10kV 高壓開關柜安全性能的提升方法

董 盼 楊 鑫 賈鵬飛 雷佳成 劉 瑤

（1.長沙理工大學電氣與信息工程學院 長沙 410114 2.中國電力科學研究院 北京 100192 3.國網北京市電力公司 北京 100031）

0 引言

隨著電力系統配電網的快速發展，穩定、可靠的電能供應成為配電網供電的不斷追求，10kV 高壓開關柜以其運行可靠、操作方便等特點，在配電網中被廣泛使用[1]。然而，由于操作不當或廠家制造工藝存在缺陷等問題易導致10kV 開關柜發生內部短路電弧故障，引發爆炸事故[2]。

為了減少短路電弧故障引發的爆炸事故造成的二次傷害，開關柜大都采用隔離艙室設計[3]，每個獨立艙室均配有獨立的泄能通道[4]。GB 3906—2006把10kV 開關柜內部短路電弧燃弧試驗列為強制性試驗[5]，以此檢驗開關柜的安全性能是否達標。

盡管10kV 高壓開關柜已有配套的安全設計和測試標準，開關柜因爆炸引發的二次傷害事故仍時有發生。據統計，僅手車柜型式的開關柜，全國每年因短路電弧燒毀就多達200 多面，多數造成了柜體破裂或柜門被沖開[6]。可見，10kV 開關柜內部短路電弧故障引發的爆炸事故仍不可忽視。

通過了安全測試的開關柜仍可能被短路電弧引發的爆炸沖擊波破壞，主要原因在于負荷電流可能超過額定值，導致短路電弧能量過大[7]。為了提升10kV 開關柜的安全性能，國內外學者對于因短路電弧引起的開關柜爆裂問題展開研究，對實際開關柜在短路燃弧沖擊載荷作用下柜體的強度進行分析，獲得柜體強度的校核方法與流程。文獻[8-11]提出了開關柜柜門強度校核方法，在獲得爆炸沖擊波造成的壓力升后，分析柜體鉚釘、鉸鏈、螺栓等是否符合安全設計要求。文獻[12-13]通過對壓力作用后薄板的應力場分析，結合材料的臨界應力，提出了柜體耐受強度的數值計算方法。文獻[14-16]通過對泄壓通道進行改進，提出了增加緩沖室、金屬網格吸收器、負壓室等措施對短路電弧沖擊過程中產生的高溫、高壓氣體升進行疏導和抑制，以提升開關柜在發生短路電弧沖擊過程中的安全性能。

綜合上述文獻，目前，開關柜隔離艙室的安全性能，主要取決于柜體和柜門安全裕度值，因此，傳統開關柜安全性能提升方法主要采用“堵”的思路，即在現有柜門螺栓數上繼續增加螺栓使用數量以及柜門、柜體的厚度，以提升開關柜的安全性能。雖然可以起到增加安全裕度的效果，但缺乏針對性，并且邊際效應明顯，不利于開關柜向輕質化方向發展。

本文采用熱源等效和分艙建模方式，利用多物理場耦合的有限元仿真計算方法，對開關柜在短路電弧沖擊作用下的安全裕度進行仿真計算。通過對柜體和柜門安全裕度值的比較，指出影響開關柜安全裕度的薄弱部位；提出在影響安全裕度的薄弱部位覆蓋能起緩和、均衡短路電弧沖擊作用力的高分子復合材料，提高薄弱部位的安全裕度，進而提升開關柜的整體安全性能。與傳統提升方法相比，更具針對性，促進設備向輕質化發展，為提升10kV 開關柜安全等級提供了新的解決思路與方法。

1 開關柜短路電弧沖擊過程仿真計算方法

1.1 基于多物理場耦合的仿真計算原理

開關柜短路電弧沖擊過程，從物理過程上看，是溫度場、流體場和應力場相互耦合的結果。電弧高溫引起溫度升高，氣體膨脹，然后通過開關柜頂部的泄壓裝置釋放[17-18]。

基于以上分析，開關柜短路電弧沖擊仿真過程中的溫度場、流體場和應力場之間的耦合作用關系如圖1 所示。針對耦合機制，本文基于多物理場耦合的有限元方法進行數值計算。

圖1 耦合作用形式 Fig.1 Coupling effect form

由于實際的開關柜內部短路電弧發生過程是一個復雜多變的物理及化學過程[19]。它是快速時變和空間分布過程，其中有較多高度非線性參數[20]，同時它又涉及可壓縮氣體的流動、熱量的發散與吸收、物體性質的變化、物質的組成、電磁場的分布等。為了降低計算復雜度，以等體積密度原則，將10kV 開關柜電纜室內燃弧故障產生的電弧等效為熱源球體。

文獻[21]對10kV 開關柜內燃弧的電弧能量進行了測量。采用規格為寬800mm、高2 250mm、深1 400mm 的開關柜，試驗測試時間為1s，測試的沖擊電流等級為31.5kA。通過測量內燃弧試驗中三相電弧電流、電壓數據，對得到的隨時間變化的電弧電壓和電流進行積分，估算出開關柜電纜室總的電弧能量為30.6×107J。因而，仿真中首先將電弧等效為半徑為4.4mm 的熱源球體，對應的電弧能量換算至該球體的能量熱損耗密度Q。

式中，P為功率；V為球體體積。由式（1）得Q=8.578×1013W/m3。

熱源位置設置在實際易發生故障的部位。以電纜室為例，由于電纜室短路電弧多是由于電纜終端接頭絕緣故障造成。為了使仿真結果和爆炸實際情況更為相符，將熱源位置設置在電纜室的電纜中間相終端接頭處。

1.2 基于多物理場耦合的仿真計算建模

由圖2 所示的KYN28—12 型開關結構剖面圖的剖析圖可知，開關柜被分為電纜室、主母線室、小車室、繼電器室4 個獨立艙室[22]。其中發生內部短路電弧故障的隔室主要為電纜室、小車室和主母線室。作為安全設計的關鍵三個高壓艙室上蓋板均裝設了泄壓板，泄壓板鉚釘分布示意圖如圖3 所示。

圖3 泄壓板鉚釘分布圖 Fig.3 Distribution diagram of pressure relief plate rivets

由圖3 可知，在泄壓板上固定有6 個鉚釘，其中3 個為?4mm尼龍鉚釘，3 個為?4mm金屬鉚釘，并分兩端排列。當發生內部短路電弧沖擊爆炸時，由于柜內壓強驟增，在內外壓差作用下尼龍鉚釘發生斷裂，泄壓板翻轉，釋放艙室內高溫高壓氣體。

電纜室相比于其他兩個高壓室（主母線室、小車室）整體位置偏下，有較為狹長的泄壓通道，故障電弧發生部位一般位于底部電纜接頭處。在現有泄壓裝置下，電纜室發生內燃弧故障后底部高溫高壓氣體距離泄壓板相比其他兩個高壓室較遠，并需經一相對較窄的泄壓通道，才能排出室外。電纜室柜體距離熱源位置更近，在泄壓板未動作的時間內，電纜室柜體一直受到高溫、高壓氣體的沖擊，更易發生損壞。因此，本文選擇電纜室為隔離艙室的計算模型進行仿真計算（其他兩個艙室的仿真建模和計算方法與此相同）。

本文參考KYN28—12 型開關柜電纜室的實際幾何尺寸，根據廠家生產原型以及材料承受的電場強度，在多物理場耦合有限元計算仿真軟件中按照1:1 的比例建立了電纜室三維仿真模型。

KYN28—12 型開關柜電纜室柜體結構一般采用覆鋁鋅優質鋼板，熱源的位置坐標為（x=400mm,y=250mm,z=400mm），其余具體參數如圖4 所示。

圖4 電纜室三維仿真模型 Fig.4 3D simulation model of the cable room

1.3 仿真簡化計算條件

由于實際開關柜結構復雜且尺度較大，不同類型的零部件眾多，直接對實際開關柜進行仿真計算，不僅建模復雜而且模型的網格剖分將過于細化，大大提高了計算復雜度。因此，有必要對實際開關柜的結構在不影響準確范圍的條件下，進行簡化處理，以適應開關柜內部短路電弧沖擊過程的仿真計算[23]。

1）由于開關柜發生短路電弧故障至泄壓板打開時間較短，因此不考慮柜門、柜體等處的微小氣縫泄漏作用，對孔隙作封閉處理。

2）為了更直觀地體現高溫、高壓氣體對開關柜柜體、柜門沖擊效果，實現較嚴苛條件下的仿真計算，對開關柜內部作空腔處理，以此來校驗柜體、柜門的極限抵受性能。

3）多物理場中溫度場所采用的邊界條件是最外層設置為物體表面與周圍環境進行的表面傳熱系數；流體場所采用的邊界條件是設置邊界為壁[24]；位移場采用的邊界條件為開關柜表面設置為壁[25]。

4）根據開關柜內燃弧試驗規范可知，開關柜底部在試驗過程中固定不動，因此，仿真中應在模型底部施加的邊界條件為固定約束[12]。

1.4 計算方法的可靠性驗證

采用圖4 所示模型建模和上述仿真計算方法，能量熱損耗密度設為Q=8.578×1013W/m3，開關柜電纜室柜體采用2mm 厚優質鋼板，計算得到后柜門需20 個M10 螺栓，才能滿足內部短路電弧沖擊過程的安全設計要求，即柜體不被撕裂，柜門不被沖開。

文獻[21]選擇ZC 型開關柜（ZC 型開關柜為KYN28—12 型開關柜的改進型開關柜）對其電纜室按GB3096—2006《3.6～40.5kV 交流金屬封閉開關設備和控制設備》的要求進行內燃弧試驗。

ZC 型10kV 開關柜的柜體厚度2mm，電纜室后柜門采用20 個M10 螺栓固定（包含鉸鏈），與仿真設置條件相同。試驗電源容量655MV·A，頻率50Hz，電壓12kV，電流31.5kV，電抗標幺值0.22(pu)，功率因數cosθ＜0.15，中性點不接地。試驗電源持續時長為1s。試驗測試回路如圖5 所示。

圖5 開關柜內燃弧試驗測試回路示意圖 Fig.5 Circuit diagram of arc test in switch cabinet

試驗電源的三相接入電纜室的三個電纜接頭處，使用0.5mm 金屬線在相間短接電纜接頭，形成人工短路回路。按相關規程規定進行時長為1s 的內部電弧燃弧試驗。內燃弧試驗現場照片如圖6 所示。

圖6 內燃弧試驗現場照片 Fig.6 Internal combustion arc test site photos

經測試，在燃弧過程中，電纜室泄壓板完全打開，并伴隨有大量黑煙，高溫、高壓氣體通過泄壓通道排出。試驗后檢查柜體狀態發現：柜體外殼沒有開裂和燒穿的現象，蓋板固定完好，后柜門沒有打開。電纜室試驗前后照片如圖7 所示。

圖7 電纜室試驗前后照片 Fig.7 Photos before and after the cable room test

測試證明該開關柜的電纜室滿足 GB3096—2006《3.6～40.5kV 交流金屬封閉開關設備和控制設備》的內部電弧燃弧試驗規定，從而驗證了本文所提出熱源等效和分艙建模方式，利用多物理場耦合的有限元計算方法的可靠性。

2 10kV 開關柜隔離艙室安全裕度計算

為了找到影響開關柜安全性能的薄弱環節，本節利用第1 節給出的開關柜內部短路電弧沖擊過程仿真計算方法，計算10kV 開關柜各隔離艙室安全裕度值，找出影響安全裕度的因素，為提高各隔離艙室的整體安全裕度值提供依據。

2.1 隔離艙室安全裕度的計算方法

短路電弧爆炸持續過程中，泄壓板未動作時，可以將隔離艙室看成一個密閉的環境。電弧能量會迅速擴散，使周圍環境溫度驟然升高，隔離艙室內壓強驟增，在內外壓差的持續作用下，可能導致柜體撕裂或隔離艙室的柜門被沖開，嚴重威脅到周圍工作人員的生命安全和設備的正常運行。因此，隔離艙室的安全裕度計算關鍵在于柜體和柜門安全裕度值，并以柜體、柜門二者安全裕度值較小值作為整個艙室的安全裕度。

隔離艙室安全裕度計算方法：

（1）確定爆炸后泄能板的動作時刻tmax。計算電纜室從發生短路電弧產生后，電纜室上蓋板的泄壓板尼龍鉚釘處應力隨時間變化函數關系，以尼龍鉚釘極限斷裂應力作為依據，得到泄壓板的動作時間tmax。

（2）柜體（柜門）的安全裕度計算。計算從短路電弧產生后，柜體（柜門）承受的應力σg（或壓強pg）最大點隨時間變化曲線，得到tmax時刻對應的σg（或pg）；柜體（或柜門）材料能承受的極限斷裂應力σj（或Pj）。柜體（或柜門）安全裕度Kσ由式（2）計算得到。

（3）開關柜隔離艙室安全裕度的確定。比較柜體和柜門的安全裕度值，以較小值作為艙室的安全裕度值K。

2.2 計算實例

本節計算實例以1.2 節的電纜室模型為計算實例，采用能量熱損耗密度Q=8.578×1013W/m3，柜體規格為寬為800mm、高為2 250mm、深為1 400mm的開關柜，柜體厚度為2mm 的優質鋼板。模型的具體參數參見1.2 節圖4。

2.2.1 短路電弧泄壓板動作時刻tmax計算

通過有限元三層迭代，得到的泄壓板尼龍鉚釘所在位置的應力隨時間變化（尼龍鉚釘1、3 由于位置對稱，應力變化規律一致）如圖8 所示。根據尼龍鉚釘的實際數據，得到其極限斷裂應力為σx=0.25×106N/m2。

由圖8 可知，在t=9.9ms 時刻，尼龍鉚釘2處的應力值為σ2=0.258×106N/m2大于σx=0.25× 106N/m2，尼龍鉚釘2 斷裂；在t=10.5ms 時刻，尼龍鉚釘 1 處的應力值為σ2=0.251×106N/m2，大于σx=0.25×106N/m2，尼龍鉚釘1 斷裂。由于尼龍鉚釘1、3 的位置對稱，應力變化規律一致，尼龍鉚釘1達到斷裂應力時刻，也為尼龍鉚釘3 發生斷裂的時刻。此時，泄壓板完全打開，內部膨脹氣體迅速釋 放，柜體內承受的壓強迅速下降。即0～10.5ms 的時間段，艙室處于密封狀態，內部氣壓持續上升，則短路電弧泄壓板動作時刻tmax=10.5ms。

圖8 泄壓板尼龍鉚釘處應力隨時間變化圖 Fig.8 The stress of the nylon rivet of the pressure relief plate changes with time

2.2.2 電纜室柜體安全裕度計算

通過仿真計算，找到泄壓板完全打開時刻對應tmax=10.5ms 柜體應力最大點σg，如圖9 所示。由圖9 可知，電纜室內壁應力畸變最明顯的位置為電纜室正面中部斜板連接處，應力畸變最大點的位置坐標為（x=70mm,y=1 730mm,z=396mm）。

圖9 柜體應力最大點分布圖 Fig.9 Distribution diagram of the maximum point of cabinet stress。

在確認了電纜室發生短路電弧沖擊的最大應力點分布后，計算從短路電弧產生后，應力σg隨時間變化曲線，如圖10 所示。得到tmax=10.5ms 時刻，柜體應力最大點對應的σg=1.54×108N/m2。

圖10 柜體應力最大點隨時間變化曲線 Fig.10 The curve of the maximum stress of the cabinet body over time

由于開關柜柜體一般采用優質鋼板，σj一般取值為3.2×108N/m2。通過式（2）可得電纜室柜體的安全裕度Kσ=51%。

2.2.3 電纜室柜門安全裕度計算

通過對柜門壓強分布進行計算，得到泄壓板完全打開時刻tmax=10.5ms 時刻對應柜門壓強最大點pg所在位置，如圖11 所示。由圖11 可知，后柜門壓強最大點pg位置位于柜門左下側處，位置坐標為（y=72.36mm,z=671.32mm）。

圖11 柜門所受壓強最大點分布圖 Fig.11 Distribution of the maximumpressure on the cabinet door

計算從短路電弧產生后，柜門所受壓強最大點pg隨時間變化曲線，如圖12 所示。得到tmax=10.5ms時刻對應的pg=1.01MPa。

開關柜電纜室柜門一般采用20 個高強度M10螺栓固定，每個M10 螺栓的應力截面為58mm2，螺栓抗拉強度為800MPa，則20 個M10 螺栓的最大拉裂力F=9.28×105N，柜門面積S=0.9mm2，柜門的耐受沖擊壓強pj=1.03MPa。

由圖12 可知，在tmax=10.5ms 時刻，開關柜柜門最大壓強pg=1.01MPa，此刻柜門的耐受沖擊壓強為pj=1.03MPa。通過式（2）可得電纜室柜門的安全 裕度值僅為KP=2%，遠小于柜體的安全裕度值。

圖12 柜門所受壓強最大點隨時間變化曲線 Fig.12 The curve of the maximum pressure on the door of the cabinet with time

2.2.4 電纜室安全裕度的確定及安全性分析

由2.2.2 小節和2.2.3 小節可知，電纜室柜體的安全裕度為Kσ=51%，柜門的安全裕度為KP=2%，由于KP＜Kσ，因此開關柜電纜室的安全裕度值為K=2%。由此可知，由于電纜室柜門的安全裕度值較低，導致整個電纜室的安全裕度大打折扣。

該計算結果也解釋了國內外10kV 開關柜由于內部短路電弧引起的爆炸事故造成的二次傷害大都因柜門被沖開造成。因而，提升柜門的安全裕度是提升開關柜整體安全等級的關鍵。

目前，開關柜柜門安全裕度提升主要采用“堵”的思路，即在現有柜門螺栓數上繼續增加螺栓使用數量。螺栓數增加，耐受沖擊壓強pj將持續增大，由式（2）可知，柜門的安全裕度隨之提升。

然而，隨著螺栓數的增加，雖然可以起到增加安全裕度的效果，但缺乏針對性，一方面不利于開關柜的運行檢修操作，另一方面，由于內部短路電弧引起的爆炸沖擊波作用于柜門上，導致柜門受力不均勻，會導致局部螺栓失效，進而引起柜門局部破裂。因此，迫切需要探索有效的柜門安全裕度提升方法。

3 覆蓋高分子材料提升柜門安全裕度設計方法

由仿真計算可知，在相同氣體沖擊力下，材料的楊氏模量對沖擊力分布的影響較大。選擇覆蓋低楊氏模量的材料（多為高分子材料）能夠有效緩和、均衡部分爆炸沖擊波產生的沖擊力，從而達到提升薄弱環節的耐受沖擊抵受性能。

為提高開關柜柜門的安全裕度，本文采用在柜門內側壓強分布集中的區域覆蓋高分子材料，緩和、均衡柜門所受沖擊力，提升柜門的耐沖擊抵受性能，從而提高柜門的安全裕度。

3.1 覆蓋高分子材料的選擇

由材料特性對沖擊抵受性能的影響及考慮開關柜的運行工況要求，所選擇的高分子覆蓋材料應滿足：①具有較低的楊氏模量；②具有防火阻燃性能；③成本低、易加工。綜合考慮這些因素，本文選用陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料為覆蓋層。材料圖如圖13 所示。

圖13 陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料 Fig.13 Ceramic silicon rubber polymer composite refractory

陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料，是利用硅基材料特性，以硅橡膠為基料及載體，經過高溫爐或火焰的燒結成陶瓷化體。具備良好的電絕緣性能，可以達到1 200℃～1 500℃不燃燒，加工工藝簡單、價格較低[26]。陶瓷化高分子復合耐火硅橡膠的建模參數見表1。

表1 陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料參數 Tab.1 Parameters of ceramicized silicone rubber polymer composite refractory materials

3.2 材料覆蓋方法

本文采用在柜門內側覆蓋陶瓷化高分子復合耐火材料。為了不影響后續運維，且達到最優覆蓋效果，應對材料的覆蓋區域和材料厚度進行優化設計。

覆蓋區域的確定原則應為：在柜門所承受較大壓強集中區域進行覆蓋。材料覆蓋區域確定方法如下：

（1）通過仿真計算，找出泄能板動作時刻tmax所在時間段內，不同時刻柜門所受壓強較大區域，并進行標記。

（2）選取不同時刻柜門壓強較大區域所在位置的并集，作為高分子材料覆蓋區域，并繪制覆蓋區域示意圖Figx。

覆蓋的陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料越厚，在相同條件下柜門所承受的沖擊壓強越小，但由于實際應用場景的需要，不宜過厚。覆蓋層厚度的確定原則應為：通過厚度的選擇使沖擊力均衡，使柜門的安全裕度值KP大于等于柜體的安全裕度值Kσ。

材料厚度選擇方法如下：

（1）選取不同厚度的陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料對Figx中標記的區域進行覆蓋，分別計算在泄壓板動作時刻tmax，柜門處所受最大壓強pg。

（2）繪制柜門所受最大壓強隨覆蓋層厚度的變化關系圖。

（3）計算不同覆蓋層厚度下柜門的安全裕度值，當KP≥Kσ時，則符合要求，確定覆蓋層所需厚度d。

3.3 覆蓋層區域確定的計算實例

以1.2 節的電纜室模型為計算實例，通過仿真計算得到電纜室發生短路電弧沖擊過程中壓強點分布。當tmax=10.5ms 時刻，在電纜室完全密封條件下，選擇能量熱損耗密度為Q=8.578×1013W/m3，選擇壁厚為2mm 進行仿真，計算出不同時刻電纜室后柜門最大壓強點分布情況，如圖14 所示。

圖14 不同時刻柜門壓強較大區域分布 Fig.14 The distribution map of the area where the cabinet door pressure is larger at different times

由圖14 可知，柜門在不同時刻的短路電弧沖擊過程中，壓強最大區域均為圖中標記處（顏色越深代表柜門所受壓強越大），由此可知，在整個沖擊過程中，柜門所受壓強較大區域都集中在柜門的側邊和底部區域，因此選擇不同時刻柜門壓強較大區域所在位置的并集，作為高分材料的覆蓋區域。高分子材料覆蓋區域示意圖如圖15 所示。

由圖15 所示，覆蓋區域為凹字型，左右兩側覆蓋區域寬度均為250mm，底部覆蓋區域寬度為300mm。

圖15 柜門覆蓋區域示意圖 Fig.15 Schematic diagram of cabinet door coverage area

3.4 覆蓋層厚度確定的計算實例

以1.2 節的建立的模型為基礎，在其模型柜門內側，按照圖15 所示標識區域覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料。覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料后的模型如圖16 所示。

圖16 覆蓋材料后模型 Fig.16 Model picture after covering materia

通過仿真計算得到開關柜電纜室發生短路電弧沖擊過程泄壓板動作時刻為tmax=10.5ms。當覆蓋層的厚度d=5mm 時，pg=0.11MPa；未覆蓋高分子材料時的最大壓強為1.01MPa，下降了89%。覆蓋后的柜門壓強分布云圖如圖17 所示，壓強最大點的位置坐標為（y=355.65mm,z=292.59mm）。

由圖17 可知，覆蓋了高分子材料后，開關柜后柜門的壓強分布集中區域發生了明顯變化，邊緣區域（即覆蓋區域）所受的沖擊力分布明顯改善，驗證了高分子材料覆蓋的方法可以有效均衡、改善柜門所受沖擊力的分布。

圖17 覆蓋5mm 厚高分子材料后柜門壓強分布圖 Fig.17 The pressure distribution map of the rear cabinet door covered with 5mm thick polymer material

選取不同厚度的陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料對圖16 所標記區域進行覆蓋，分別計算在泄壓板動作時刻tmax，柜門處所受最大壓強pg。繪制最大壓強pg隨覆蓋高分子材料厚度變化關系，如圖18 所示。

圖18 柜門壓強隨覆蓋材料厚度關系變化曲線 Fig.18 The relationship between cabinet door pressure and covering material thickness

由圖18 可知，隨著覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料的厚度增加，柜門受到的壓強逐漸下降。在tmax=10.5ms 時刻，覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料厚度為3.0mm 時，其柜門最大壓強值為pg=0.3MPa，小于柜門螺栓所能承受的極限壓強值pj=1.03MPa，按式（2）計算，可得柜門的安全裕度值為70%，該安全裕度值已大于柜體51%的安全裕度，達到設計要求，即KP≥Kσ。

由圖18 得到的柜門最大壓強與覆蓋材料厚度的擬合關系曲線還可發現，當選擇覆蓋3mm 厚高分子材料時，壓強變化率已趨近較小值，即當繼續增加厚度，對壓強的改善情況相對不再明顯。因而，考慮技術指標要求，經濟性和實際運行需要，覆蓋層厚度選擇為3.0mm。

4 結論

針對10kV 高壓開關柜內部短路電弧引發的爆炸造成二次傷害的問題，本文從柜體和柜門安全裕度比較的角度，提出了提高開關柜安全裕度的計算方法和設計建議。主要結論如下：

1）本文采用熱源等效和分艙建模方式，利用多物理場耦合的有限元仿真計算方法，對開關柜在短路電弧沖擊作用下的安全裕度進行仿真計算。以KYN28—12 型開關柜電纜室為例，得到電纜室柜體和柜門的安全裕度分別為51%和2%，指出提升開關柜安全裕度的關鍵在于提升電纜室柜門的安全裕度。

2）針對柜門壓強較大區域采取在柜門內側壓強較大區域覆蓋陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料的方法來提升柜門的安全裕度。以KYN28—12 型開關柜電纜室為例，得出在柜門所受壓強較大區域需覆蓋3.0mm 厚陶瓷化硅橡膠高分子復合耐火材料，可以使柜門的安全裕度達到70%，大于柜體51%的安全裕度，從而提升開關柜整體的安全性能。

3）本文采取對安全裕度薄弱的部位覆蓋高分子復合材料的方法以提高開關柜的安全性能，與傳統方法相比，更具針對性，促進設備向輕質化發展，為開關柜安全等級提升提供了新的解決思路與方法。后續需加強該方法在實際開關柜中的測試和應用。