機械排煙對室內變壓器火災燃燒特性的影響

摘" 要：為了研究不同機械排煙量下的室內變壓器火災動力學過程，探索適合于室內不同規模變壓器火災的最佳排煙量，基于FDS數值模擬技術，采用羽流法計算排煙量，研究6，12，18 MW這3種火源功率下室內變壓器火災在機械排煙條件下的燃燒特性。結果表明：無機械排煙時，不同火源功率下的燃燒形式不同；機械排煙量與火源功率呈正相關；不同規模變壓器火災均采用計算的2倍機械排煙量時降溫幅度、能見度提升幅度最大，故采用2倍機械排煙量的降溫控煙效果最佳。模擬6 MW火源功率的最佳排煙量為23.8 m3/s，12 MW火源功率的最佳排煙量為41.7 m3/s，18 MW火源功率的最佳排煙量為58.6 m3/s；合理增大機械排煙量，能減小室內變壓器火災蔓延形成窗口溢流火的危險性，有效抑制火焰的發展；同一火源功率下，隨機械排煙量的增大，主變室內溫度顯著降低，能見度提高。研究結果對戶內式變電站主變壓器室火災的安全防護提供了參考依據。

收稿日期：

2024-03-15

基金項目：

國家自然科學基金項目（52078415）

通信作者：

文波，女，陜西西安人，博士，教授，E-mail：wenbo_mail@163.com

關鍵詞：變壓器室；變壓器火災；數值模擬；機械排煙；排煙量；溫度分布

中圖分類號：X 932

文獻標志碼：A

文章編號：1672-9315（2024）06-1019-11

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2024.0601開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

Effect of mechanical smoke exhaust on combustion

characteristics of indoor transformer fire

WEN Bo，FENG Li

（School of Resources Engineering，Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，China）

Abstract：In order to study the dynamic process of indoor transformer fire under different mechanical exhaust volumes and explore the optimal exhaust volume suitable for indoor transformer fire of different sizes，based on FDS numerical simulation technology，this paper adopted the plume method to calculate the exhaust volume，and studied the combustion characteristics of indoor transformer fire under mechanical exhaust conditions for three types of fire power sources： 6 MW，12 MW and 18 MW.The results show that：" The combustion forms are different under different fire source powers without mechanical exhaust.The mechanical exhaust volume is positively correlated with the power of fire source.

The cooling amplitude and visibility increase amplitude are the largest when 2 times the calculated mechanical smoke exhaust volume is used for transformer fire of different sizes，so the cooling and smoke control effect of 2 times the mechanical smoke exhaust volume is the best.Among them，the optimal smoke exhaust volume of 6 MW fire power is 23.8 m3/s，that of 12 MW fire power is 41.7 m3/s，and that of 18 MW fire power is 58.6 m3/s.Reasonable increase of mechanical exhaust volume can reduce the risk of window overflow fire caused by the spread of indoor transformer fire，and effectively inhibit the development of flames.Under the same fire source power，with the increase of mechanical exhaust volume，the indoor temperature of the main transformer decreases significantly and the visibility increases.The research results provide a reference for fire safety protection in the main transformer room of indoor substation.

Key words：transformer room;transformer fire;numerical simulation;mechanical smoke exhaust;smoke exhaust volume;temperature distribution

0" 引" 言

變電站在電力系統中起到樞紐的關鍵作用，而變壓器是變電站的“心臟”，在電網中承擔著升壓降壓、電流轉換和能量傳輸等重要作用［1］。近年來，由于迎峰度夏等使城市居民對電力的需求激增，造成室內變壓器常常處于過載、超負荷、高溫運作狀態，致使變壓器火災事故頻發［2-3］。油浸變壓器本體、油枕內充有大量可燃的變壓器油［4-6］，一旦因電弧、短路等故障發生［7-8］，易引發變壓器火災，造成電力設備損壞［6-8］和大面積停電［2］等重大事故，從而造成嚴重的經濟損失［1-2］。因此，室內變壓器的火災安全是戶內式變電站電網穩定運行的關鍵，故需研究其燃燒特性及變壓器火災的防控技術。

在變壓器火災研究方面，趙志剛等通過模擬分析變壓器火災故障的發生過程，得出套管故障易引發火災［8］；汪亞龍等根據變壓器火災事故案例，總結出變壓器火災的類型和特點，揭示了變壓器火災事故的致因因素是變壓器絕緣油［9］；戴晨蓉等開展35 kV變壓器火災全尺度試驗，得到了變壓器火災發展過程、燃燒特征和溫度分布規律［10］；陳光等通過FDS數值模擬，揭示了不同火源功率對室內變壓器火災燃燒特性的影響［11］；張金偉等采用BIM建模，利用FDS模擬，探究了縱向風對變壓器火災演化的影響，揭示了防火墻對變壓器火災的防護作用［12］；李國春等開展了全尺度220 kV變壓器火災試驗，探究了集油坑火焰全覆蓋下的室外變壓器火災危險性，揭示了溫度等參數的變化［13］；HU等基于Unity3D建立了變壓器火災可視化系統，并利用FDS模擬了變壓器火災不同階段的燃燒過程［14］。在變壓器防火滅火研究方面，已有學者研究了水噴霧、細水霧、壓縮空氣泡沫等滅火系統對變壓器火災的滅火有效性［15-19］。

在通風對受限空間火災的研究方面，ALGER等通過艦船火災試驗研究，發現合理的通風對起火艙室火災煙氣控制具有積極的效果［20］；張培紅等通過數值模擬，研究機械排煙速率對地下車庫火災發展的影響，揭示了火災下開啟機械排煙能有效降低車庫內溫度等火災參數［21］；武曄秋通過數值模擬，研究了主變洞窒息滅火后，不同機械排煙量的排煙效果，得出排煙量越大，CO濃度下降越快［22］；ZHANG等研究了空調送風系統對艙室火災發展的影響，發現送風不僅能抑制火災的發展，還可以降低熱釋放速率［23］；劉義通過大空間火災試驗，探究了風機開啟時間對火災的影響，指出火災發生后開啟風機時間越早控煙效果越好［24］；張博思開展艙體火災試驗，研究了機械通風量對艙室火災發展的影響，指出機械通風對火災的強化作用是有限的，在足夠大的機械通風量下會降低艙室火災環境的危險性［25］；許少剛研究了側向機械排煙對地下建筑火災的影響，指出側向排煙能有效控制煙氣發展，減輕火災產生的危害［26］。

綜上所述，現有研究大多關注變壓器火災的發生原因、發展過程和防滅火方面，鮮有開展機械通風對室內變壓器火災燃燒特性的研究。在現行的變電站相關設計標準中，如GB50229—2019《火力發電廠與變電站設計防火規范》、DL5027—2015《電力設備典型消防規程》、DL/T5495—2015《35-110 kV戶內變電站設計規程》中針對變壓器火災的處置方式除要求火災發生時關閉機械排煙外，未對排煙作出具體規定。然而，當火災發生時過早的關閉機械排煙會使主變室內溫度和煙密度迅速上升，高溫煙氣可對鄰近電氣設備造成二次損傷，增加電力恢復時間和成本，降低變電站的抗災韌性。此外，規范是統籌考慮火災發展各階段而規定的火災發生時關閉機械排煙，但也有一些研究結果發現在火災發展初始階段開啟機械排煙能控制住火勢發展，使其在有限空間內燃燒，避免引燃其他功能區域造成更大范圍內火災，為火災救援和火災修復創造有利條件。

因此，有必要研究在火災發展初期開啟機械排煙對變壓器火災的影響。文中應用FDS數值模擬，通過改變排煙量，揭示變壓器火災在不同機械通風條件下關鍵特征參數的演化規律，為火災情況下主變室的防火控制和相關規范的完善提供參考依據。

1" 模型構建及火災場景設置

1.1" 變壓器火災模型

1.1.1" 物理模型

模型參考室內油浸式變壓器外形尺寸建立，油浸式變壓器由油枕、主變本體和高低壓套管等組成，簡化后的模型示意如圖1（a）所示。將變壓器置于主變室底部X-Y平面的中心位置，主變室尺寸為13 m×12 m×13 m（長×寬×高），主變本體尺寸為5 m×4.12 m×4 m（長×寬×高）。主變壓器室四周均為防火墻，其通風方案為自然進風、機械排風，進風口為外墻下部2個1.5 m×0.6 m的百葉窗，面積為1.8 m2。排風為變壓器室頂部的1.5 m×1.5 m排風口，面積為4.5 m2，通過2臺軸流風機排向室外。變壓器室內主要設備是油浸式變壓器，除維修管理外一般無人員進入。

1.1.2" 火源設置

已有研究表明，變壓器室火災一般最高發展至20 MW［27］，故在數值模擬中設定大、中、小3種火災規模，火源功率分別取18，12，6 MW，分別在t=310，253，178 s達到最大熱釋放速率。火源的布置如圖1（a）所示，在變壓器本體上設置3個火源，分別是在變壓器下方設置矩形油池，模擬集油坑火；在其側面設置條形火源，模擬變壓器本體局部爆裂的流淌火；在其頂部設置方形油池，模擬油枕火。設定底部、側壁、頂部的油池面積分別為2，3，1 m2，其單位面積熱釋放速率分別為1 000，2 000，3 000 kW/m2。設定火源為時間平方火源，其熱釋放速率按照非穩態指數規律增長如下

Q=α（t-t0）2

（1）

式中"" α為火災增長系數；t為點火后的時間，s；t0為開始有效燃燒所需的時間，s。由于變壓器火災屬于超快速油池火，故α取值為0.187 8。

1.2" 模擬參數確定

1.2.1" 燃燒模型

變壓器油是主變室內的重要危險源，它是由各種碳氫化合物組成的混合物。而

變壓器火災主要由變壓器油及其熱解生成的可燃氣體等組成，燃燒組分為混合物，故采用FDS混合分數燃燒模型［11-13］。假設用混合物百分數Z來表征燃料特性，其化學反應表征式為

Z=sYF-（Y0-Y

SymboleB@ 0）sY1F+

Y

SymboleB@ 0，s=v0M0vFMF

（2）

式中" s為反應的當量比；YF為燃料的質量分數，%；Y1F為燃料源處的質量分數，%；Y0為氧氣的質量分數，%；Y

SymboleB@ 0為初始環境中氧氣的質量分數，%；M0和MF分別為氧氣和燃料的相對分子質量；v0和vF分別為氧氣和燃料化學反應的計算系數。

1.2.2" 模擬概況

在變壓器的表面設置STEEL邊界條件，主變室的壁面、地面及頂棚均設置CONCRETE邊界條件?；鹪吹娜剂辖M成參考庚烷的參數值［18，27］，環境溫度取夏季高溫37.3 ℃，總模擬時間為800 s，變壓器的結構如圖1（a）所示。在主變室內Z=5，8，11，12 m處沿Y方向間隔1 m布置一個熱電偶，共計40個熱電偶監測火災時的溫度變化；在距火源2 m處沿Z方向間隔2 m設置一個能見度測點，共計7個，監測火災下的能見度變化，如圖1（b）所示。計算域，除地面外的5個邊界條件均設置“OPEN”邊界條件，即四周與外界無阻礙連接，煙氣直接排向大氣中，減小了邊界條件對模擬結果的影響，保證了模擬結果的準確性。

1.2.3" 網格敏感性分析

當前研究中多采用火源特征直徑D*與計算網格尺寸δx進行網格敏感性分析，其比值可以作為網格劃分的依據。其中，D*由式（3）可得

D*=Qρ0cpT0g25

（3）

式中" Q為熱釋放速率，W；ρ0為空氣密度，取1.2 kg/m3；cp為空氣比熱，取1.01 kJ/（kg·K）；T0為環境溫度，取293.15 K；g為重力加速度，取9.81 m/s2。

根據McGrattan等推薦，D*/δx=R，一般R∈［4，16］，網格尺寸較為合適。根據火源功率計算得到火源特征直徑為1.96≤D*≤3.05，則網格尺寸取值范圍為0.12 m≤δx≤0.76 m。為評估網格的獨立性，選擇4種網格尺寸（0.2，0.25，0.5，0.6 m）對同一場景的火災參量進行比較。當Q=6 MW時，不同網格尺寸在豎向上距火源中心的溫度分布如圖2所示。

從圖2可以看出，0.6，0.5 m網格與0.25，0.2 m網格的求解結果有明顯差異。0.25 m和0.2 m網格下的溫度輪廓線較吻合，隨網格尺寸的進一步減小，模擬結果沒有明顯變化，但計算時間和成本顯著增加，故選用0.25 m的網格尺寸。

1.3" 模擬工況設定

根據GB51251—2017《建筑防煙排煙系統技術標準》采用軸對稱型煙羽流法，按式（4）～（10）計算不同火災規模所需的機械排煙量。

燃料面到煙氣層底部高度Z為

最小清晰高度-燃料面高度≤Z≤空間凈高-最小儲煙倉厚度-燃料面高度

（4）

最小儲煙倉厚度=max（0.1H，0.5）m

（5）

最小清晰高度=1.6+0.1H

（6）

計算得2.9≤Z≤11.3，取Z=3 m。

式中" H為空間凈高。

火災煙氣生成量計算公式為

MP=

0.071Q13cZ53+0.001 8Qc

（Zgt;Z1）0.032Q35cZ（Z≤Z1）

（7）

Z1=0.166Q25c

（8）

ΔT=T-T0=KQcMPcp

（9）

V=MPTρ0T0

（10）

式中" MP為軸對稱煙羽流的質量流量，kg/s；Qc為熱釋放速率的對流部分，kW，一般取0.7 Q，其中Q為熱釋放速率；Z1為火焰極限高度，m；ΔT為煙氣層平均溫度與環境溫度之差，K；T為火災煙氣層的平均熱力學溫度，K；T0為環境的熱力學溫度，293.15 K；K為煙氣中對流放熱量因子，采用機械排煙時取1.0，采用自然排煙時取0.5；cp為空氣的比定壓熱容，一般取1.01 kJ/（kg·K）；V為排煙量，m3/s；ρ0為環境溫度下的氣體密度，kg/m3。

經計算，6，12，18 MW的產煙量分別為23.8，41.7，58.6 m3/s。由此設計單個風機的機械排煙量，數值模擬工況見表1。

2" 結果與討論

2.1" 變壓器火災演變

室內變壓器火災發展

的增大，近火區氧氣濃度不足以維持變壓器油燃燒，燃燒速率轉由流進室內的空氣速率控制所導致。

從圖3有無機械排煙對比可知，當排煙量為2V時，可以抑制不同火源功率下變壓器火災的發展，減小火焰高度，將火災限制在變壓器本體局部范圍內。由此可見，發生火災時采用合理的排煙量能有效抑制以礦物變壓器油為主的燃料控制燃燒向以氧含量為主的通風控制型燃燒轉變，使變壓器火災在機械通風的作用下保持室內的穩定燃燒，從而減少向室外蔓延形成外立面溢流火災擴大的風險。

2.2" 主變室內溫度分布

主變室內變壓器火災發生后，煙氣在浮力的作用下上升，使得變壓器室上部空間浮力羽流區域的溫度升高［11］，而機械排煙排走燃燒產生的高溫煙氣和熱量。因此，有必要研究不同火源功率在機械排煙條件下主變室內空間的溫度分布規律，探索適合于室內主變火災的最佳排煙量。

2.2.1" 豎向溫度分布

圖4展示了在330 s時不同火

源功率下無機械排煙V=0與2V排煙量的工況在火源中心X=2 m的瞬時溫度切片結果。從圖4（a）、（c）、（e）可以看出，無機械排煙時在不同火源功率下，頂部油枕火、側壁流淌火、底部集油坑火形成了變壓器外部的立體火焰，在穩定燃燒階段下呈現出三維立體火現象。隨火源功率增大，立體火焰現象越明顯，變壓器頂部火源中心附近溫度越高，高溫煙氣向下積聚越嚴重。從圖4（b）、（d）、（f）可以看出，與無機械排煙相比，當采用2倍排煙量時，能有效抑制變壓器火災形成三維立體火，同時使主變室內的溫度顯著降低，高溫煙氣明顯減少，能見度提高。顯然，在機械排煙作用下能有效降溫并抑制變壓器火災的發展。

2.2.2" 縱向溫度分布

圖5～圖7分別為室內變壓器火災在400～700 s時，在不同火源功率、不同高度和不同機械排煙量下沿Y方向的溫度均值分布。

從圖5可以看出，當Q=6 MW變壓器火災時，在不同空間高度處的溫度呈自火源中心向兩側衰減的變化趨勢，無機械排煙時的溫度最高。從圖5（c）、（d）可知，采用2V，2.5 V排煙量時的溫度輪廓線差異較?。幌噍^于無機械排煙時的頂棚平均溫度337.03 ℃，各排煙量下的頂棚平均溫度分別為264.69，194.19，114.29，93.12 ℃。與無機械排煙相較，各排煙量下的溫度降幅分別為21.5%、42.4%、66.1%、72.4%。顯然，室內不同空間高度處的溫度隨機械排煙量的增大會顯著降低，2V與2.5V排煙量下的平均溫度差最小，且隨排煙量進一步增大，降溫幅度未顯著提高。綜上可知，針對小規模變壓器火災的模擬場景，采用2倍機械排煙量抑制變壓器火災的降溫效果最佳。

從圖6可以看出，當模擬Q=12 MW變壓器火災時，無機械排煙與1V和1.5V排煙量下的溫度呈自火源中心向兩側衰減的變化趨勢，其原因是近火源區域溫度高，遠火源區域溫度低。而采用2V和2.5V排煙量時的溫度分布曲線相近，隨室內空間高度增加變化趨勢逐漸平緩，其原因是當排煙量增大到一定限值，產煙量和排煙量逐漸達到動態平衡［23］，機械排煙對室內的冷卻作用和對燃燒的促進作用相當。從圖6（b）～（d）分析可得，相較于無機械排煙時的頂棚平均溫度442.1 ℃，各排煙量下的頂棚平均溫度分別為372.95，192.73，122.91，102.28 ℃。與無機械排煙相較，各排煙量下的溫度降幅分別為15.6%、56.4%、72.2%、76.8%。顯然，2V與2.5V排煙量下的平均溫度差最小，且隨排煙量的進一步增大，降溫幅度偏小。綜上，針對較大規模變壓器火災模擬場景，采用2倍機械排煙量抑制變壓器火災的降溫效果最佳。

從圖7可以看出，當模擬Q=18 MW變壓器火災時，除1V排煙量時的溫度呈自火源中心向兩側遞減的變化趨勢外，其余排煙量下的溫度變化趨勢隨高度升高而逐漸平緩，2V和2.5V排煙量下的溫度分布曲線較吻合。無機械排煙時，溫度變化是因室內氧氣不足使變壓器火災出現通風口溢流火，火源中心發生轉移；1V排煙量時，室外冷空氣進入室內使通風對燃燒的促進作用大于機械排煙的冷卻作用，造成產煙量大于排煙量，室內溫度升高；隨著排煙量的增大，當排煙量大于產煙量且增大到一定值時，機械排煙對變壓器室的冷卻作用占據主導影響，故溫度隨排煙量的增大而降低。

從圖7（d）可以看出，與無機械排煙時的頂棚平均溫度392.13 ℃相比，各排煙量下的頂棚平均溫度分別為429.83，177.46，133.02，111.10 ℃。與無機械排煙相比，1.5～2.5V排煙量下的溫度降幅分別54.7%、66.1%、71.7%。顯然，隨排煙量的增大溫度顯著降低，2.5V與2V排煙量下的平均溫度差最小，且隨排煙量的進一步增大，2.5V排煙量的降溫效果不明顯。此外，排煙量越大，耗能也越大，故針對大規模變壓器火災模擬場景，采用2倍機械排煙量抑制變壓器火災的降溫效果最佳。

2.3" 主變室內能見度分布分析

圖8是不同火源功率在不同機械排煙量下2 m高度處能見度隨時間的變化。從圖8可以看出，能見度呈近似以1/2為底的指數的衰減趨勢。同一火源功率下，能見度隨機械排煙量的增大而增大。大空間內發生火災時，通常認為能見度小于10 m即危險的來臨時刻，且能見度越小，危險性越高［28］。與無機械排煙時的能見度相比，增加機械排煙使煙氣下沉速率減緩，使主變室內的能見度顯著增大，危險性明顯減小。這是由于受限空間內氧氣含量有限，在機械排煙作用下，一方面在火災初期階段因室外冷空氣流入導致燃燒速率增大從而增大了煙氣的生成速率，使能見度驟降［25］；另一方面，隨著燃燒進入穩定階段，燃燒速率和煙氣的生成速率趨于穩定，此時在合理機械排煙量的作用下，產煙和排煙逐漸達到動態平衡。此外，因排煙的作用使室內遮光性顆粒減少，能見度上升，最終能見度維持在穩定范圍內。

能見度指標時間是不同排煙量下能見度降低至臨界值10 m的時間。能見度指標提升度如下

Ni=Ti-TjTj×100%

（11）

式中" Ti為本排煙量能見度達到指標時間，s，i=1，1.5，2，2.5；Tj為上一排煙量能見度達到指標時間，s，j=0，1，1.5，2。

表2為各機械排煙量下能見度達到臨界值時的指標時間和指標提升度。由表2可知，隨排煙量遞增，能見度達到指標時間的速率遲緩，指標提升度上浮，故機械排煙能有效控制煙氣發展。在自然排煙條件下，當火源功率為18 MW時，主變室內因氧氣不足出現通風口溢流火，使變壓器油未完全燃燒；而采用1V排煙量時，室內氧氣充足使變壓器火災穩定燃燒，故1V排煙量時能見度的指標提升度最大。根據表2中能見度指標時間和指標提升度可知，2V排煙量時機械排煙的控煙效果最佳。

3" 結" 論

1）火災發生時開啟機械排煙能有效控制變壓器火災。不同規模變壓器火災所需的機械排煙量不同，機械排煙量與火源功率呈正相關。6，12，18 MW火源功率的最佳排煙量依次為23.8，41.7，58.6 m3/s。

2）合理增大機械排煙量能有效減小變壓器火災的火焰高度，減小室內變壓器火災向室外蔓延的風險。

3）合理增大機械排煙量會加強對變壓器室的冷卻作用。6，12，18 MW采用最佳排煙量，溫度分別降低了66.1%、72.2%、66.1%。同一火源功率下，溫度隨機械排煙量增大而顯著降低；同一機械排煙量下，近火源區域溫度高，隨離火源中心高度增加，溫度逐漸降低。

4）合理增大機械排煙量會減緩煙氣下沉速率，提高火災下變壓器室內的能見度。6，12，18 MW采用最佳排煙量，能見度分別提升了24%、20%、18%。同一火源功率下，能見度隨機械排煙量的增大而增大。

5）綜合溫度、能見度分析以及考慮到節能、經濟技術性，采用2倍排煙量時能有效抑制室內變壓器火災的發展，使降溫排煙效果最佳。

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（責任編輯：高佳）