構設計

內封裝層一般采用沸點低于150℃的二甲苯環己烷溶劑的有機涂料進行涂刷，當溫度超過其沸點時，部分溶劑氣化并保持電纜槽內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。本文研究在實際考察該環境時，并不給予內部封裝層的相關仿真研究，故此處不展開討論。

外部封裝層有兩種實現方式，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℃下盒壁材質內的溫度分布曲線及其內部溫度變化關系進行分析，可以首先得到圖3。

圖3 盒壁材質內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區域，靠近高溫區部分出現急劇下降沿，但隨著該區域的深度加大，其溫度下降沿速率顯著降低，而在金屬多孔層L1區域，靠近高溫區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L1區域減小，L2區域加大時，該復合材料的溫度隔熱效果明顯增強，所以，當時δ=0.45時，同樣在表面溫度達到800℃時，內部區域的溫度達到155℃，而當δ=0.75時，該條件下內部區域的溫度只能控制在212℃。鑒于此規律，對不同δ值下內外度溫度進行加強實驗，其實驗結果見表1。

表1 不同δ值盒壁內側溫度分布仿真模擬結果Table 1 Simulation results of temperature distribution inside box wall with different values

表1中，當δ=0.25時，該材料的隔熱性能達到最佳，此時，L2過程前沿和L1過程后沿的陡峭降溫過程均可以達到最大利用，當δ＜0.25時，因為L2過程前沿的陡峭降溫效應不能得到充分發揮，且該降溫效率遠大于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揮。

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

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成前文已經進行了詳細分析。通過燒蝕實驗，800℃穩定燒蝕條件下，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模式與不適用外部封裝隔熱層的實現模式的抗燒蝕條件進行仿真分析，可得表2結果。

表2 不同外部封裝條件盒壁內側溫度分布仿真模擬結果(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部溫度顯著下降，而反射式外部封裝可將內部溫度控制在118℃，蒸發式外部封裝可將內部溫度控制在107℃。蒸發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%進行環境控制，而在800℃、5min燒蝕條件下，兩種外部封裝模式的內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。當室溫上升時，該外部隔熱條件下的內部溫度控制結果會顯著削弱并使800℃、5min燒蝕條件下的內部溫度上升，進而影響到最終實驗結果。而部分室溫控制條件較差的電力機房內，室溫可能超過30℃，所以為進一步確認較嚴苛室溫條件下的蒸發式外部封裝隔熱材料配合δ=0.25隔熱負荷材料的實際效果，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，試驗結果詳見表3。

表3 不同室溫下蒸發式外部封裝條件盒壁內側溫度分布仿真模擬結果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式涂層本身活躍度提升，穩定性降低，導致其本身的耐燒蝕性能下降。但當該蒸發式封裝涂層燒蝕完畢后，后續室溫對實際光纜槽盒內部溫度控制結果的影響并不顯著，最終控制效果均可實現在120℃以內，遠小于設計目標的150℃。

4 防火隔熱光纜槽盒的技術展望及討論

4.1 防火隔熱光纜槽盒的技術局限

本文設計中，光纜槽盒壁的厚度控制在12mm，其中包含外部蒸發式防火隔熱涂層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場的空間利用率。

經過本文優化，該光纜槽盒壁的實際構造如圖4所示。

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

該設計思路下，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構型下，每米槽盒自重為14.65kg，該自重可滿足一般吊裝及側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勢。且在相同燒蝕條件下，非隔熱電力光纜槽盒可以通過內部及外部充氮、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計中的討論重點。

但是，本文研究方案有其充分優勢，即在同樣進行內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施，在初期投入量和空間利用率方面本文方案反而占有優勢。即如果在初期設計方案討論中全面考慮所有因素，且以火災發生時不破壞槽盒內電纜光纜設施作為設計前提，本文槽盒方案優勢顯著。

4.2 防火隔熱電力光纜槽盒的技術整合

根據前文分析，在火災發生時，不單純使用防火槽盒進行防火，而是在槽盒內部充氮保護、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過程，就可以極大程度地控制槽盒內的溫度。可以使其短時間內無法將溫度燒蝕至室溫以上。

當前，大部分防火技術來自航空航天技術的民用轉化，包括致密陶瓷隔熱層、多孔金屬隔熱層、蒸發式隔熱涂層、反射式隔熱涂層、充氮冷卻技術等，均來自此轉化領域。以較早實現民用轉化的反射式隔熱涂層和充氮冷卻技術為例，這些技術在轉化初期受到產量制約，技術附加值較高，應用單價較高，難以得到有效推廣。但該技術在國內轉化愈30年來，前者已經廣泛應用于民用建筑日光隔熱領域，后者已經廣泛應用于工業降溫領域。其他技術實現轉化均不超過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發展階段。不久的將來，這些技術隨著應用范圍進一步擴大，相關材料產能得到進一步釋放，其實際應用成本會繼續降低。該方案在不久的將來會得到更廣泛的應用。

5 總結

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合7.5mm厚度的多孔金屬隔熱層作為核心隔熱設備，在設備的防火面布置1mm厚度的蒸發式防火隔熱材料，在火災初期提供3min～4min的燒蝕蒸發隔熱條件。經過仿真分析，該材料可在800℃、20min穩定燒蝕條件下確保內部溫度始終低于130℃，遠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，結合槽盒內充氮降溫技術和防火重點噴淋降溫技術，可以將該槽盒防火性能更加充分發揮。通過討論，本文方案使用的材料及技術，多為航空航天技術的民用轉化技術，當前部分相關技術仍有較高的技術附加值和較高的應用單價，但展望在不久的將來，相關技術因為產能充分釋放，其應用價格會逐漸降低。