火源功率对室内变压器火灾燃烧特性影响研究*

陈 光，景 伟，王志刚，徐 亮，陈 鹏

(1.南瑞集团有限公司(国网电力科学研究院有限公司)，江苏 南京 211000；2.中国矿业大学(北京) 应急管理与安全工程学院，北京 100086)

0 引言

近几年，随着城市居民对电力的需求不断提高，室内变压器经常处于超负荷、高温运作状态，存在一定安全隐患。室内变压器的火灾安全对于整个电力系统的安全稳定运行起着重要意义。变压器油火灾是一种高强度湍流燃烧现象，其孕育、发生和发展包含着湍流流动、相变、传热传质和复杂化学反应等物理化学作用，整体上可分为初期增长阶段、充分燃烧阶段和减弱阶段[1]。Suzuki等[2]利用锥形量热仪对变压器油的燃烧特性进行了实验研究，得出不同变压器油的点火时间与临界辐射热流密度的关系；Chatris[3]通过测量油池火燃烧速率分析整个火灾过程起始和结束的瞬态阶段，并确定了稳态火灾期间的平均燃烧速率；Novozhilov和Koseki[4]建立了油池火灾过程中液体蒸发的气液两相动力学模型，研究了中小型油池火灾的燃烧速率和热辐射反馈；Karthik等[5]将变压器绝缘油与不同体积浓度的纳米粒子混合，发现添加纳米粒子可以提高变压器油的闪点和燃点，有效降低变压器油的可燃性。油池火燃烧一般是指当可燃液体燃料受限于一定空间内，燃料表面的燃烧所形成的浮力扩散火焰[6]。McCaffrey[7]经典羽流模型将自然扩散火焰自下至上分为连续火焰区、间歇火焰区和浮力羽流区，在浮力羽流区，速度和温度随着高度的增加而递减；焦艳[8]通过研究多油池火源的燃烧特性，揭示了多油池火源的流动、热反馈与燃烧耦合机制，建立了多油池火源的燃烧速率模型，并采用修正的总热释放速率拟合多油池火源的轴向温度及速度，较好地验证了经典的McCaffrey曲线；张孝春[9]针对不同火源形状条件下的火羽流及顶棚射流特征参数演化行为进行了较为系统的研究，揭示了火焰高度、中心线温度及其诱导的顶棚射流相关规律；Vytenis[10]研究了不同油池尺寸的油池火燃烧速率，在大量实验数据的基础上，总结得出大直径油池火的燃烧速率公式；Gritzo等[11]通过对大尺度油池火灾实验研究，得到了关于大尺度油池火灾辐射特性、温度、烟尘和相关时间尺度的特征关系。

在实际的变压器火灾过程中，油池火的燃烧会受到多种环境因素的影响，包括变压器散热器、防火墙和变压器油储存方式等。CIGRE的《变压器防火规范指南》[12]规定了变压器防火墙的设计标准，变压器之间设置防火墙可以使燃烧产生的大部分热量垂直上升到防火墙上方的空气中，有效保护墙外设施。党晓贝[13]通过分析燃烧速率、火焰高度、辐射特性等特征参数，研究了倒壁影响下火焰的羽流特性，为分析设置防火墙的变压器火灾燃烧特性提供理论依据；Atsushi Nakakuki[14]研究了不同液面高度油池火灾的传热机理，利用有限差分程序计算了不同材料容器和壁厚容器在固定液深时容器壁的纵向温度分布和液体燃烧速率，结果表明，与火焰向液体传递的直流热和辐射热相比，火焰向容器顶部传递并通过容器壁对流传递给液体燃料的热量占主导地位。

现有关于室外火灾发展过程和小尺度油池火的研究较为广泛和全面，而鲜有关于实尺度室内火灾燃烧特性和火灾动力学的研究，开展实尺度换流变火灾燃烧特性和火灾动力学试验和数值模拟研究，通过分析变压器火灾烟气蔓延特性、热羽流分布和温度场，可为变压器火灾提供一定的理论基础和可靠的试验数据。本文首先分析了隐蔽、立体、多尺度的变压器火灾数值模拟的有效性，通过改变火源功率，揭示变压器火灾参数随空间、时间的变化规律。

1 数值模拟理论与模型

1.1 FDS基础理论

模拟软件FDS(Fire Dynamics Simulator)是1款应用于火灾研究领域的场模拟软件。以计算流体力学(CFD)为基础，重点关注火灾所产生的烟气和热量转移过程，采用数值求解的方法求解Navier-Stokes方程，并将计算结果进行可视化处理[15-16]。其计算求解过程主要包括连续性方程、能量守恒方程、动量守恒方程及组分守恒方程等，具体如下：

连续性方程：

(1)

动量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

组分方程：

(4)

式中：ρ为密度，kg/m3；u为速度矢量，m/s；为哈密顿算子；fb为作用于流体上的外力矢量，kg/(s2·m)；t为时间，s；h为比焓，KJ；τ为粘性力张量，kg/(s2·m)；p为压力，Pa；w为涡度，s-1；g为重力加速度，为热辐射通量，KW/m2；T为温度，K；k为导热系数，W/(m2·k)；Yi为组分质量分数；为组分生成速率；为单位体积的热生成速率，为辐射热流密度，W/m2；Di为组分扩散系数，m2/s；i为第i种组分。

1.2 模型建立

变压器火灾主要是由于初期绝缘子根部爆裂、油箱局部爆裂和油箱整体爆裂引起的。变压器火灾也是一类特殊的燃烧现象，遵循燃烧过程的基本规律。变压器火灾模型主要由换流变燃料组分(变压器油和变压器油热解生成的可燃气体)、油盘的空间布置以及点燃方式等要素组成。参考35 kV油浸式变压器外形尺寸，变压器置于厂房底部X-Y平面中心位置，长宽高为4 m×4 m×5 m，表面设置为STEEL边界类型。火源功率分别为5，10，15，18 MW，在变压器前方地面，沿变压器底边设置矩形油池，模拟变压器集油坑火灾燃烧，依据火源功率，油池面积分别为1，2，3，3.6 m2；为研究变压器顶部燃烧特性，在其顶部设置方形油池，根据火源功率，油池面积分别为0.5，1，1.5，1.8 m2；在变压器正面设置火源模拟流淌火。厂房壁面与顶棚均设置为CONCRETE边界类型，环境温度为20 ℃，总模拟时间为300 s，变压器及热电偶布置示意如图1所示。

图1 变压器及热电偶布置示意Fig.1 Schematic diagram of transformer and layout of thermocouples

1.3 模型正确性验证

1)网格独立性验证

在FDS中，网格尺寸的选取是决定模拟结果精确程度和稳定程度的关键因素[17]。在实际应用中，通常采用火源特征直径D*与计算网格尺寸δx的比值作为网格划分的依据。当模拟计算的网格大小取0.1D*时，模拟计算的火羽流温度和速度跟实际火灾实验的结果比较接近。其中火源的特征直径由式(5)进行计算：

(5)

式中：D*为特征尺寸，m；Q为热释放速率，W；ρ0为空气密度，kg/m3；c0为空气比热，J/(kg·℃)；T0为环境温度，K；g为重力加速度，m/s2。

为了评估网格独立性，选取对网格精度敏感的区域进行检验。本文设置了3个尺度的网格来模拟同一个火灾场景的火灾参量。当网格精度Δ=0.25，0.33，0.50 m时，火源正上方顶棚处瞬态温度如图2所示。

图2 网格精度对特征温度的影响Fig.2 Influence of grid precision on characteristic temperature

由于燃烧产生的热烟气随时间不断积聚，因此该点处瞬态温度随时间呈上升趋势。在0～25 s阶段，不同网格精度对瞬时温度变化几乎没有影响；在25～300 s阶段内，当网格尺寸为0.5和0.33 m时，温度的分布曲线波动较大；当网格尺寸为0.25 m时，温度曲线变化平稳。0.5 m网格精度求解得到的瞬态温度与0.25，0.33 m网格求解结果产生明显差异。另外，由于火源功率为5，10，15，18 MW，利用式(5)计算得到的火源特征直径D*，同时考虑到模拟时间和计算机性能最终将网格尺寸设置为0.25 m×0.25 m×0.25 m。

2)模型正确性验证

变压器火灾具有隐蔽、立体、多尺度性3个典型特征。隐蔽性指的是变压器下方的集油坑火灾的发展受到变压器换热器的影响，可以看成火焰发展的障碍物；立体性指的是变压器火源由变压器上部油枕、变压器下部的集油坑和流淌火共同构成变压器立体布置的火源；多尺度性是指变压器火源既包括大尺度的变压器下部集油坑，又包括变压器上部相对小尺度的油枕火源和流淌火。实际尺度变电站变压器油燃烧如图3所示，实验与数值模拟火灾过程中的温度变化如图4所示。

图3 实际尺度变压器火灾燃烧过程Fig.3 Combustion process of transformer fire with practical scale

图4 实验与数值模拟火灾过程中的温度变化Fig.4 Temperature change of fire process by experiments and numerical simulation

由图4可以看出，数值模拟得到的变电站火灾的初期增长、充分发展以及施加细水雾后火焰的衰减熄灭过程中的瞬时温度变化等参数，与实验结果较为一致，可认为数值模拟能再现变电站火灾发展过程。

2 结果与讨论

2.1 烟气蔓延分析

具有隐蔽、立体和多尺度燃烧特性的变压器火灾的烟气羽流受顶棚限制，可划分为连续火焰区、间歇火焰区、浮力羽流区和顶棚射流区等。在燃烧发展过程中，10 MW火源功率变压器室内火焰与烟气随时间发展如图5所示。由图5可知，在t=10 s之前，火焰及烟气沿竖直方向迅速上升，并且在竖直方向上不断卷吸周围未燃气体；20 s之后，由于受到顶棚限制，烟气接触到顶棚后形成顶棚射流并向四周蔓延。随着火灾的持续发展，大量低密度、热烟气在实验室内部上空集聚，随着氧气含量逐渐降低，火焰趋于稳定。

图5 10 MW火焰与烟气随时间发展过程Fig.5 Development process of flame and smoke with time in 10 MW fire

随着火源功率的增加，18 MW的烟气产生量更大，充满室内空间的速度更快，在18 MW的情况下，120 s内烟气几乎充满整个空间，120 s时各功率火源烟气分布情况如图6所示。

2.2 流场分布分析

烟气发展与流场分布密切相关。流场形态影响火和烟气蔓延行为的传热、传质过程以及化学反应，火源功率为5，10，15，18 MW的变压器室在120 s时的流场分布图如图7所示。在火灾初期，火焰上部是浮力作用区域，在顶棚处形成射流，之后燃烧区域内可燃物燃烧放出的热量和烟气形成高温环境与周围环境空气之间的温差造成浮力驱动，从而火焰区域上方形成羽流热烟气层竖直运动，羽流中心线处的速度最大，远离中心风速变小，这是因为火羽流卷吸和浮力的耦合作用，火源上方不断补充风流，加快了纵向风流流动。随着燃烧发展，纵向风速减小梯度增大；之后烟气区充满整个顶棚，并开始沿着墙壁下降。

2.3 温度分布分析

室内变压器火灾发生后，烟气携带大量热量向上运动聚集。因此有必要研究不同火源功率下火灾发展过程中变压器室内空间温度分布规律，确定火灾对建筑结构的影响。在变压器室内Z=5，7.5，10 m处沿X方向间隔1 m布置热电偶，沿Y方向间隔1 m布置热电偶，共计38个热电偶检测火灾时期变压器室内温度分布。图8为不同火源功率下室内变压器火灾发生300 s时顶棚温度轮廓分布；图9为不同功率下Z=5 m，Z=7.5 m和Z=10 m处沿X方向温度峰值。

由图8～9可知，对比分析不同功率下火源正上方顶棚温度分布，5，18 MW火源功率下最高温度分别为515，1 000 ℃，火源功率与顶棚温度呈现正相关。在4种火源功率下，变压器室内空间温度分布曲线趋势一致，都是自火源正上方向顶棚两侧衰减，温度最高点出现在火源正上方；相同火源功率下，顶棚温度随着与火源距离的增大大幅下降，与火源距离大于2 m降温趋势变慢；5 MW火源功率下顶棚平均温度为450 ℃；10，15，18 MW火源功率下顶棚平均温度为650，750，950 ℃。当火源功率为5 MW时，变压器油燃烧时间在52 s内，产生的热均不会使变压器大空间内壁面和顶棚处的烟气温度超过300 ℃，没有达到混凝土的耐火极限；当火源功率为10 MW时，变压器油燃烧时间在39 s内，产生的热均不会使变压器大空间内壁面和顶棚处的烟气温度超过300 ℃，没有达到混凝土的耐火极限；当火源功率为15 MW时，变压器油燃烧时间在37 s内，产生的热均不会使变压器大空间内壁面和顶棚处的烟气温度超过300 ℃，没有达到混凝土的耐火极限；当火源功率为18 MW时，变压器油燃烧时间在31 s内，产生的热均不会使变压器大空间内壁面和顶棚处的烟气温度超过300 ℃，没有达到混凝土的耐火极限[18]。

图6 120 s时不同火源功率下烟气分布Fig.6 Distribution of smoke at 120 s under different fire source power

图7 变压器室在120 s时的流场分布Fig.7 Distribution of flow field in transformer room at 120 s

图8 顶棚温度轮廓分布Fig.8 Distribution of temperature contour at roof

图9 不同功率下Z=5 m，Z=7.5 m和Z=10 m处沿X方向温度峰值Fig.9 Temperature peaks along the X direction at Z=5 m, Z=7.5 m and Z=10 m at different powers

3 结论

1)具有隐蔽、立体和多尺度燃烧特性的变压器火灾的烟气羽流受顶棚限制，可划分为连续火焰区、间歇火焰区、浮力羽流区和顶棚射流区等。在自然对流的条件下，变压器油燃烧产生的烟气充满室内变电站的时间随火源功率增加而减少。

2)不同火源功率变压器火灾燃烧的室内温度分布相似，即顶棚处最高温度在火源正上方，变压器室内高温区随着与火源中心的距离增大而降低。

3)当火源功率在5～18 MW范围内，变压器油燃烧时间在30 s内，产生的热均不会使变压器大空间内壁面和顶棚处的烟气温度超过300 ℃，没有达到混凝土的耐火极限。