0 引言
随着电力系统配电网的快速发展，稳定、可靠的电能供应成为配电网供电的不断追求，10kV 高压开关柜以其运行可靠、操作方便等特点，在配电网中被广泛使用[1]。然而，由于操作不当或厂家制造工艺存在缺陷等问题易导致10kV 开关柜发生内部短路电弧故障，引发爆炸事故[2]。
为了减少短路电弧故障引发的爆炸事故造成的二次伤害，开关柜大都采用隔离舱室设计[3]，每个独立舱室均配有独立的泄能通道[4]。GB 3906—2006把10kV 开关柜内部短路电弧燃弧试验列为强制性试验[5]，以此检验开关柜的安全性能是否达标。
尽管10kV 高压开关柜已有配套的安全设计和测试标准，开关柜因爆炸引发的二次伤害事故仍时有发生。据统计，仅手车柜型式的开关柜，全国每年因短路电弧烧毁就多达200 多面，多数造成了柜体破裂或柜门被冲开[6]。可见，10kV 开关柜内部短路电弧故障引发的爆炸事故仍不可忽视。
通过了安全测试的开关柜仍可能被短路电弧引发的爆炸冲击波破坏，主要原因在于负荷电流可能超过额定值，导致短路电弧能量过大[7]。为了提升10kV 开关柜的安全性能，国内外学者对于因短路电弧引起的开关柜爆裂问题展开研究，对实际开关柜在短路燃弧冲击载荷作用下柜体的强度进行分析，获得柜体强度的校核方法与流程。文献[8-11]提出了开关柜柜门强度校核方法，在获得爆炸冲击波造成的压力升后，分析柜体铆钉、铰链、螺栓等是否符合安全设计要求。文献[12-13]通过对压力作用后薄板的应力场分析，结合材料的临界应力，提出了柜体耐受强度的数值计算方法。文献[14-16]通过对泄压通道进行改进，提出了增加缓冲室、金属网格吸收器、负压室等措施对短路电弧冲击过程中产生的高温、高压气体升进行疏导和抑制，以提升开关柜在发生短路电弧冲击过程中的安全性能。
综合上述文献，目前，开关柜隔离舱室的安全性能，主要取决于柜体和柜门安全裕度值，因此，传统开关柜安全性能提升方法主要采用“堵”的思路，即在现有柜门螺栓数上继续增加螺栓使用数量以及柜门、柜体的厚度，以提升开关柜的安全性能。虽然可以起到增加安全裕度的效果，但缺乏针对性，并且边际效应明显，不利于开关柜向轻质化方向发展。
本文采用热源等效和分舱建模方式，利用多物理场耦合的有限元仿真计算方法，对开关柜在短路电弧冲击作用下的安全裕度进行仿真计算。通过对柜体和柜门安全裕度值的比较，指出影响开关柜安全裕度的薄弱部位；提出在影响安全裕度的薄弱部位覆盖能起缓和、均衡短路电弧冲击作用力的高分子复合材料，提高薄弱部位的安全裕度，进而提升开关柜的整体安全性能。与传统提升方法相比，更具针对性，促进设备向轻质化发展，为提升10kV 开关柜安全等级提供了新的解决思路与方法。
1 开关柜短路电弧冲击过程仿真计算方法
1.1 基于多物理场耦合的仿真计算原理
开关柜短路电弧冲击过程，从物理过程上看，是温度场、流体场和应力场相互耦合的结果。电弧高温引起温度升高，气体膨胀，然后通过开关柜顶部的泄压装置释放[17-18]。
基于以上分析，开关柜短路电弧冲击仿真过程中的温度场、流体场和应力场之间的耦合作用关系如图1 所示。针对耦合机制，本文基于多物理场耦合的有限元方法进行数值计算。
图1 耦合作用形式
Fig.1 Coupling effect form
由于实际的开关柜内部短路电弧发生过程是一个复杂多变的物理及化学过程[19]。它是快速时变和空间分布过程，其中有较多高度非线性参数[20]，同时它又涉及可压缩气体的流动、热量的发散与吸收、物体性质的变化、物质的组成、电磁场的分布等。为了降低计算复杂度，以等体积密度原则，将10kV 开关柜电缆室内燃弧故障产生的电弧等效为热源球体。
文献[21]对10kV 开关柜内燃弧的电弧能量进行了测量。采用规格为宽800mm、高2 250mm、深1 400mm 的开关柜，试验测试时间为1s，测试的冲击电流等级为31.5kA。通过测量内燃弧试验中三相电弧电流、电压数据，对得到的随时间变化的电弧电压和电流进行积分，估算出开关柜电缆室总的电弧能量为30.6×107J。因而，仿真中首先将电弧等效为半径为4.4mm 的热源球体，对应的电弧能量换算至该球体的能量热损耗密度Q。
式中，P 为功率；V 为球体体积。由式（1）得Q=8.578×1013W/m3。
热源位置设置在实际易发生故障的部位。以电缆室为例，由于电缆室短路电弧多是由于电缆终端接头绝缘故障造成。为了使仿真结果和爆炸实际情况更为相符，将热源位置设置在电缆室的电缆中间相终端接头处。
1.2 基于多物理场耦合的仿真计算建模
由图2 所示的KYN28—12 型开关结构剖面图的剖析图可知，开关柜被分为电缆室、主母线室、小车室、继电器室4 个独立舱室[22]。其中发生内部短路电弧故障的隔室主要为电缆室、小车室和主母线室。作为安全设计的关键三个高压舱室上盖板均装设了泄压板，泄压板铆钉分布示意图如图3 所示。
图3 泄压板铆钉分布图
Fig.3 Distribution diagram of pressure relief plate rivets
由图3 可知，在泄压板上固定有6 个铆钉，其中3 个为∅4mm尼龙铆钉，3 个为∅4mm金属铆钉，并分两端排列。当发生内部短路电弧冲击爆炸时，由于柜内压强骤增，在内外压差作用下尼龙铆钉发生断裂，泄压板翻转，释放舱室内高温高压气体。
电缆室相比于其他两个高压室（主母线室、小车室）整体位置偏下，有较为狭长的泄压通道，故障电弧发生部位一般位于底部电缆接头处。在现有泄压装置下，电缆室发生内燃弧故障后底部高温高压气体距离泄压板相比其他两个高压室较远，并需经一相对较窄的泄压通道，才能排出室外。电缆室柜体距离热源位置更近，在泄压板未动作的时间内，电缆室柜体一直受到高温、高压气体的冲击，更易发生损坏。因此，本文选择电缆室为隔离舱室的计算模型进行仿真计算（其他两个舱室的仿真建模和计算方法与此相同）。
本文参考KYN28—12 型开关柜电缆室的实际几何尺寸，根据厂家生产原型以及材料承受的电场强度，在多物理场耦合有限元计算仿真软件中按照1:1 的比例建立了电缆室三维仿真模型。
KYN28—12 型开关柜电缆室柜体结构一般采用覆铝锌优质钢板，热源的位置坐标为（x=400mm,y=250mm,z=400mm），其余具体参数如图4 所示。
图4 电缆室三维仿真模型
Fig.4 3D simulation model of the cable room
1.3 仿真简化计算条件
由于实际开关柜结构复杂且尺度较大，不同类型的零部件众多，直接对实际开关柜进行仿真计算，不仅建模复杂而且模型的网格剖分将过于细化，大大提高了计算复杂度。因此，有必要对实际开关柜的结构在不影响准确范围的条件下，进行简化处理，以适应开关柜内部短路电弧冲击过程的仿真计算[23]。
1）由于开关柜发生短路电弧故障至泄压板打开时间较短，因此不考虑柜门、柜体等处的微小气缝泄漏作用，对孔隙作封闭处理。
2）为了更直观地体现高温、高压气体对开关柜柜体、柜门冲击效果，实现较严苛条件下的仿真计算，对开关柜内部作空腔处理，以此来校验柜体、柜门的极限抵受性能。
3）多物理场中温度场所采用的边界条件是最外层设置为物体表面与周围环境进行的表面传热系数；流体场所采用的边界条件是设置边界为壁[24]；位移场采用的边界条件为开关柜表面设置为壁[25]。
4）根据开关柜内燃弧试验规范可知，开关柜底部在试验过程中固定不动，因此，仿真中应在模型底部施加的边界条件为固定约束[12]。
1.4 计算方法的可靠性验证
采用图4 所示模型建模和上述仿真计算方法，能量热损耗密度设为Q=8.578×1013 W/m3，开关柜电缆室柜体采用2mm 厚优质钢板，计算得到后柜门需20 个M10 螺栓，才能满足内部短路电弧冲击过程的安全设计要求，即柜体不被撕裂，柜门不被冲开。
文献[21]选择ZC 型开关柜（ZC 型开关柜为KYN28—12 型开关柜的改进型开关柜）对其电缆室按GB3096—2006《3.6～40.5kV 交流金属封闭开关设备和控制设备》的要求进行内燃弧试验。
ZC 型10kV 开关柜的柜体厚度2mm，电缆室后柜门采用20 个M10 螺栓固定（包含铰链），与仿真设置条件相同。试验电源容量655MV·A，频率50Hz，电压12kV，电流31.5kV，电抗标幺值0.22(pu)，功率因数cosθ＜0.15，中性点不接地。试验电源持续时长为1s。试验测试回路如图5 所示。
图5 开关柜内燃弧试验测试回路示意图
Fig.5 Circuit diagram of arc test in switch cabinet
试验电源的三相接入电缆室的三个电缆接头处，使用0.5mm 金属线在相间短接电缆接头，形成人工短路回路。按相关规程规定进行时长为1s 的内部电弧燃弧试验。内燃弧试验现场照片如图6 所示。
图6 内燃弧试验现场照片
Fig.6 Internal combustion arc test site photos
经测试，在燃弧过程中，电缆室泄压板完全打开，并伴随有大量黑烟，高温、高压气体通过泄压通道排出。试验后检查柜体状态发现：柜体外壳没有开裂和烧穿的现象，盖板固定完好，后柜门没有打开。电缆室试验前后照片如图7 所示。
图7 电缆室试验前后照片
Fig.7 Photos before and after the cable room test
测试证明该开关柜的电缆室满足 GB3096—2006《3.6～40.5kV 交流金属封闭开关设备和控制设备》的内部电弧燃弧试验规定，从而验证了本文所提出热源等效和分舱建模方式，利用多物理场耦合的有限元计算方法的可靠性。
2 10kV 开关柜隔离舱室安全裕度计算
为了找到影响开关柜安全性能的薄弱环节，本节利用第1 节给出的开关柜内部短路电弧冲击过程仿真计算方法，计算10kV 开关柜各隔离舱室安全裕度值，找出影响安全裕度的因素，为提高各隔离舱室的整体安全裕度值提供依据。
2.1 隔离舱室安全裕度的计算方法
短路电弧爆炸持续过程中，泄压板未动作时，可以将隔离舱室看成一个密闭的环境。电弧能量会迅速扩散，使周围环境温度骤然升高，隔离舱室内压强骤增，在内外压差的持续作用下，可能导致柜体撕裂或隔离舱室的柜门被冲开，严重威胁到周围工作人员的生命安全和设备的正常运行。因此，隔离舱室的安全裕度计算关键在于柜体和柜门安全裕度值，并以柜体、柜门二者安全裕度值较小值作为整个舱室的安全裕度。
隔离舱室安全裕度计算方法：
（1）确定爆炸后泄能板的动作时刻tmax。计算电缆室从发生短路电弧产生后，电缆室上盖板的泄压板尼龙铆钉处应力随时间变化函数关系，以尼龙铆钉极限断裂应力作为依据，得到泄压板的动作时间tmax。
（2）柜体（柜门）的安全裕度计算。计算从短路电弧产生后，柜体（柜门）承受的应力σg（或压强pg）最大点随时间变化曲线，得到tmax 时刻对应的σg（或pg）；柜体（或柜门）材料能承受的极限断裂应力σj（或Pj）。柜体（或柜门）安全裕度Kσ由式（2）计算得到。
（3）开关柜隔离舱室安全裕度的确定。比较柜体和柜门的安全裕度值，以较小值作为舱室的安全裕度值K。
2.2 计算实例
本节计算实例以1.2 节的电缆室模型为计算实例，采用能量热损耗密度Q=8.578×1013 W/m3，柜体规格为宽为800mm、高为2 250mm、深为1 400mm的开关柜，柜体厚度为2mm 的优质钢板。模型的具体参数参见1.2 节图4。
2.2.1 短路电弧泄压板动作时刻tmax 计算
通过有限元三层迭代，得到的泄压板尼龙铆钉所在位置的应力随时间变化（尼龙铆钉1、3 由于位置对称，应力变化规律一致）如图8 所示。根据尼龙铆钉的实际数据，得到其极限断裂应力为σx=0.25×106N/m2。
由图8 可知，在t=9.9ms 时刻，尼龙铆钉2处的应力值为 σ2=0.258×106N/m2大于 σx=0.25× 106N/m2，尼龙铆钉2 断裂；在t=10.5ms 时刻，尼龙铆钉 1 处的应力值为 σ2=0.251×106N/m2，大于σx=0.25×106N/m2，尼龙铆钉1 断裂。由于尼龙铆钉1、3 的位置对称，应力变化规律一致，尼龙铆钉1达到断裂应力时刻，也为尼龙铆钉3 发生断裂的时刻。此时，泄压板完全打开，内部膨胀气体迅速释 放，柜体内承受的压强迅速下降。即0～10.5ms 的时间段，舱室处于密封状态，内部气压持续上升，则短路电弧泄压板动作时刻tmax=10.5ms。
图8 泄压板尼龙铆钉处应力随时间变化图
Fig.8 The stress of the nylon rivet of the pressure relief plate changes with time
2.2.2 电缆室柜体安全裕度计算
通过仿真计算，找到泄压板完全打开时刻对应tmax=10.5ms 柜体应力最大点σg，如图9 所示。由图9 可知，电缆室内壁应力畸变最明显的位置为电缆室正面中部斜板连接处，应力畸变最大点的位置坐标为（x=70mm,y=1 730mm,z=396mm）。
图9 柜体应力最大点分布图
Fig.9 Distribution diagram of the maximum point of cabinet stress。
在确认了电缆室发生短路电弧冲击的最大应力点分布后，计算从短路电弧产生后，应力σg 随时间变化曲线，如图10 所示。得到tmax=10.5ms 时刻，柜体应力最大点对应的σg=1.54×108N/m2。
图10 柜体应力最大点随时间变化曲线
Fig.10 The curve of the maximum stress of the cabinet body over time
由于开关柜柜体一般采用优质钢板，σj 一般取值为3.2×108N/m2。通过式（2）可得电缆室柜体的安全裕度Kσ=51%。
2.2.3 电缆室柜门安全裕度计算
通过对柜门压强分布进行计算，得到泄压板完全打开时刻tmax=10.5ms 时刻对应柜门压强最大点pg 所在位置，如图11 所示。由图11 可知，后柜门压强最大点pg 位置位于柜门左下侧处，位置坐标为（y=72.36mm,z=671.32mm）。
图11 柜门所受压强最大点分布图
Fig.11 Distribution of the maximumpressure on the cabinet door
计算从短路电弧产生后，柜门所受压强最大点pg 随时间变化曲线，如图12 所示。得到tmax=10.5ms时刻对应的pg=1.01MPa。
开关柜电缆室柜门一般采用20 个高强度M10螺栓固定，每个M10 螺栓的应力截面为58mm2，螺栓抗拉强度为800MPa，则20 个M10 螺栓的最大拉裂力F=9.28×105N，柜门面积S=0.9mm2，柜门的耐受冲击压强pj=1.03MPa。
由图12 可知，在tmax=10.5ms 时刻，开关柜柜门最大压强pg=1.01MPa，此刻柜门的耐受冲击压强为pj=1.03MPa。通过式（2）可得电缆室柜门的安全 裕度值仅为KP=2%，远小于柜体的安全裕度值。
图12 柜门所受压强最大点随时间变化曲线
Fig.12 The curve of the maximum pressure on the door of the cabinet with time
2.2.4 电缆室安全裕度的确定及安全性分析
由2.2.2 小节和2.2.3 小节可知，电缆室柜体的安全裕度为Kσ=51%，柜门的安全裕度为KP=2%，由于KP＜Kσ，因此开关柜电缆室的安全裕度值为K=2%。由此可知，由于电缆室柜门的安全裕度值较低，导致整个电缆室的安全裕度大打折扣。
该计算结果也解释了国内外10kV 开关柜由于内部短路电弧引起的爆炸事故造成的二次伤害大都因柜门被冲开造成。因而，提升柜门的安全裕度是提升开关柜整体安全等级的关键。
目前，开关柜柜门安全裕度提升主要采用“堵”的思路，即在现有柜门螺栓数上继续增加螺栓使用数量。螺栓数增加，耐受冲击压强pj 将持续增大，由式（2）可知，柜门的安全裕度随之提升。
然而，随着螺栓数的增加，虽然可以起到增加安全裕度的效果，但缺乏针对性，一方面不利于开关柜的运行检修操作，另一方面，由于内部短路电弧引起的爆炸冲击波作用于柜门上，导致柜门受力不均匀，会导致局部螺栓失效，进而引起柜门局部破裂。因此，迫切需要探索有效的柜门安全裕度提升方法。
3 覆盖高分子材料提升柜门安全裕度设计方法
由仿真计算可知，在相同气体冲击力下，材料的杨氏模量对冲击力分布的影响较大。选择覆盖低杨氏模量的材料（多为高分子材料）能够有效缓和、均衡部分爆炸冲击波产生的冲击力，从而达到提升薄弱环节的耐受冲击抵受性能。
为提高开关柜柜门的安全裕度，本文采用在柜门内侧压强分布集中的区域覆盖高分子材料，缓和、均衡柜门所受冲击力，提升柜门的耐冲击抵受性能，从而提高柜门的安全裕度。
3.1 覆盖高分子材料的选择
由材料特性对冲击抵受性能的影响及考虑开关柜的运行工况要求，所选择的高分子覆盖材料应满足：①具有较低的杨氏模量；②具有防火阻燃性能；③成本低、易加工。综合考虑这些因素，本文选用陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料为覆盖层。材料图如图13 所示。
图13 陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料
Fig.13 Ceramic silicon rubber polymer composite refractory
陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料，是利用硅基材料特性，以硅橡胶为基料及载体，经过高温炉或火焰的烧结成陶瓷化体。具备良好的电绝缘性能，可以达到1 200℃～1 500℃不燃烧，加工工艺简单、价格较低[26]。陶瓷化高分子复合耐火硅橡胶的建模参数见表1。
表1 陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料参数
Tab.1 Parameters of ceramicized silicone rubber polymer composite refractory materials
3.2 材料覆盖方法
本文采用在柜门内侧覆盖陶瓷化高分子复合耐火材料。为了不影响后续运维，且达到最优覆盖效果，应对材料的覆盖区域和材料厚度进行优化设计。
覆盖区域的确定原则应为：在柜门所承受较大压强集中区域进行覆盖。材料覆盖区域确定方法如下：
（1）通过仿真计算，找出泄能板动作时刻tmax 所在时间段内，不同时刻柜门所受压强较大区域，并进行标记。
（2）选取不同时刻柜门压强较大区域所在位置的并集，作为高分子材料覆盖区域，并绘制覆盖区域示意图Figx。
覆盖的陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料越厚，在相同条件下柜门所承受的冲击压强越小，但由于实际应用场景的需要，不宜过厚。覆盖层厚度的确定原则应为：通过厚度的选择使冲击力均衡，使柜门的安全裕度值KP 大于等于柜体的安全裕度值Kσ。
材料厚度选择方法如下：
（1）选取不同厚度的陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料对Figx 中标记的区域进行覆盖，分别计算在泄压板动作时刻tmax，柜门处所受最大压强pg。
（2）绘制柜门所受最大压强随覆盖层厚度的变化关系图。
（3）计算不同覆盖层厚度下柜门的安全裕度值，当KP≥Kσ 时，则符合要求，确定覆盖层所需厚度d。
3.3 覆盖层区域确定的计算实例
以1.2 节的电缆室模型为计算实例，通过仿真计算得到电缆室发生短路电弧冲击过程中压强点分布。当tmax=10.5ms 时刻，在电缆室完全密封条件下，选择能量热损耗密度为Q=8.578×1013W/m3，选择壁厚为2mm 进行仿真，计算出不同时刻电缆室后柜门最大压强点分布情况，如图14 所示。
图14 不同时刻柜门压强较大区域分布
Fig.14 The distribution map of the area where the cabinet door pressure is larger at different times
由图14 可知，柜门在不同时刻的短路电弧冲击过程中，压强最大区域均为图中标记处（颜色越深代表柜门所受压强越大），由此可知，在整个冲击过程中，柜门所受压强较大区域都集中在柜门的侧边和底部区域，因此选择不同时刻柜门压强较大区域所在位置的并集，作为高分材料的覆盖区域。高分子材料覆盖区域示意图如图15 所示。
由图15 所示，覆盖区域为凹字型，左右两侧覆盖区域宽度均为250mm，底部覆盖区域宽度为300mm。
图15 柜门覆盖区域示意图
Fig.15 Schematic diagram of cabinet door coverage area
3.4 覆盖层厚度确定的计算实例
以1.2 节的建立的模型为基础，在其模型柜门内侧，按照图15 所示标识区域覆盖陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料。覆盖陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料后的模型如图16 所示。
图16 覆盖材料后模型
Fig.16 Model picture after covering materia
通过仿真计算得到开关柜电缆室发生短路电弧冲击过程泄压板动作时刻为tmax=10.5ms。当覆盖层的厚度d=5mm 时，pg=0.11MPa；未覆盖高分子材料时的最大压强为1.01MPa，下降了89%。覆盖后的柜门压强分布云图如图17 所示，压强最大点的位置坐标为（y=355.65mm,z=292.59mm）。
由图17 可知，覆盖了高分子材料后，开关柜后柜门的压强分布集中区域发生了明显变化，边缘区域（即覆盖区域）所受的冲击力分布明显改善，验证了高分子材料覆盖的方法可以有效均衡、改善柜门所受冲击力的分布。
图17 覆盖5mm 厚高分子材料后柜门压强分布图
Fig.17 The pressure distribution map of the rear cabinet door covered with 5mm thick polymer material
选取不同厚度的陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料对图16 所标记区域进行覆盖，分别计算在泄压板动作时刻tmax，柜门处所受最大压强pg。绘制最大压强pg随覆盖高分子材料厚度变化关系，如图18 所示。
图18 柜门压强随覆盖材料厚度关系变化曲线
Fig.18 The relationship between cabinet door pressure and covering material thickness
由图18 可知，随着覆盖陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料的厚度增加，柜门受到的压强逐渐下降。在tmax=10.5ms 时刻，覆盖陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料厚度为3.0mm 时，其柜门最大压强值为pg=0.3MPa，小于柜门螺栓所能承受的极限压强值pj=1.03MPa，按式（2）计算，可得柜门的安全裕度值为70%，该安全裕度值已大于柜体51%的安全裕度，达到设计要求，即KP≥Kσ。
由图18 得到的柜门最大压强与覆盖材料厚度的拟合关系曲线还可发现，当选择覆盖3mm 厚高分子材料时，压强变化率已趋近较小值，即当继续增加厚度，对压强的改善情况相对不再明显。因而，考虑技术指标要求，经济性和实际运行需要，覆盖层厚度选择为3.0mm。
4 结论
针对10kV 高压开关柜内部短路电弧引发的爆炸造成二次伤害的问题，本文从柜体和柜门安全裕度比较的角度，提出了提高开关柜安全裕度的计算方法和设计建议。主要结论如下：
1）本文采用热源等效和分舱建模方式，利用多物理场耦合的有限元仿真计算方法，对开关柜在短路电弧冲击作用下的安全裕度进行仿真计算。以KYN28—12 型开关柜电缆室为例，得到电缆室柜体和柜门的安全裕度分别为51%和2%，指出提升开关柜安全裕度的关键在于提升电缆室柜门的安全裕度。
2）针对柜门压强较大区域采取在柜门内侧压强较大区域覆盖陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料的方法来提升柜门的安全裕度。以KYN28—12 型开关柜电缆室为例，得出在柜门所受压强较大区域需覆盖3.0mm 厚陶瓷化硅橡胶高分子复合耐火材料，可以使柜门的安全裕度达到70%，大于柜体51%的安全裕度，从而提升开关柜整体的安全性能。
3）本文采取对安全裕度薄弱的部位覆盖高分子复合材料的方法以提高开关柜的安全性能，与传统方法相比，更具针对性，促进设备向轻质化发展，为开关柜安全等级提升提供了新的解决思路与方法。后续需加强该方法在实际开关柜中的测试和应用。
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