換流變壓器閥廳防火墻孔洞封堵結構材料耐火極限研究

潘志城，鄧 軍，張 良，繆建軍，樊世濤

(1.中國南方電網有限責任公司 超高壓輸電公司檢修試驗中心，廣東 廣州 510663；2.南通世睿電力科技有限公司，江蘇 南通 226000)

換流變壓器是換流站中的主要設備，其主要是與換流閥相連接，實現交直流的相互轉換；同時完成交直流之間的電氣隔離。目前我國較多換流站工程[1]，換流變壓器和閥廳之間均采用毗鄰設計，在二者之間設計防火墻，防火墻上預留安裝孔洞，用于插入換流變壓器閥側套管和升高座；安裝完成后，該孔洞需采用防火材料進行封堵，保證換流閥廳的安全性能[2]。換流變壓器的典型特征儲油量較高，通常均在100 t以上，其在燃燒后情形接近烴類火災，升溫速率極高[3]；其可在極短時間內達1 000 ℃以上，對于防火封堵材料的影響極大。其一旦發生火災，可造成極大影響，封堵結構一旦破壞后，火勢會在較短時間內蔓延至閥廳內[4]；火災規模擴大，滅火救援難度較高。因此，在對孔洞實行封堵時，采用的封堵結構材料的耐火性能尤為重要，其耐火極限越高，則可保證越佳的防火效果。為分析孔洞封堵材料的使用性能，有學者分別展開換流變壓器火災數值模擬以及抗爆門抗沖擊性能探討，研究包含封堵孔洞防火墻的性能[5-6]。本文針對材料的耐火極限性能，展開相關研究，以典型的孔洞封堵材料為例，進行試驗和模擬分析，獲取其耐火極限性能結果。

1 封堵結構材料耐火極限

1.1 換流變壓器閥廳防火墻孔洞封堵結構

本文以某高壓換流站采用的典型的換流變壓器閥廳防火墻孔洞封堵結構材料為例，展開相關實驗和分析，該換流站為保證封堵結構的強度、提升孔洞封堵材料的耐火性能[7]，采用增強型孔洞封堵結構材料，完成換流變壓器閥廳防火墻孔洞封堵；封堵結構和材料結構，分別如圖1和圖2所示。

(a)換流變壓器閥廳防火墻孔洞封堵實例圖

圖2 孔洞封堵結構材料Fig.2 Structural materials for hole plugging

由圖2可知，孔洞封堵結構材料共包含5層，由內而外使用的材料分別為龍骨、不銹鋼面硅酸鋁復合防火板、鎂質防火板，各層的材料具體如表1所示。

表1 孔洞封堵結構各層的材料Tab.1 Materials for each layer of hole sealing structure

1.2 孔洞封堵結構材料耐火極限分析

為精準掌握孔洞封堵結構材料耐火極限性能，采用試驗和模擬仿真2種方法完成。其中試驗在特定的條件下完成，模擬采用LS-DYNA有限元軟件完成；通過2種方法相互結合和相互判斷，分析孔洞封堵結構材料在烴類火溫度下[8]的傳熱特性和失效特性，驗證孔洞封堵結構材料耐火極限。

1.2.1耐火極限試驗

在烴類火溫度下進行測試，選擇試驗對象中包含一個封堵孔洞的防火墻，其尺寸為3 m×3 m，獲取孔洞封堵結構材料在該溫度下的溫度變化曲線[9]。選擇背火面14個測點，試驗過程中，以上述測點的數據作為測試分析數據。測點設定情況如圖3所示。

圖3 測點設定詳情Fig.3 Details of measuring point setting

由圖3可知，測點T1、T2為貫穿物表面距封堵材料表面25 mm位置處測溫點；T3、T4為封堵材料距離貫穿物表面25 mm位置處測溫點；T5～T8為背火面小封堵邊緣位置處測溫點；T9～T14為背火面板材上測溫點。在這14個測點中，測點T1～T6為受火面；測點T7～T14為背火面。采用GB/T 9978—2008、GB/T 26784—2011、GB 23864—2009的防火封堵材料相關標準作為判斷標準[10]；要求封堵結構材料滿足耐火極限3 h以上。

溫升試驗時間越長，測量點在烴類火溫度的作用下，各個測點的溫度值越高，表明各個測點溫度曲線具有顯著的一階指數型函數特征[11]?；诖?，為計算試驗測點的耐火極限，構建全狀態指數模型，其公式為：

T(t)=T∞+(T0-T∞)-t/τ

(1)

式中：T∞為極限穩態溫度值；T0為初始溫度；τ為時間常數。依據上述相關標準[12]，每1h內各個測點的穩態溫度和對應的穩態時間，分別用Tw和tw表示。如果各個測點均處于熱平衡狀態，則：

T(tw+1)-T(tw)≤1

(2)

依據上述2個公式可知：

(3)

T∞-Tw=e1/τ/(e2/τ-1)

(4)

依據上述公式即可獲取各個測點的溫度曲線；依據該曲線即可生成孔洞封堵結構材料的耐火極限曲線變化結果。

1.2.2有限元模擬分析

本文采用LS-DYNA有限元軟件進行孔洞封堵結構材料耐火極限模擬仿真分析，截取部分結構構件數值模型[13]；其傳熱邊界條件如圖4所示。

圖4 火災傳熱邊界條件Fig.4 Fire heat transfer boundary conditions

由圖4的邊界情況可知，完成包含一個封堵孔洞的防火墻有限元模型的構建，并確定其邊界條件、材料參數、網格劃分[14-15]；具體如圖5、圖6所示，其材料內部溫度傳遞過程中的溫度場數值模擬采用熱分析模塊完成。

圖5 防火墻孔洞有限元模型Fig.5 Finite element model of firewall hole

圖6 換流變壓器有限元模型Fig.6 Finite element model of converter transformer

完成網格劃分后，模型的熱傳導問題可通過一維格構單元表示，各個單元格熱傳導系數的確定，依據其單元類別完成。外界溫度和自身因素會直接影響換流變壓器閥廳防火墻孔洞封堵結構材料內部溫度場[16-17]；基于傅里葉變換可得出結構材料的熱傳導方程：

(5)

式中：T為絕對溫度；ρ和c分別為材料結構質量密度和比熱容[18-19]；λ為有效的導熱系數；Q為熱源。

如果λ為常數，衡量模型的初始和邊界2種條件，得出解析解，其公式為：

(6)

如果λ隨著時間的變化而變化，那么式(5)存在顯著的非線性；一維格構單元用ij表示，其長度為L，采用加權余數法獲取式(5)的數值形式，其函數公式為：

(7)

如果F(T)表示溫度的任意函數，其沿i、j的加權余數函數計算公式為：

F(T)=ωiF(Ti)+ωjF(Tj)

(8)

式中：Ti和Tj均表示溫度，分別對應ij中的i和j。

在此基礎上，通過伽略金加權余數原則和分部積分法對該函數實行換算后，可得出ij的有限元方程：

(9)

式中：A表示一維格構單元的面積。

基于上述公式即可得出一維熱傳導方程的數值形式公式：

(10)

式中：K為熱源分布曲線形狀系數[20]；Δt表示時間差。

2 測試結果與分析

2.1 結構組成部分的耐火極限

本文研究的孔洞封堵結構采用多層設計，由多個材料層組成。其中硅酸鋁纖維棉是柔性封堵的重要部分，該部分的耐火極限性能，直接影響整個結構的耐火極限性能；因此，先對該柔性封堵材料的耐火性能進行分析。獲取其在不同溫度下的導熱系數，具體如表2所示；并依據導熱系數結果，計算整體封堵材料受火面、中間部位以及背火面的耐火極限性能，結果如圖7所示。

表2 柔性封堵材料的導熱系數結果Tab.2 Thermal conductivity results of flexibleplugging materials

圖7 整體封堵材料的耐火極限性能Fig.7 Fire resistance limit performanceof integral sealing material

由表2和圖7可知，封堵結構材料的受火面、中間部分和背火面在不同的耐火時間下，發生顯著的差異變化，整體而言，受火面的溫度最高。結構材料在耐火時間為30 min時，其溫度即達到950 ℃左右，隨著耐火時間的繼續增加，其溫度幾乎處于平穩狀態；中間部分則在耐火時間為60 min左右時，達到平穩狀態，溫度在760 ℃左右，并不再發生變化；背火面的溫度上升幅度較小。耐火時間為2 h后，溫度處于平穩狀態，達到155 ℃左右。這是由于結構中采用的柔性耐火材料導熱系數很小，因此，具有較好的防火隔熱性，經過3 h的耐火極限后，整體封堵材料的耐火極限性能均滿足應用需求。

2.2 龍骨耐火極限性分析

龍骨作為防火墻孔洞封堵結構中第2層的主要填充部分，中國工程建設標準化協會(CECS)相關標準中規定，在溫度為200 ℃時，強度損失率需在10%以下，以此判斷其力學性能損失較小。因此，為衡量其在封堵結構材料中的性能，獲取其在不同耐火時間下的溫度變化結果，具體如表3所示。

表3 龍骨的溫度變化結果Tab.3 Temperature change results of keel

由表3可知，隨著耐火溫度的逐漸增加，龍骨的溫度也隨之上升，當耐火時間達到3 h時，龍骨的溫度為182 ℃，低于CECS相關標準中規定的溫度200 ℃。基于此，可判定龍骨在耐火時間下，損失極小，不超過10%；這表明其在防火墻孔洞封堵結構材料中可實現良好的耐火性能。

2.3 封堵結構耐火極限溫升結果

獲取封堵結構在烴類火溫度下，經過3 h的耐火極限后，各個測點的溫度結果如表4所示。

表4 各個測點的溫升結果Tab.4 Temperature statistical resultsof each measuring point ℃

由表4可知，隨著耐火時間的逐漸增加，背火面的各個測點的溫度結果存在明顯差異。各個測點隨著耐火時間的逐漸增加，當耐火時間達到3 h后，貫穿物表面的測點溫升最高。其中，測點T1和測點T6的最高溫度分別為120、134 ℃；背火面測點T3和測點T4的溫度最高，分別達到66、74 ℃。該溫度變化結果符合國標相關標準，該孔洞封堵結構材料沒有發生漏火現象，結構整體的密封性、隔熱性均較為完好。因此，該防火墻孔洞封堵結構材料耐火極限達到應用標準，滿足實際應用需求。

2.4 有限元數值模擬分析

采用有限元模擬過程中，為更詳細分析封堵結構材料的耐火極限性能，保證分析結果更符合實際火災情況，結合實際發生火災時，火源發生位置會存在不同變化。因此，本試驗在進行有限元數值模擬分析時，先模擬火源工況，并在該工況下，進行封堵結構材料耐火極限數值分析?；鹪垂r1：火源點垂直位于封堵洞口側面，且火源集中于一條垂直線；火源工況2：火源點位于封堵孔洞正下方，火源存在彌散；火源工況3：火源點位于孔洞上方防火墻，且火源集中與一點。依據上述3種火源工況模擬封堵結構材料在3 h的耐火時間下，耐火極限的模擬結果，具體如圖8～圖10所示。

圖8 火源工況1下的封堵結構材料耐火極限Fig.8 Fire resistance limit of sealing structure materialunder fire source condition 1

圖9 火源工況2下的封堵結構材料耐火極限Fig.9 Fire resistance limit of sealing structure materialunder fire source condition 2

圖10 火源工況3下的封堵結構材料耐火極限Fig.10 Fire resistance limit of sealing structure materialunder fire source condition 3

由圖8～圖10的試驗結果可知，在不同火源工況下，封堵結構材料發生的一維熱傳導也存在明顯差異。其以火源直接作用面為核心，向四周擴散，并且擴散范圍較小。當受到火災后，溫度的增加較慢，溫度場擴散速度較慢。該結果與圖6試驗結果相吻合，表明防火墻孔洞封堵結構材料滿足耐火極限需求。

3 結語

換流站的閥廳可實現加大電磁的屏蔽，保證閥廳內的電磁場只存在限制范圍內，避免電磁場干擾換流站中其他設備；因此，換流變壓器交直流的轉換，2側采用穿墻管線連接，連接處則需采用封堵材料對其實行封堵。該材料的耐火極限則直接影響封堵效果，決定閥廳和相關設備的運行安全。因此，本文以某換流站為實例，分析閥廳防火墻孔洞封堵結構材料的耐火極限。結果表明：本研究的孔洞封堵材料耐火極限性能良好，滿足換流站的閥廳防火墻孔洞封堵需求。