人工觸發(fā)閃電條件下近距離強(qiáng)雷電電磁脈沖對內(nèi)浮頂油罐模型的耦合效應(yīng)研究

陳思學(xué)，孫秀斌，李 哲，婁仁杰，陳紹東，張義軍

(1.中國石油集團(tuán)安全環(huán)保技術(shù)研究院有限公司大連分院，遼寧 大連 116033； 2.成都信息工程大學(xué)，成都 610225； 3.海南省氣象探測中心，?？?570203； 4.中國氣象局廣州熱帶海洋氣象研究所，廣州 510080； 5.復(fù)旦大學(xué)大氣科學(xué)研究院，上海 200438)

0 引言

隨著經(jīng)濟(jì)社會的快速發(fā)展，對石油的需求急劇增長。油罐是用于存儲原油和石油產(chǎn)品的主要設(shè)備，通常位于地勢平坦的開闊地帶，周圍無高大建筑物，極易遭受雷電危害。據(jù)統(tǒng)計，1960-2003年間全球范圍內(nèi)242起油罐事故中，因雷擊造成的占總數(shù)的33%，且呈逐年上升趨勢[1]。儲油罐一旦發(fā)生雷擊火災(zāi)和爆炸，必將造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失和人員傷亡，例如1989年8月12日山東黃島油庫爆炸導(dǎo)致90余人傷亡[2]，1995年10月24日印尼Gilacap油罐火災(zāi)造成財產(chǎn)損失3 800萬美元[1]。

目前，國內(nèi)外主要利用仿真和沖擊試驗的方法對油罐雷擊火災(zāi)機(jī)理及其防護(hù)技術(shù)進(jìn)行研究[3-5]。Huang等[6]針對黃島油罐爆炸事故，將雷電通道近似為垂直于地面的單極子天線，利用電磁仿真軟件HFSS，建立雷電通道和事故油罐模型，分析油罐中的電場分布，計算雷擊點與油罐間的安全距離，提出油庫雷電防護(hù)策略；Buccella等[7]以雙指數(shù)函數(shù)為雷電流波形，建立油罐分布參數(shù)電路模型，利用電路分析軟件SPICE得到罐壁的電位分布，并將其作為時域有限差分法(FDTD)的邊界條件，計算直接雷擊作用下油罐內(nèi)存儲的油品中的暫態(tài)電位大小；Liu等[8]以Heidler函數(shù)為通道基底電流，利用FDTD分析雷電流幅值、雷擊點位置、土壤電阻率對油罐壁與浮盤間電場強(qiáng)度的影響；任曉明等[9]對浮頂油罐模型進(jìn)行沖擊電流試驗(8/20 μs)，結(jié)果表明通過合理布置可伸縮的接地裝置(SGD)能夠快速泄放雷電流，有效避免浮盤與罐壁間產(chǎn)生火花放電；Liu等[10]利用沖擊電壓發(fā)生器模擬雷擊過電壓(1.2/50 μs)，測量浮盤上的感應(yīng)電荷，研究雷電對浮頂油罐的間接效應(yīng)。從以上分析可以看出，在仿真和沖擊試驗中普遍采用標(biāo)準(zhǔn)電流(電壓)波形，而真實的自然閃電一般持續(xù)時間比較長，包含多次回?fù)暨^程[11-14]。人工觸發(fā)閃電能夠較為真實地模擬自然閃電，為研究油罐在近距離雷電發(fā)生時的致災(zāi)機(jī)理提供了有效手段。

與實驗室中通常采用油罐模型類似，本研究利用人工觸發(fā)閃電試驗，測量雷電擊中內(nèi)浮頂油罐模型附近區(qū)域時罐壁與浮盤間的電位差、油罐上和周圍的儀器儀表信號線與電源線上的感應(yīng)電壓及接地網(wǎng)的地電位等參數(shù)，分析雷電電磁脈沖對罐體和傳輸線纜的耦合效應(yīng)，為油罐防雷設(shè)計提供重要參考。

1 試驗方案

本研究所進(jìn)行的人工觸發(fā)閃電試驗在位于廣州的中國氣象局雷電野外科學(xué)試驗基地進(jìn)行。試驗所用內(nèi)浮頂油罐模型采用不銹鋼制成，其直徑(1.5 m)，約為實際大型油罐直徑(約為60～100 m)的1/40到1/60。試驗中對內(nèi)浮頂油罐模型分別在接地與不接地條件下進(jìn)行雷電防護(hù)技術(shù)研究。試驗方案見表1。

表1 試驗方案Table 1 Test scheme

2 試驗布置

試驗布置見圖1，內(nèi)浮頂油罐模型與引流桿、測試點1、測試點2和可燃?xì)怏w報警儀的直線距離分別為23、38、34、2.5 m。內(nèi)浮頂油罐模型上安裝有雷達(dá)液位計，與測試點1之間的溝道內(nèi)放置有金屬槽，雷達(dá)液位計的兩芯屏蔽信號線穿金屬槽敷設(shè)或直接布設(shè)在溝道旁的地面上；可燃?xì)怏w報警儀的探測端安裝在內(nèi)浮頂油罐模型旁邊，而其控制端則放置在測試點2內(nèi)，并由架空輸電線路供電，探測端與控制端之間采用三芯屏蔽線穿鋼管連接；控制室內(nèi)完成信號采集與處理。

圖1 試驗布置圖Fig.1 Layout of the experiment site

地網(wǎng)1和地網(wǎng)3均由水平接地體和垂直接地體組成，地網(wǎng)尺寸分別為10 m×10 m(5 m×5 m網(wǎng)格)和5 m×5 m，水平接地體規(guī)格為40 mm×4 mm的鍍鋅扁鋼，埋地深度為0.6 m，垂直接地體規(guī)格為40 mm×40 mm×4 mm，長度為2.5 m的鍍鋅角鋼分布在地網(wǎng)4個角；地網(wǎng)2由規(guī)格為40 mm×4 mm的鍍鋅扁鋼構(gòu)成2 m×2 m×2 m的立方體網(wǎng)格，中間澆筑水泥，埋地深度0.8 m。地網(wǎng)1、地網(wǎng)2和地網(wǎng)3的工頻接地電阻分別為15 Ω、16.9 Ω和21 Ω?；鶞?zhǔn)零電位1通過埋地電纜外引至距地網(wǎng)1約70 m處，用于測量人工觸發(fā)閃電電流；基準(zhǔn)零電位2通過埋地電纜外引至距地網(wǎng)2約45 m處，用于測量地網(wǎng)2的地電位抬升電壓；基準(zhǔn)零電位3通過埋地電纜外引至距地網(wǎng)3約60 m處，用于測量屏蔽信號線上的感應(yīng)過電壓；基準(zhǔn)零電位4則以測試點2處的接地點為參考點，用于測量架空電源線上的感應(yīng)過電壓。

測試原理見圖2，人工觸發(fā)閃電成功后，一方面引流桿下的同軸分流器將雷電流轉(zhuǎn)換為電壓信號，另一方面分壓器分別獲取油罐壁與浮盤間的電位差、地網(wǎng)2的地電位抬升電壓、雷達(dá)液位計的信號線與可燃?xì)怏w報警儀控制端電源線上的感應(yīng)電壓。為了減小人工引雷試驗過程中雷電電磁脈沖等干擾對測量結(jié)果的影響，這些信號經(jīng)高壓隔離采集系統(tǒng)前端電-光轉(zhuǎn)換后通過光纖傳送至控制室進(jìn)行處理，控制室內(nèi)的高壓隔離采集系統(tǒng)后端將接收到的光信號轉(zhuǎn)換成電信號，并由示波器采集和保存[15-16]。

圖2 測試原理Fig.2 Diagram of test principle

3 數(shù)據(jù)分析

選取2019-07-07 T 18:04: 44和2019-07-22 T 14:55:53在工況一條件下成功觸發(fā)的2次閃電(分別記作T1804和T1455)及2019-06-30 T 17:04:47在工況二條件下成功觸發(fā)的1次閃電(記作T1704)的測量數(shù)據(jù)進(jìn)行詳細(xì)分析。

3.1 罐壁與浮盤間的電位差

內(nèi)浮頂油罐能夠有效減少油品蒸發(fā)損耗，如果罐壁與浮盤間的電位差過高可能產(chǎn)生火花，導(dǎo)致罐體內(nèi)儲存的油品燃燒和爆炸。罐壁與浮盤間的電位差不僅與雷電流特征有關(guān)，而且還受到地網(wǎng)2的地電位抬升電壓變化的影響，表2所示為這些參數(shù)的統(tǒng)計值，其中電流特征參數(shù)的定義見文獻(xiàn)[17-18]。圖3以T1455中Ra1和T1704中Rb5為示例，給出了雷電流波形及對應(yīng)的地電位抬升電壓波形和罐壁與浮盤間的電位差信號。

表2 罐壁與浮盤間的電位差峰值及地電位抬升電壓和回?fù)綦娏鞑ㄐ翁卣鲄?shù)Table 2 Peak values of potential differences between the tank wall and the floating plateand parametersof the GPR voltages and return strokes

從圖中可以看出，T1455和T1704的地電位抬升電壓與雷電流波形在整體上較為相似，都有陡峭的上升沿和緩慢的回零過程。T1455的6次回?fù)綦娏鞣逯?I1peak)范圍為-8.20 kA至-21.18 kA，平均為-23.39 kA；回?fù)綦娏?0%～90%上升陡度(G1)在19.28 kA/μs～67.78 kA/μs之間，平均為43.84 kA/μs；地電位抬升電壓峰值(U2peak)范圍為-4 833.3 V至-12 833.0 V，平均為-8 083.28 V；抬升電壓10%～90%上升時間(tr2)在0.36 μs～0.44 μs之間，平均為0.39 μs，與對應(yīng)回?fù)綦娏?0%～90%上升時間(tr1，平均為0.25 μs)相當(dāng)；值得注意的是，雖然tr1的統(tǒng)計值比自然雷電要短，且I1peak處于較小區(qū)間，但人工引雷和自然雷電在內(nèi)浮頂油罐模型和實際油罐上耦合的感應(yīng)電壓的變化規(guī)律是一致的；抬升電壓在下降過程中疊加了小幅衰減的高頻分量，其原因可能是經(jīng)引流桿泄放入地的雷電流在基準(zhǔn)零電位2的埋地電纜上的感應(yīng)耦合造成的，因而表中未統(tǒng)計抬升電壓波形的半峰寬度(t2HPW)；抬升電壓10%～90%上升陡度(G2)范圍為8.78 kV/μs～28.52 kV/μs，平均為16.90 kV/μs。罐壁與浮盤間的電位差峰值(UTWFP)僅僅在-45.0 V至-95.0 V之間，平均為-67.65 V，其原因在于罐體和拱頂?shù)钠帘巫饔檬沟美纂婋姶琶}沖在浮盤上產(chǎn)生的感應(yīng)電壓較低，罐壁與浮盤間的電位差較小。由于內(nèi)浮頂油罐模型未接地，這個電位差的大小并未受到地網(wǎng)地電位變化的影響。雖然實際內(nèi)浮頂油罐尺寸遠(yuǎn)大于油罐模型，但在實際內(nèi)浮頂油罐未接地時，由于屏蔽效應(yīng)，罐壁與浮盤間的電位差也相對較小。

圖3 T1455中Ra1和T1704中Rb5的回?fù)綦娏鞑ㄐ渭皩?yīng)的地電位抬升電壓和罐壁與浮盤間的電位差Fig.3 Return stroke currents and GPR voltages and potential differences between the tank wall and the floating platefor Ra1 of T1455 and Rb5 of T1704

T1704的6次回?fù)綦娏鞣逯?I1peak)范圍為-5.73 kA至-31.15 kA，平均為-17.43 kA，引起的地電位抬升電壓峰值(U2peak)在-1 666.7 V至-12 500.0 V之間，平均為-6 750.0 V； T1704的回?fù)綦娏?tr1，G1)和地電位(tr2，G2)與T1455的對應(yīng)波形特征基本一致。與T1455類似，表中也未統(tǒng)計T1704的抬升電壓波形的半峰寬度(t2HPW)。T1704中罐壁與浮盤間的電位差峰值(UTWFP)在-4 750.0 V至-16 083.0 V之間，平均為-8 694.4 V，遠(yuǎn)大于T1455中的電位差峰值，這是由于內(nèi)浮頂油罐模型接地后地網(wǎng)的地電位抬升電壓直接拉高罐壁電位，從而顯著增大了罐壁與浮盤間的電位差。由于實際內(nèi)浮頂油罐的浮盤與罐底間的電容要比油罐模型的相應(yīng)電容值大得多，因此實際內(nèi)浮頂油罐接地后，一方面地電位的抬升使得罐壁的電位升高，另一方面經(jīng)電容耦合至浮盤上的地電位抬升電壓則明顯減小，從而進(jìn)一步增大罐壁與浮盤間的電位差。

為了進(jìn)一步分析罐壁與浮盤間的電位差與雷電流及地電位之間的相關(guān)性，對T1455和T1704的6次回?fù)暨^程的罐壁與浮盤間電位差峰值與回?fù)綦娏鞣逯导暗仉娢惶妷悍逯颠M(jìn)行線性擬合，擬合曲線見圖4和圖5，擬合關(guān)系式如式(1)～式(3)：

圖4 T1455罐壁與浮盤間的電位差峰值與回?fù)綦娏鞣逯档臄M合曲線Fig.4 Fitted line plot of peak values of potential differences between the tank wall and the floating plate versus that of return stroke currents for T1455

圖5 T1704罐壁與浮盤間的電位差峰值與地電位抬升電壓峰值及回?fù)綦娏鞣逯档臄M合曲線Fig.5 Fitted line plot of peak values of potential differences between the tank wall and the floating plate versus that of GPR voltages and return stroke currents for T1704

IT1455=0.23U1-2.89

(1)

UT1704=0.87U2-0.77

(2)

IT1704=2.06U2-0.47

(3)

其中，U1和U2分別為T1455和T1704的罐壁與浮盤間的電位差峰值，IT1455為T1455的回?fù)綦娏鞣逯?，IT1704與UT1704分別為T1704的回?fù)綦娏鞣逯蹬c地電位抬升電壓峰值。由于內(nèi)浮頂油罐模型未接地，因而未對T1455的罐壁與浮盤間的電位差峰值與地電位抬升電壓峰值之間的相關(guān)性進(jìn)行分析。

由擬合關(guān)系可以看出，T1455的罐壁與浮盤間的電位差峰值與回?fù)綦娏鞣逯档南嚓P(guān)系數(shù)(式(1))為R2=0.95；T1704的罐壁與浮盤間的電位差峰值與地電位抬升電壓峰值的相關(guān)系數(shù)(式(2))為R2=0.91,與回?fù)綦娏鞣逯档南嚓P(guān)系數(shù)(式(3))為R2=0.92。罐壁與浮盤間的電位差與雷電流和地電位抬升電壓均呈正相關(guān)，且擬合的相關(guān)系數(shù)都很高。與油罐模型類似，實際內(nèi)浮頂油罐未接地時，罐壁與浮盤間的電位差與回?fù)綦娏饕渤收嚓P(guān)，并隨著回?fù)綦娏鞯脑龃蠖龃?。此外，雷擊點距離越近，罐壁與浮盤間的電位差越大。然而油罐的屏蔽作用卻使得罐壁與浮盤間的電位差仍然較小?；?fù)暨^程中的地電位抬升是由雷電流在土壤中的泄放和感應(yīng)耦合共同作用的結(jié)果。雷電流越大，地電位抬升電壓越大，從而導(dǎo)致油罐接地后罐壁與浮盤間的電位差越大。因此，在實際內(nèi)浮頂油罐接地的情況下，罐壁與浮盤間的電位差主要受地電位抬升的影響，并且隨著地電位的升高而進(jìn)一步增大，可能產(chǎn)生火花放電，引發(fā)雷擊火災(zāi)事故[19]。

3.2 雷達(dá)液位計信號線上的感應(yīng)電壓

雷擊不僅會造成石油化工生產(chǎn)、貯存裝置起火爆炸，還會引發(fā)儀器、儀表和電力線路嚴(yán)重?fù)p壞。為了研究近距離強(qiáng)雷電電磁脈沖對油罐區(qū)儀器儀表信號傳輸線的影響，將一根屏蔽信號線穿金屬槽敷設(shè)，另一根屏蔽信號線直接布設(shè)在地面上，兩根屏蔽信號線一端放置在內(nèi)浮頂油罐模型旁，另一端連接高壓隔離采集系統(tǒng)。表3給出T1455各次回?fù)綦娏鞣逯导按┎叟c不穿槽屏蔽信號線上的感應(yīng)電壓峰值，因測量過程中出現(xiàn)波形失真，表中未統(tǒng)計由T1455中Ra3在信號線上產(chǎn)生的感應(yīng)電壓。

表3 T1455各次回?fù)粼谄帘涡盘柧€上產(chǎn)生的感應(yīng)電壓峰值Table 3 Peak values of lightning-induced voltages caused by return strokes for T1455

圖6以T1455中Ra4為示例，給出了回?fù)綦娏鞑ㄐ渭皩?yīng)的感應(yīng)電壓。從圖中可以看出，不論穿槽與否，屏蔽信號線上耦合的感應(yīng)電壓波形與雷電流波形類似。穿槽屏蔽信號線上的感應(yīng)電壓(USSS)比不穿槽屏蔽信號線上的感應(yīng)電壓(UNSS)稍大，其原因可能是雷電電磁脈沖的能量主要集中在低頻率段，可以穿透金屬槽，此外金屬槽距引流桿較近，靜電感應(yīng)增大了信號線上耦合電壓的峰值。

圖6 T1455中Ra4的回?fù)綦娏鞑ㄐ渭皩?yīng)的感應(yīng)電壓Fig.6 Return stroke current and lightning-induced voltages for Ra4 of T1455

圖7給出T1455中各次回?fù)粼诖┎叟c不穿槽屏蔽信號線上耦合的感應(yīng)電壓峰值與回?fù)綦娏鞣逯档臄M合曲線，擬合關(guān)系式如下：

圖7 T1455中穿槽與不穿槽屏蔽信號線上應(yīng)電壓峰值與回?fù)綦娏鞣逯档臄M合曲線Fig.7 Fitted line plot of peak values of lightning-induced overvoltages on the shielded signal wire versus that of return stroke currents for T1455

IT1455=1.7U3-0.15

(4)

IT1455=1.86U4+0.3

(5)

其中，U3和U4分別為穿槽和不穿槽屏蔽信號線上耦合的感應(yīng)電壓峰值，IT1455為T1455的回?fù)綦娏鞣逯怠?/p>

由擬合關(guān)系可以看出，T1455的穿槽屏蔽信號線上耦合的感應(yīng)電壓峰值與回?fù)綦娏鞣逯档南嚓P(guān)系數(shù)(式(4))為R2=0.97；不穿槽屏蔽信號線上耦合的感應(yīng)電壓峰值與回?fù)綦娏鞣逯档南嚓P(guān)系數(shù)(式(5))為0.98。不論屏蔽信號線是否穿槽，感應(yīng)電壓與雷電流成正比，且相關(guān)性很高。屏蔽信號線上耦合的感應(yīng)過電壓極易造成油罐區(qū)儀器儀表中的信號采集和處理芯片等電子元器件失效或燒毀，因此應(yīng)采取加裝信號SPD和屏蔽信號線兩端接地等措施，對油罐區(qū)儀器儀表起到保護(hù)作用。

3.3 可燃?xì)怏w報警儀電源線感應(yīng)過電壓

為了分析雷電對油罐區(qū)儀器儀表架空電源線的影響，根據(jù)引雷試驗場的條件，將可燃?xì)怏w報警儀控制端的電源線連接在市電的空氣開關(guān)上，見圖8。引流桿與架空電源線間的直線距離約30 m，在火線上安裝電源SPD，零線不作保護(hù)，對控制端進(jìn)行供電。表4所示為T1804各次回?fù)舨ㄐ翁卣鲄?shù)的統(tǒng)計值。圖9給出了T1804各次回?fù)綦娏鞑ㄐ巍?/p>

圖8 控制端電源線連接方式Fig.8 Connection tothe power cord at control terminal

圖9 T1804回?fù)綦娏鞑ㄐ蜦ig.9 Return stroke currents for T1804

表4 T1804回?fù)綦娏魈卣鲄?shù)Table 4 Parameters of the return strokes

從圖中可以看出，T1804與T1455和T1704的雷電流波形類似，都有陡峭的上升沿和緩慢的回零過程。T1804的4次回?fù)綦娏鞣逯?I1peak)在-6.67 kA至-25.07 kA之間，平均為-14.92 kA；對比分析T1804與T1455和T1704的回?fù)綦娏鞑ㄐ翁卣鲄?shù)(tr1、t1HPW、G1)，可以發(fā)現(xiàn)三者之間基本一致；回?fù)暨^程的轉(zhuǎn)移電荷量(Q)范圍為0.25 C至2.65 C，平均為1.28 C，其中Rc1中疊加了M分量，轉(zhuǎn)移電荷量最大。

圖10給出火線和零線上的感應(yīng)過電壓波形。從圖中可以看出，在首次回?fù)鬜c1之前火線上的工頻電壓波動是由初始電流脈沖引起的，并且火線和零線上的感應(yīng)過電壓波形在時間上有對應(yīng)關(guān)系。圖11所示為火線和零線上的感應(yīng)過電壓波形放大圖。從圖中可以看出電源SPD將火線上的感應(yīng)過電壓限制在700～800 V之間，而零線上的感應(yīng)過電壓峰值分別為-5 266.7、-6 466.7、-3 433.3、-4 466.7 V，平均為-4 908.4 V。

圖10 T1804架空線火線和零線感應(yīng)過電壓波形Fig.10 Lightning-induced overvoltages on overhead phase wire and neutral wire for T1804

圖11 T1804架空線火線和零線感應(yīng)過電壓波形放大圖Fig.11 Detail of lightning-inducedovervoltages on overhead phase wire and neutral wirefor T1804

圖12給出了零線上的感應(yīng)過電壓峰值與回?fù)綦娏鞣逯档臄M合曲線，擬合關(guān)系式如下：

圖12 零線上的感應(yīng)過電壓峰值與回?fù)綦娏鞣逯档臄M合曲線Fig.12 Fitted line plot of peak values of lightning-induced overvoltageson the neutral wire versus that of return stroke currents for T1804

IT1804=6.43U5-16.63

(6)

其中U5為零線上的感應(yīng)過電壓峰值，IT1804為T1804的回?fù)綦娏鞣逯怠?/p>

由擬合關(guān)系可以看出，零線上的感應(yīng)過電壓峰值與回?fù)綦娏鞣逯档南嚓P(guān)系數(shù)(式(6))為R2=0.98。零線上的感應(yīng)過電壓與雷電流成正比，且擬合的相關(guān)系數(shù)很高。零線上的感應(yīng)過電壓峰值超過可燃?xì)怏w報警儀控制端所能承受的耐沖擊電壓額定值[20]，從而造成可燃?xì)怏w報警儀損壞，因此應(yīng)在火線和零線上都安裝電源SPD，確保油罐區(qū)儀器儀表正常工作。

4 結(jié)論

本研究對2019-06-30、2019-07-07和2019-07-22的3次內(nèi)浮頂油罐模型人工觸發(fā)閃電試驗中獲取的觀測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到的主要結(jié)論如下：

1)在內(nèi)浮頂油罐模型接地的情況下，T1704的6次回?fù)粢鸬牡仉娢惶妷悍逯捣秶鸀?1 666.7 ～-12 500.0 V，平均為-6 750.0 V，相應(yīng)的罐壁與浮盤間的電位差峰值在-4 750.0 V至-16 083.0 V之間，平均為-8 694.4 V；罐壁與浮盤間的電位差峰值與地電位抬升電壓峰值和回?fù)綦娏鞣逯档南嚓P(guān)系數(shù)分別為0.91和0.92；地網(wǎng)地電位抬升是導(dǎo)致罐壁與浮盤間的電位差增大的主要因素，可能會產(chǎn)生火花放電從而引起火災(zāi)爆炸事故。

2)T1455的5次回?fù)魧?yīng)的穿槽屏蔽信號線上的感應(yīng)過電壓峰值范圍為-4 650.0 V至-8 269.7 V，平均為-6 766.4 V；不穿槽屏蔽信號線上的感應(yīng)過電壓峰值在-4 081.3 V至-7 447.9 V之間，平均為-5 956.8 V；屏蔽信號線是否穿槽對感應(yīng)電壓的影響較小。近距離強(qiáng)雷電脈沖在屏蔽信號線上耦合的感應(yīng)過電壓極易造成油罐區(qū)儀器儀表中的信號采集與處理芯片等電子元器件失效或燒毀，應(yīng)采取加裝信號SPD和屏蔽信號線兩端接地等措施，對油罐區(qū)儀器儀表起到保護(hù)作用。

3)T1804的4次回?fù)粢鸬牧憔€上的感應(yīng)過電壓峰值范圍為-3 433.3 V至-6 466.7 V，而SPD則將火線上的感應(yīng)過電壓限制在700～800 V之間。近距離強(qiáng)雷電脈沖在輸電線路上耦合的感應(yīng)過電壓可以達(dá)到幾千伏，超過電子信息設(shè)備所能承受的耐沖擊電壓額定值，應(yīng)在火線和零線上都安裝電源SPD，確保油罐區(qū)儀器儀表正常工作。