陳德敏， 王 昭， 湯 凱， 陸 彪

(安徽工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院， 安徽 馬鞍山 243032)

1 引言

電力開(kāi)關(guān)柜是電力系統(tǒng)輸配電環(huán)節(jié)的重要組成部分，電力開(kāi)關(guān)柜的安全運(yùn)行對(duì)電力系統(tǒng)至關(guān)重要。電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部主要由母線、斷路器等組成[1-3]，運(yùn)行中電力開(kāi)關(guān)柜母線上承載有數(shù)千安培電流，所產(chǎn)生的焦耳熱使母線一直處于發(fā)熱狀態(tài)，這不僅影響母線的電流負(fù)載能力，而且也嚴(yán)重影響電力開(kāi)關(guān)柜的絕緣性能[4-6]。因此，要提高電力開(kāi)關(guān)柜母線使用壽命和電力系統(tǒng)供電可靠程度，有必要對(duì)影響電力開(kāi)關(guān)柜散熱特性的因素進(jìn)行深入分析[7-9]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)影響電力開(kāi)關(guān)柜母線散熱因素的探究大多集中在兩方面，即外界環(huán)境與電力開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)。針對(duì)外界環(huán)境對(duì)母線表面溫度的影響，文獻(xiàn)[10-12]利用有限元數(shù)值模擬法，分析了大氣壓力、溫度等外界因素對(duì)電力開(kāi)關(guān)柜母線散熱的影響，指出了環(huán)境溫度決定母線溫度升高的幅度，當(dāng)在電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)填充SF6氣體時(shí)，可使母線溫升最低，抽真空時(shí)母線溫升最高。而對(duì)于電力開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)影響因素的探究，文獻(xiàn)[13]通過(guò)實(shí)驗(yàn)法分析了電力開(kāi)關(guān)柜通風(fēng)口數(shù)量、位置變化對(duì)其溫升的影響，結(jié)果顯示在電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)開(kāi)設(shè)通風(fēng)口有利于開(kāi)關(guān)柜溫升降低；文獻(xiàn)[14]結(jié)合有限體積法和實(shí)驗(yàn)法分析了母線的形狀、表面輻射發(fā)射率等因素對(duì)開(kāi)關(guān)柜內(nèi)母線溫升的影響，研究表明在相同負(fù)載電流條件下，半圓形母線比條狀母線表面溫度平均低7.9 ℃，開(kāi)關(guān)柜內(nèi)母線表面涂氮化硼比不涂層表面溫度降低19.4 ℃；文獻(xiàn)[15]對(duì)垂直布置的母線，采用解析法建立傳熱模型，并基于該傳熱模型分析了電力開(kāi)關(guān)柜底部和頂部送風(fēng)對(duì)母線溫升的影響，結(jié)果表明底部送風(fēng)相較于頂部送風(fēng)功耗更小，散熱能力更強(qiáng)。根據(jù)上述研究可知，定量或定性改變影響母線表面溫度的外界因素，能適度降低母線表面溫升。但在實(shí)際運(yùn)行中，影響母線表面溫度的外界環(huán)境因素大多不易控制，比如環(huán)境溫度、大氣壓強(qiáng)等，且外界環(huán)境影響因素具有較強(qiáng)的不確定性，對(duì)實(shí)際工作中的電力開(kāi)關(guān)柜來(lái)說(shuō)，很難做到可調(diào)可控。而對(duì)電力開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)影響因素的探究，較少涉及母線位置變化對(duì)母線表面溫度的影響，且未從上述因素中探明對(duì)母線散熱影響最大的因素。

本文以電力開(kāi)關(guān)柜為研究對(duì)象，構(gòu)建三維熱流耦合模型；對(duì)母線相對(duì)高度、母線間距、母線偏轉(zhuǎn)角度、通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移、通風(fēng)進(jìn)出口面積比展開(kāi)分析，并在正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上運(yùn)用Fluent軟件進(jìn)行模擬，得出影響母線散熱的關(guān)鍵因素；引入相對(duì)溫升比重對(duì)母線的散熱性能進(jìn)行評(píng)價(jià)及預(yù)測(cè)，從而為優(yōu)化電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)部結(jié)構(gòu)及母線設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 基本假設(shè)

為便于分析，對(duì)電力開(kāi)關(guān)柜熱流耦合模型作出以下假設(shè)：

(1)空氣為理想氣體。除密度參數(shù)外，其他物性參數(shù)變化與溫度無(wú)關(guān)。

(2)常物性條件。母線導(dǎo)體所用材料的導(dǎo)熱系數(shù)、密度、比熱容均為常數(shù)。

(3)近似穩(wěn)態(tài)條件。實(shí)際運(yùn)行中電力開(kāi)關(guān)柜負(fù)載電流實(shí)時(shí)變化，因此，本文以電力開(kāi)關(guān)柜溫度達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)進(jìn)行計(jì)算分析。

2.2 計(jì)算域

對(duì)電力開(kāi)關(guān)柜進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化有利于分析計(jì)算[16,17]，本文的電力開(kāi)關(guān)柜計(jì)算域如圖1所示，由母線、電力開(kāi)關(guān)柜外殼及殼內(nèi)外空氣區(qū)域組成。其中母線的橫截面為100 mm×10 mm，相鄰兩相母線水平間隔50 mm，具體參數(shù)如圖1所示。

圖1 電力開(kāi)關(guān)柜計(jì)算域Fig.1 Solution domain of power switchgear

2.3 控制方程

電力開(kāi)關(guān)柜中主要熱源是電流流經(jīng)母線產(chǎn)生的焦耳熱，內(nèi)部主要以熱傳導(dǎo)方式進(jìn)行熱量傳遞，根據(jù)能量守恒定律和傅里葉定律，得導(dǎo)熱微分方程為：

(1)

(2)

式中，t為溫度，℃；λ為母線導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；qv為單位體積熱源，W/m3；P1為母線功率，W；V為單相母線體積，m3；R為單相母線電阻，Ω；S為單相母線截面積，m2；L為單相母線長(zhǎng)度，m；I為單相母線電流，A。

在電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)，空氣的傳熱與流動(dòng)滿足質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律，相關(guān)表達(dá)式如下所示[18]。

質(zhì)量守恒方程：

(3)

動(dòng)量守恒方程：

(4)

(5)

(6)

能量守恒方程：

(7)

式中，u、v、w分別為流體速度矢量在x、y、z方向的分量；X、Y、Z分別為流體在x、y、z方向受到的體積力分量；ρ為空氣密度，kg/m3；μ為流體的動(dòng)力粘度，Pa·s；cp為流體的定壓比熱容，J/(kg·K)；p為壓力，Pa。

在電力開(kāi)關(guān)柜中，除對(duì)流傳熱之外，電力開(kāi)關(guān)柜外殼與外界環(huán)境之間還存在輻射傳熱，其表達(dá)式為：

(8)

式中，ε為表面發(fā)射率；δ為斯蒂芬-玻耳茲曼常數(shù)，取值為5.67×10-8W/(m2·K4)；Tm、Tsur分別為熱輻射物體表面溫度及環(huán)境溫度，K；A為熱輻射物體表面積，m2。

2.4 邊界條件

進(jìn)行仿真模擬計(jì)算時(shí)，采用傳熱學(xué)中第三類(lèi)邊界條件[18]，具體參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 電力開(kāi)關(guān)柜仿真參數(shù)Tab.1 Simulation parameters of power switch cabinet

2.5 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所建模型正確性，本文在負(fù)載電流為1 000 A、環(huán)境溫度為298.4 K、大氣壓強(qiáng)為1.0 atm、通風(fēng)進(jìn)口風(fēng)速為0.24 m/s工況下(本模型標(biāo)準(zhǔn)工況)，對(duì)電力開(kāi)關(guān)柜母線進(jìn)行溫升實(shí)驗(yàn)，圖2為電力開(kāi)關(guān)柜實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。將所得實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比得到表2。由表2可知，三相母線表面平均溫度實(shí)驗(yàn)值略高于模擬值，這是因?yàn)楸灸Ｐ徒r(shí)未考慮母線接頭損耗對(duì)母線表面溫度的影響。計(jì)算得出三相母線表面平均溫度模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大誤差僅為3.1 %，說(shuō)明本文所建模型的準(zhǔn)確性。

圖2 電力開(kāi)關(guān)柜母線溫升實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.2 Experimental platform for bus temperature rise of power switch cabinet

表2 母線表面平均溫度實(shí)驗(yàn)測(cè)試與仿真模擬結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison of experimental test and simulation results of bus surface average temperature (單位：K)

3 電力開(kāi)關(guān)柜散熱因素分析

在電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)，母線相對(duì)高度、母線間距、母線偏轉(zhuǎn)角度和通風(fēng)口等因素與母線表面溫度密切相關(guān)[19-21]。為分析上述因素對(duì)母線表面溫度的影響，在環(huán)境溫度為298.4 K、1.0 atm、電力開(kāi)關(guān)柜負(fù)載電流為1 000 A、通風(fēng)進(jìn)口風(fēng)速為0.24 m/s工況下，進(jìn)行電力開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)散熱因素對(duì)母線表面平均溫度影響分析。

3.1 母線相對(duì)高度

圖3給出了電力開(kāi)關(guān)柜母線表面平均溫度隨母線相對(duì)底部垂直高度變化過(guò)程。由圖3可知，母線表面平均溫度隨母線相對(duì)高度的增大而降低。在母線相對(duì)高度為50 mm處，三相母線表面平均溫度最高，分別為321.71 K、323.76 K、322.10 K；在母線相對(duì)高度為850 mm處，三相母線表面平均溫度最低，分別為319.64 K、319.63 K、319.67 K。這種現(xiàn)象是因?yàn)樵谧匀粚?duì)流條件下柜內(nèi)豎向溫度梯度較小，當(dāng)母線相對(duì)高度增大時(shí)，母線距離通風(fēng)出口近，與外界環(huán)境換熱路徑短，表現(xiàn)為母線相對(duì)高度在850 mm處，表面溫度最低；而在母線相對(duì)高度50 mm處布置母線，會(huì)造成母線位置低于通風(fēng)進(jìn)口，無(wú)法與從通風(fēng)進(jìn)口進(jìn)入柜內(nèi)的外界氣流進(jìn)行熱交換，造成此處溫度最高。從圖3中A處所知，La與Lb相母線表面平均溫度低于相鄰高度150 mm、350 mm處溫度，是因?yàn)楫?dāng)La與Lb相母線布置在相對(duì)高度250 mm處，母線位置恰好在通風(fēng)進(jìn)口上部，此處位置靠近通風(fēng)進(jìn)口，與進(jìn)入柜內(nèi)的外界氣流換熱路程短、換熱能力強(qiáng)；Lc相母線因離通風(fēng)進(jìn)口位置較遠(yuǎn)，與350 mm處母線表面溫度相比變化不大。

圖3 母線表面平均溫度隨母線相對(duì)高度變化過(guò)程Fig.3 Variation process of busbar surface average temperature with relative height of busbar

3.2 母線水平間距

在模型驗(yàn)證中發(fā)現(xiàn)Lb相母線表面溫度高于其他相鄰兩相，這是因?yàn)長(zhǎng)b相母線散熱環(huán)境差，易受到相鄰兩相間的熱耗散作用。為研究Lb相母線隨水平間距的散熱規(guī)律，圖4給出了不同負(fù)載電流條件下Lb相母線表面平均溫度隨水平間距變化過(guò)程。由圖4可知，當(dāng)水平間距在0～50 mm內(nèi)變化時(shí)，Lb相母線表面平均溫度隨間距增大而降低，這是因?yàn)殚g距過(guò)小會(huì)增大對(duì)流換熱熱阻，不利于母線散熱，間距增大時(shí)，母線與所處環(huán)境溫差變大，母線表面對(duì)流換熱能力提高；當(dāng)母線間距增大到一定程度后，母線與所處環(huán)境的溫差將不再顯著增加，此時(shí)對(duì)流換熱能力得不到顯著提高，即表現(xiàn)為水平間距超過(guò)50 mm時(shí)，間距的增大對(duì)Lb相母線表面溫度影響較小。但母線表面平均溫度在水平間距為50 mm之后出現(xiàn)小幅回升，是因?yàn)槟妇€表面對(duì)流換熱系數(shù)發(fā)生降低。

圖4 Lb相母線表面平均溫度隨水平間距變化過(guò)程Fig.4 Variation process of average surface temperature of Lb-phase busbar with horizontal spacing

3.3 母線垂直間距

按圖5所示的變化過(guò)程，獲得了不同負(fù)載電流下Lb相母線表面溫度變化過(guò)程如圖6所示，由圖6可以看出，隨母線垂直間距逐漸增大，Lb相母線表面平均溫度逐漸降低后趨于穩(wěn)定。當(dāng)母線垂直間距在0～50 mm內(nèi)變化時(shí)，Lb相母線因與所處環(huán)境溫差增大幅度小，易受到相鄰母線間的熱耗散作用影響，Lb相母線表面平均溫度變化并不明顯；但當(dāng)母線垂直高度在50～150 mm范圍變化時(shí)，Lb相母線與所處環(huán)境溫差顯著變大，且相鄰母線對(duì)其熱耗散影響變小，其散熱能力顯著變大，表現(xiàn)為L(zhǎng)b相母線表面平均溫度顯著降低；垂直間距超過(guò)150 mm時(shí)，Lb相母線與周?chē)h(huán)境溫差增加幅度不再顯著變化，散熱能力也將不再顯著變化，此時(shí)Lb相母線表面平均溫度變化很小且逐漸趨于穩(wěn)定。

圖5 三相母線垂直間距變化過(guò)程Fig.5 Process of vertical spacing change of three-phase busbar

圖6 Lb相母線表面平均溫度隨垂直間距變化過(guò)程Fig.6 Average temperature of Lb-phase busbar surface varies with vertical spacing

3.4 母線偏轉(zhuǎn)角度

如圖7所示，三相母線沿順時(shí)針從0°、15°、30°、45°、60°、75°、90°變化后得到了三相母線表面平均溫度隨偏轉(zhuǎn)角度變化過(guò)程(氣流進(jìn)口方向均在圖7左側(cè))。從圖8中看到，母線表面平均溫度隨偏轉(zhuǎn)角度的變大先降低后增大。由于殼內(nèi)發(fā)生的是自然對(duì)流，當(dāng)母線在0～60°范圍內(nèi)偏轉(zhuǎn)時(shí)，隨偏轉(zhuǎn)角度增大，母線與外界氣流的對(duì)流換熱面積在變大，有利于與外界氣流進(jìn)行熱交換；但偏轉(zhuǎn)角度在60°～90°范圍變化時(shí)，偏轉(zhuǎn)角度變大反而使母線與外界氣流的對(duì)流換熱面積變小，所以此時(shí)母線表面溫度又開(kāi)始逐漸增大?？梢钥闯?，本模型最優(yōu)偏轉(zhuǎn)角度為60°，其母線表面平均溫度最低分別為315.48 K、318.45 K、314.60 K。

圖7 三相母線表面平均溫度隨偏轉(zhuǎn)角度變化過(guò)程溫度及速度矢量云圖(YOZ截面)Fig.7 Temperature and velocity vector cloud diagram of three-phase busbar surface average temperature changing with deflection angle (YOZ cross section)

圖8 三相母線表面平均溫度隨偏轉(zhuǎn)角度變化過(guò)程Fig.8 Variation process of average surface temperature of three-phase busbar with deflection angle

3.5 通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移

按圖9所示電力開(kāi)關(guān)柜通風(fēng)口位置變化情況得到了電力開(kāi)關(guān)柜母線表面溫度隨通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移變化過(guò)程。從圖10看到，隨通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移的變大，La相母線表面平均溫度先減小后增大并逐漸趨于穩(wěn)定；Lc相母線表面平均溫度隨通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移的增大先逐漸趨于穩(wěn)定后降低然后再增大。這是由于通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移變化，使母線表面與外界氣流的對(duì)流換熱通道發(fā)生偏移，對(duì)流換熱面積發(fā)生改變。當(dāng)La相母線相對(duì)位移在0～100 mm內(nèi)變化時(shí)，La相母線與外界氣流的換熱面積先增大后減小，當(dāng)相對(duì)位移超過(guò)100 mm后，La相母線與外界氣流換熱面積很難再發(fā)生明顯改變，表現(xiàn)為L(zhǎng)a相母線表面平均溫度變化很小并趨于穩(wěn)定；Lc相母線在相對(duì)位移100 mm內(nèi)與外界氣流的換熱面積變化不明顯，但相對(duì)位移在100～200 mm內(nèi)變化時(shí)，Lc相母線與外界氣流的換熱面積變化表現(xiàn)為先增大后減小；不難發(fā)現(xiàn)，La相母線表面平均溫度與Lc相母線表面平均溫度分別在相對(duì)位移50 mm、150 mm處達(dá)到最小值，且分別為315.98 K、316.34 K。在整個(gè)通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移變化過(guò)程中，Lb相母線與外界氣流的換熱面積變化始終不明顯。

圖9 母線表面平均溫度隨通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移變化過(guò)程Fig.9 Variation process of average temperature of bus surface with relative displacement of ventilation inlet

圖10 母線表面平均溫度隨底部通風(fēng)進(jìn)口變化過(guò)程Fig.10 Average temperature of busbar surface varies with bottom ventilation inlet

3.6 通風(fēng)進(jìn)出口面積比

為研究電力開(kāi)關(guān)柜通風(fēng)進(jìn)出口面積對(duì)母線表面平均溫度的影響，設(shè)計(jì)了表3所示的兩種方案進(jìn)行仿真。方案A是通風(fēng)出口大小和通風(fēng)進(jìn)口寬度不變，改變通風(fēng)進(jìn)口長(zhǎng)度；方案B是通風(fēng)進(jìn)口大小和通風(fēng)出口寬度保持不變，改變通風(fēng)出口長(zhǎng)度。

表3 通風(fēng)進(jìn)出口參數(shù)設(shè)置Tab.3 Setting of ventilation inlet and outlet parameters

圖11和圖12分別為方案A、B工況下三相母線表面平均溫度隨通風(fēng)進(jìn)、出口面積比變化過(guò)程。由圖11和圖12可見(jiàn)，電力開(kāi)關(guān)柜通風(fēng)進(jìn)、出口面積比變化對(duì)三相母線表面平均溫度影響較小。原因在于自然對(duì)流條件下，空氣流速較低，通風(fēng)進(jìn)、出口面積比變化對(duì)母線表面對(duì)流散熱能力的提高無(wú)直接影響，表現(xiàn)為進(jìn)、出口面積比變化對(duì)母線表面平均溫度無(wú)顯著性影響。

圖11 母線表面平均溫度隨通風(fēng)進(jìn)口長(zhǎng)度變化過(guò)程(方案A)Fig.11 Average temperature of busbar surface varies with length of ventilation inlet

圖12 母線表面平均溫度隨通風(fēng)出口長(zhǎng)度變化過(guò)程(方案B)Fig.12 Average temperature of busbar bar surface varies with length of ventilation outlet

4 重要性排序

綜上所述，分析了電力開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)散熱因素對(duì)母線表面平均溫度的影響，為找出上述因素對(duì)母線表面平均溫度影響的關(guān)鍵因素，結(jié)合三相母線中Lb相母線散熱環(huán)境最差的特點(diǎn)，基于正交法對(duì)Lb相母線表面平均溫升影響因素進(jìn)行重要性排序。表4和表5是排序過(guò)程設(shè)計(jì)表，其中，①②③代表各因素水平值編號(hào)。

表4 電力開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)對(duì)母線溫升影響正交試驗(yàn)因素水平Tab.4 Level table of orthogonal test factors affecting structure of high current switchgear on busbar temperature rise

可以看出，影響電力開(kāi)關(guān)柜Lb相母線表面平均溫升的關(guān)鍵因素為母線相對(duì)高度、母線間距、母線偏轉(zhuǎn)角度。

5 相對(duì)溫升比重

綜上所述，為了進(jìn)一步分析電力開(kāi)關(guān)柜在不同工況下的散熱性能[22]，依據(jù)傳熱學(xué)中無(wú)量綱分析法，引入一種評(píng)價(jià)母線散熱性能優(yōu)劣的指標(biāo)——相對(duì)溫升比重，其計(jì)算式為：

(9)

表5 電力開(kāi)關(guān)柜結(jié)構(gòu)正交設(shè)計(jì)Tab.5 Orthogonal design of high-current switchgear structure

表6 試驗(yàn)結(jié)果分析Tab.6 Analysis of test results

式中，η為相對(duì)溫升比重，針對(duì)運(yùn)行的電力開(kāi)關(guān)柜，η越大表示電力開(kāi)關(guān)柜的散熱性能越差，反之，η越小則表示電力開(kāi)關(guān)柜的散熱性能越好；tb為標(biāo)準(zhǔn)工況溫升，K；tg為工況實(shí)際溫升，K；標(biāo)準(zhǔn)工況定義為本模型圖1所示工況水平?；谔岢龅南鄬?duì)溫升比重，結(jié)合正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)表4和表5，對(duì)本文電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)母線散熱性能進(jìn)行分析，結(jié)果如圖13所示。

圖13 不同運(yùn)行工況下母線相對(duì)溫升比重Fig.13 Relative temperature rise proportion of busbar

根據(jù)表5及圖13所示的三相母線相對(duì)溫升比重計(jì)算結(jié)果，利用Spss軟件對(duì)前24組數(shù)據(jù)進(jìn)行三相母線相對(duì)溫升比重?cái)M合。擬合過(guò)程剔除了影響較小的變量，并獲得了適用于本文電力開(kāi)關(guān)柜的三相母線相對(duì)溫升比重預(yù)測(cè)公式。

式中，ηLa、ηLb、ηLc分別為L(zhǎng)a相、Lb相和Lc相母線相對(duì)溫升比重；其他參數(shù)詳見(jiàn)表7。

表7 多項(xiàng)式系數(shù)表Tab.7 Polynomial coefficient table

為檢驗(yàn)所得預(yù)測(cè)公式的正確性，對(duì)圖13的第25～27組數(shù)據(jù)進(jìn)行預(yù)測(cè)公式的驗(yàn)證，結(jié)果見(jiàn)表8?？梢钥闯觯嗄妇€相對(duì)溫升比重的相對(duì)誤差均小于10 %，其中三相母線相對(duì)溫升比重預(yù)測(cè)公式的可決系數(shù)r2分別為0.91、0.93、0.92，可見(jiàn)預(yù)測(cè)公式可以滿足對(duì)母線散熱性能預(yù)測(cè)和評(píng)價(jià)的要求。

表8 驗(yàn)證結(jié)果Tab.8 Verification results

6 結(jié)論

本文通過(guò)構(gòu)建電力開(kāi)關(guān)柜三維熱流耦合模型，對(duì)影響母線散熱的電力開(kāi)關(guān)柜因素進(jìn)行正交設(shè)計(jì)，并用Fluent軟件進(jìn)行模擬分析，得到如下結(jié)論：

(1)母線在電力開(kāi)關(guān)柜內(nèi)采用合理的布置方式能有效降低母線表面溫度。在母線相對(duì)高度850 mm、母線水平間距50 mm、母線垂直間距150 mm、母線偏轉(zhuǎn)角度60 °處母線表面溫度分別達(dá)到溫度最小值。此外，研究發(fā)現(xiàn)通風(fēng)進(jìn)出口面積比和通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移對(duì)母線表面平均溫度影響不大。

(2)基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)得出影響Lb相母線表面平均溫升重要性排序?yàn)椋耗妇€相對(duì)高度>母線水平間距>母線垂直間距>母線偏轉(zhuǎn)角度>通風(fēng)進(jìn)出口面積比>通風(fēng)進(jìn)出口相對(duì)位移。

(3)通過(guò)引入相對(duì)溫升比重，對(duì)電力開(kāi)關(guān)柜散熱性能進(jìn)行評(píng)價(jià)，得到適用于本模型的三相母線散熱性能預(yù)測(cè)公式。