GB／T 21838.2-2008 标准规范下载简介

GB／T 21714.1-2015 雷电防护 第1部分：总则

表D.1给出的参数与雷击点雷电流有关。事实上，雷电流不只通过一条路径入地，外部LPS中 股有几条引下线和自然导体。此外，还有进入需保护建筑物的管道和线路（供水、供气管道、供电和通信 线路等）。因此，为了确定流过LPS具体部件的实际电流参数，应考虑雷电流的分流。最好计算出通过 PS具体位置某一部件的电流峰值和波形。在电流参数不能单独算出的场合，可以借助下列步骤 舌算。 为了计算外部LPS内的分流，可采用结构系数k。（见GB/T21714.3一2015的附录C）。该系数给 出最不利情况下雷电流在外部LPS引下线中分流的估算方法。 需保护建筑物有入户的外部导电部件、供电线路和通信线路时，为了估算其分流值，可采用附录E 介绍的k。和k。的近似值。 上述方法可用于计算流经某一具体入地路径的电流峰值。电流的其他参数可按以下公式计算

D.1 •( D.2 D.3 ·( D.4

WS/T 812-2022 病原微生物菌（毒）种国家标准株评价技术标准I,=kl Q,=kQ (W/R)=k²(W/R） (di/dt),=k(di/dt）

•( D.2 D.3 D.4

式中： 与某特定人地路径“P”有关的参数值[电流峰值I、电荷Qp、单位能量（W/R)，、电流陡度 (di/dt)]; X 与总雷电流有关的参数值[电流峰值I、电荷Q、单位能量（W/R）、电流陡度（di/dt)]； R 分流系数：k。，外部LPS的分流系数（见GB/T21714.3一2015的附录C）；k。、k。，有外部导 电部件、供电线路和通信线路进人需保护建筑物时的分流系数（见附录E)

D.4可能导致损害的雷电流效应

涉及雷电流的热效应与电流流过导体电阻或流人LPS而产生的阻性发热有关，也与雷电流流经 底部和发生电弧的全部LPS隔离部件（如火花间隙）中产生的热量有关

D.4.1.1阻性发热

任何明显流过雷电流的LPS部件上都发生阻性发热。导体的最小截面积应足够大，以免导体过热 导致周围发生火灾危险。除了D.4.1讨论的热效应外，还应考虑暴露于大气环境和/或腐蚀环境中部件 的机械承受力和耐久性。当存在人员伤害和火灾或爆炸损害的风险时，有时需要对雷电流引起的导体 受热进行计算。 下面给出雷电流通过时导体温升的计算方法， 一种分析方法如下： 电流在导体中以热形式耗散的时功率为

所以，一个完整的雷电流脉冲产生的热能是雷电流通过所讨论的LPS部件通路的电阻乘以脉冲 艺能量，单位为焦耳（J）或瓦特秒（W·s）

在一次雷电放电中，雷闪单位能量处于高水平的持续时间极短，以致于建筑物中产生的任何热量 明显的耗散，因此这种现象可认为是绝热过程。 LPS导体的温度可计算如下：

表D.2按LPS所用的不同材料给出式(D.7)中物理参数的特征值。其中C是溶化潜热，单位为 手千克（J/kg）：0，是熔点，单位为摄氏度（℃）

D.4.1.2.1概述

已提出几种雷电通道中雷电流流经处金属表面热效应计算的理论模型。为了简便，本附录仅介绍 阳极或阴极压降模型。这种模型应用于薄的金属外层特别有效。因为该模型假定雷电注人雷击点的所 有能量用于导体材料的熔化和汽化，而忽略了金属内的热扩散，因而在所有情况下给出保守的结果。其 他的模型介绍雷电流流经处的损害与冲击电流持续时间的依赖关系

D.4.1.2.2阳极或阴极压降模型

量输入W等于阳/阴极压降u.乘以雷电流的电

由于在这里所考虑的电流范围内ua.基本上为常数，因而电弧底部的能量转换主要与雷电流电荷 Q）有关。 阳极或阴极压降ua有几十伏。 一种简化方法假定弧底产生的所有能量只用于金属的熔化。式（D.9)利用了这种假设，但导致熔化 体积的估计过大。

V 金属的熔化体积，单位为立方米（m"）； ua.c 阳极或阴极压降（假设为常数），单位为伏（V）； Q 雷电流电荷，单位为库仑（C)； Y 材料密度，单位为干克每立方米（kg/m"）； 热容量，单位为焦耳每千克开[J/（kg·K)]； 0. 熔点，单位为摄氏度（℃）； 0u 环境温度，单位为摄氏度（℃）； C s 熔化潜热，单位为焦耳每千克（J/kg）。 式中物理参数的特征值按不同的LPS材料在表D.2给出。 要考虑的电荷主要是回击电荷和连续雷电流电荷之和。实验表明，与连续雷电流相比较回击电荷 影响是次要的

雷电流产生的机械效应取决于雷电流的幅值和持续时间以及受作用的机械构件的弹性。机械效 彼此接触的LPS部件间的摩擦力有关

D.4.2.1 磁的相互作用

磁力发生于两载流导体之间，或产生于只有一载流导体且该导体弯成一个角或一个环时。 当电流流过电路时，电路不同位置上受到的电动力的大小与雷电流的幅值和电路的几何形状都有 关系。但是，这些力的机械作用，不仅与电流幅值有关，也与电流的波形、持续时间以及设施的几何形状 有关。

D.4.2.1.1 电动力

如图D.1所示，电流i流过长度为1距离为d的平行导线段（长而狭小的环路）所产生的电动力可

以用式（D.10）近似计算：

于计算两导线电动力的

如图D.2所示是LPS的一个典型例子，其导体对称布设，构成90拐角，紧固夹具位于拐角的附近。 这种构形的应力图见图D.3。水平导体上的轴向力有把导体拉出紧固夹具的趋势。假设电流峰值为 100kA，垂直导体长0.5m，沿水平导体的力的数值如图D.4所示

LPS的导体典型布置

流峰值100KA.垂直导体长

D.4.2.1.2电动力的影响

图D.3图D.2结构应力F的应力图

图D.4沿图D.2中水平导线单位长度上的力F

就作用力的幅值而言，电动力的瞬时值F（t)正比于瞬时电流的平方I²（t）。而就LPS机械结构内 部产生的应力[用LPS结构的弹性形变（t)和弹性常数k的乘积表示］而言，宜考虑两种影响：与LPS 结构的弹性有关的机械振动固有频率和与LPS塑性有关的永久性形变。而且在许多情况下，结构内摩 擦力的影响也相当重要。 雷电流产生的电动力引起的LPS弹性结构的振动幅度可用二阶微分方程计算。这里的关键因素 是冲击电流持续时间和LPS结构机械振动固有周期之比。在LPS的应用中，通常遇到的情况是结构的 固有振动周期比力的作用时间（即雷电流冲击持续时间）长得多。这种情况下，最大机械应力在冲击电 流停止之后发生，其峰值低于作用应力的峰值。大多数情况下，最大机械应力可以忽略。 当拉伸应力超过材料的弹性限度时，发生塑性形变。如果构成LPS结构的是软材料，如铝和蟀火 铜，电动力可能使有拐角和环形的导体变形。因此，LPS部件的设计宜使之能承受这些力且具有必要 的弹性。 施加在LPS结构上的总机械应力取决于作用力对时间的积分，因而也取决于冲击电流的单位能 量，还与冲击电流波形和持续时间（与结构的固有振荡周期比较)有关。因此，测试时所有这些有影响的 参数都应考虑到

D.4.2.2声冲击波的损害

雷电流在电弧中流动时产 电流峰值及其上升率， 要的，但它可能使周围的物品遭受损害

实际上，热效应和机械效应是同时发生的。如果部件材料（接闪针、紧固夹具等）发热足以使 ，就会发生比其他情况下大得多的损害；极端情况下，该导体可能出现爆炸性的熔断，从而对周围约 成相当大的损害。如果金属的截面积足以安全地经受全部作用，则只应检查机械完好性，

一般只有在可燃性环境中或存在可燃材料的情况下，火花的发生才显得重要。大多数实际情况下 火花的发生对于LPS部件来说并不重要， 可能发生两种不同类型的火花，即“热火花”和“电压火花”。当很大的电流流过两导电材料的接合 处时，发生热火花。如果界面的压力过低，大多数热火花发生在接合处内靠近边沿处；主要原因是高电 流密度和界面的压力不足。热火花的强度与单位能量有关，所以雷电流的最危险阶段是首次回击。在 电流取盘旋状路径处，如连接件内部，当回路中感应电压超过金属部件间的击穿电压时，会发生电压火 花。感应电压大小正比于自感乘以雷电流的陡度。因此，对于电压火花而言，最危险的雷电组成部分是 后续负雷击。

D.5LPS部件、相关问题和测试参数

首通过试验室测试来检查这些部

接闪器所受的影响是由机械和热两种效应共同引起的（见下面D.5.3，但应注意的是当接内器被雷 击时，大部分雷电流将流过它）。在某些情况下，特别是有自然LPS部件，如薄的金属屋顶（这些地方可 能发生穿孔或其背面温升过高）和吊挂的导体时，接闪器也受电弧烧蚀效应的影响。 对电弧烧蚀效应，宜考虑两个主要的测试参数：即长时间电流的电荷及其持续时间。 电荷决定了电弧底部的能量输入。特别是长时间雷击对其影响最为严重，而短时雷击的影响可以 忽略不计。 电流的持续时间在热量向材料转移过程中起重要作用。测试时所施加电流的持续时间应与长时间 雷击的持续时间(0.5 s~1 s)可比拟

雷电对引下线的影响主要可以分为两类： 由于阻性发热产生的热效应。 毗邻导体对雷电流进行分流或雷电流改变方向（导体弯曲或以某角度互相连接时)处磁场相互 作用引起的机械效应。 大多数情况下，这两种效应的作用是彼此独立的，在试验室中可用单独的测试来检测每一效应 雷电流产生的热没有明显地改变导体机械特性的所有情况下，都可以采用这种方法

D.5.3.1阻性发热

有几位作者发表了关于雷电流沿不同截面积和不同材料导体流动时，导体发热的计算和测量方法。 ).4.1.1以图表和公式总结其主要结果。因此，一般在试验室中，从温升角度检查导体性能的测试是没 必要的。 在要求试验室测试的所有情况下，应作以下考虑： 要考虑的主要测试参数是单位能量和冲击电流的持续时间； 单位能量决定了雷电流流动产生焦耳热引起的温升。要考虑的是与首次雷击有关的数值。考 虑正雷击的情况会得出保守的结果； 冲击电流的持续时间对所讨论导体与其周围的热交换过程有决定性的影响。在大多数情况 下，冲击电流的持续时间很短以致于可把这种发热过程当作绝热过程

D.5.3.2机械效应

正如D.4.2.1所讨论的，机械力相互作用是在流过雷电流的导体之间发生的。机械力与流过两导 本中电流的乘积（或者，如果讨论的是单个弯曲导体，与电流的平方)成正比，与导体间的距离成反比。 通常可见的机械效应是在导体形成环路或弯曲时发生的。当这种形状的导体通过雷电流时，受到 的机械力试图扩张环路并把拐角拉直，致使导体向外弯曲，该机械力的大小与电流幅值的平方成正比。 然而，宜把正比于电流幅值平方的电动力和取决于LPS机械结构弹性的应力明确区分开。对于固有频 率相对低的LPS结构，其中产生的应力远小于电动力。这种情况下，只要导体的截面积满足现行标准 的要求，则没有必要进行试验室测试来检查弯成直角的导体的性能。 在要求作试验室测试的所有情况下（特别是对于软材料），应作以下考虑。需要考虑首次回击的三 个参数：冲击电流的持续时间、单位能量和在刚性系统情况下的电流幅值。 把冲击电流的持续时间与LPS结构固有振动周期比较，就可确定系统机械响应（用位移表示）的 类型： 如果冲击的持续时间比LPS结构的固有振动周期短得多（通常LPS承受雷电冲击应力时就 属于这种情况），系统的质量和弹性使它不产生明显的位移，相应的机械应力本质上与冲击电 流的单位能量有关。冲击电流峰值的影响有限。 如果冲击的持续时间与LPS结构的固有振荡周期可比拟或更高，则系统的位移对所施应力的 波形更为敏感。这种情况下，测试时需要模拟冲击电流的峰值及其单位能量。 冲击电流的单位能量决定了使LPS结构产生弹性和塑性形变的应力。需考虑的数值是与首次雷 击有关的值。 刚性系统固有振荡频率较高的情况下，冲击电流的最大值决定LPS结构的最大位移。要考虑的数 值是首次雷击的相关值

LPS中相邻导体间的连接件可能是发生强应力时机械和热的薄弱点。 当连接件使导体成直角时，应力的主要影响与机械力有关，该机械力试图使导体组件拉直并克服连 接件和导体之间的摩擦阻力，从而拉开连接件。不同部件的连接点处还可能产生电弧。而且，电流集中 在小接触面上而产生的热效应有显著的影响。 试验测试表明，当发生复杂的协同作用时，很难把各种效应彼此分开。接触面局部熔化影响机械强 度。连接部件间的相对位移促使电弧发生并随后产生高热。 在没有合适的模型情况下，试验室测试宜尽可能与最严酷条件下雷电流的适当参数接近：即应通过 单次电气测试施加适当参数的雷电流

这种情况下应考虑三个参数：冲击电流的峰值、单位能量和持续时间， 冲击电流的最大值决定了最大的力，或在电动拉力超过摩擦力之后，决定LPS结构的最大位移。 应考虑的数值是与首次雷击相关的值。考虑正雷击会得出保守的数据。 冲击电流的单位能量决定了电流集中在小面积上的接触面的发热。应考虑的数值是与首次雷击相 关的值。考虑正雷击可得出保守的数据。 在摩擦力被超过后，冲击电流的持续时间决定了结构的最大位移，并对热量向材料内的转移起重要 作用

接地极的真正问题与化学腐蚀和非电动力产生的机械损害有关。在实际情况中，处于电弧底部的 妾地极的腐蚀并不重要。应该考虑到，与接闪器不同，一般的LPS有几个接地极。因此，雷电流会在几 个接地极之间分流，这样在弧底造成的影响显得较为次要了。这种情况下，要考虑两个主要测试参数： 电荷决定了注人电弧底部的能量。特别是，由于长时间雷击对此部件的影响最为严重，因而首 次雷击的影响可以忽略； 冲击电流的持续时间在热量向材料内部转移现象中起重要作用。测试期间，施加冲击电流的 持续时间应与长时间雷击的持续时间（0.5s～1s）可比拟

D.6浪涌保护器（SPD

雷电对SPD的应力作用与所考虑的SPD类型有关,特别是与间隙的存在与否有关。

D.6.2有火花间隙的SPD

雷电对火花间隙的影响可分为两天类： 材料的受热、熔化和蒸发使间隙的电极腐蚀； 放电冲击波产生的机械应力。 把这两种影响分开研究是极其困难的。因为两者都与雷电流的主要参数有复杂的关系。 对于火花间隙，试验室测试时应尽可能模拟最恶劣情况下雷电流的适当参数，即通过单次电应力施 加雷电流的全部适当参数。 这种情况下要考虑五个参数：冲击电流的峰值、电荷、持续时间、单位能量和上升率 电流峰值决定了冲击波的严重程度。需考虑是与首次雷击有关的那些数值。考虑正雷击会得出保 守的结果。 电荷决定了输入电弧的能量。该能量将使电弧发生处电极的部分材料发热、熔化，甚至可能蒸发 应考虑的是与整个雷闪有关的那些数值。然而，在很多情况下，长时间雷击电流的电荷可以忽略，这取 决于供电系统的制式（TN、TT或IT）。 冲击电流的持续时间决定了向电极的热转移现象和随后熔区前沿的扩散情况。 冲击电流的单位能量决定了电弧的自磁压缩和电极表面和电弧之间界面上产生的电极等离子流的 物理过程（此过程会喷射出大量的熔化材料）。应考虑的是那些与首次雷击有关的数值。考虑正雷击会 得出保守的结果。

产生的失效模式来表征，并由不同的参数决定。金属氧化物SPD的失效与其最薄弱的特性有关，因此， 不太可能发生各种严重致损电应力之间的协同作用。所以，容许分别进行测试来验证每一失效模式条 牛下的性能。 过载是由于器件所吸收的能量超过其容量引起的。这里讨论的超出能量只与雷电应力本身有关。 然而，对于安装在供电系统的SPD，雷电流停止之后随即从供电系统注入器件的续流也能在SPD的致 命损害过程中起重要作用。最后，对具有负温度系数伏安特性的压敏电阻施加电压引起热不稳定性也 可能对SPD造成致命的损害。对金属氧化物压敏电阻的过载模拟应考虑的一个主要参数是电荷。 把金属氧化物压敏电阻组件的残压当作常数，则电荷就决定了输人金属氧化物压敏电阻组件的能 量。应考虑的是那些与雷闪有关的数值。 闪络和爆裂是由于冲击电流的幅值超过压敏电阻通流容量而引起的。这种失效模式可以表现为沿 缘层的外闪络现象，有时还会穿透压敏电阻组件致使爆裂或形成一个垂直于绝缘环的洞。这种失效 主要与压敏电阻组件上的绝缘层电介质击穿有关。 这种雷电现象的模拟要考虑两个主要参数：冲击电流的最大值及其持续时间 冲击电流的最大值，通过其相应的残压水平，决定了压敏电阻绝缘层的最大介电强度是否被超过。 需考虑的是与首次雷击有关的那些数值。考虑正雷击会得出保守的结果。 冲击电流的持续时间决定了压敏电阻绝缘层受电介质应力作用的时间

D.7LPS部件测试所采用参数的总结

表D.1总结了每一LPS部件在实现其功能时最恶劣的情况，并给出试验室测试中需模拟的雷电流 参数。 表D.1给出的数值是关于雷击点的雷电流重要参数。 如D.3所讨论的，测试值的计算应考虑到分流，分流可通过分流系数计算。 所以，测试时采用的参数值可以根据表D.1给出的数据，并利用与分流有关的缩减系数（如D.3的 公式所示）进行计算

附录E （资料性附录） 不同安装点的雷电浪涌

为了决定导体、SPD和装置的大小，宜确定这些部件在特定的安装点雷电浪涌带来的威胁值。浪 甬可能由（部分）雷电流和安装环路的感应引起。这些浪涌引起的威胁值应小于所用部件的耐受能力 （必要时通过适当的测试来确定）

E.2雷击建筑物引起的浪涌（损害源S1)

E.2.1流过连接到建筑物的外部导电部件和线路的浪涌

是与每一外部导体部件或线路有关的部分雷电流，则k。取决于： 并联通道的数目； 埋地部分的冲击接地阻抗，或与埋地部分连接处的架空部分的接地电阻； 接地装置的冲击接地阻抗

k. Z + 2(n + n: 么) (E.2) Z .（E.3)

Z一一接地装置的冲击接地阻抗； 埋地外部部件或线路（表E.1)的冲击接地阻抗； 连接架空线到地的接地装置的接地电阻。如果接地点的接地电阻未知，可以采用表E.1中 的Z，的值（此处的电阻率与接地点有关） 注：上述公式中，对每一接地点假定数值都相同。否则，需要采用更复杂的公式， n1 埋地外部部件或线路的总数目； n2 一架空外部部件或线路的总数目； 1 一与所讨论的雷电防护等级（LPL）有关的雷电流 作为一级近似，假设一半的雷电流流入接地装置，且2。三2，，则对于外导电部件或线路，k。可以通 过式（E.4)估算： k=0.5/(n1 +nz) ..( E.4 加用店

如果人户线路（例如供电线路或通信线路）不是屏蔽线或不采用金属管道布线，则n条导线中的每 条流过相同的部分雷电流。

式中： 导线的总数目

对在入户处等电位连接的屏蔽线路，对于屏蔽线路中n条导线的每一条，其电流分流系数k。值由 式（E.6）给出

R。一一单位长度屏蔽线的电阻，单位为欧姆（Q）； R.一 一每一内部导体单位长度的电阻，单位为欧姆（2）， 注：由于芯线和屏蔽层间的互感，该公式可能会低估屏蔽层的分流作用

k'*=k.R./(n'R.+R.)

表E.1不同土境电阻率下冲击接地阻抗Z和Z.的值

注：此表中的数值指埋地导体在波形10/350us冲击下的冲击接地阻抗

数值适用于长度大于100m的外部导体。对位于高土壤电阻率（大于500Q·m)地区的长度小于100m的 部导体，其值可能加倍。 接地装置符合GB/T21714.3—2015中5.4要求

详细计算时，有儿个因素可能会影响浪涌幅值和波形： 因比值L/R的关系，电缆的长度可能会影响电流的分流和波形特征： 中性线和相线的阻抗差异可能会影响导线间的分流； 注1：例如，如果中性线（N)多点接地，则与相线L1，L2和L3相比其阻抗较低，可能会使50%的电流流过N线，而 余下的50%电流由其他三条相线平分（每条各分17%）。如果N，L1，L2，L3有同样的阻抗，则每一条导线将 流过约25%的电流。 不同的变压器阻抗可能会影响分流（如果变压器用与其阻抗并联的SPD保护，这种分流影响 可以忽略）。 变压器与负载侧装置冲击接地电阻之间的关系可能会影响分流（变压器的阻抗越低，流进低压 系统的浪涌电流越大） 并联用户使低压系统的等效阻抗降低，可能会增加流人该系统的部分雷电流。 注2：详细资料见GB/T21714.4—2015附录D

E.3与连接到建筑物的线路有关的浪涌

E3.1雷击线路引起的浪涌（损害源 S3)

雷击连接到建筑物的线路时，应考虑雷电流在两个方向上的分配以及绝缘击穿。 低压系统Iimp值的选择可以基于表E.2给出的值，通信系统Iimp值的选择可以基于表E.3给出 此处Iim的优选值与雷电防护等级（LPL)有关

表E.2雷击导致的低压系统浪涌过电流预期值

环路导体敷设方式以及与感应电流的距离影响预期雷电流数值大小。表E.2中的数值指以不同方式敷设在 型建筑物中的短路无屏蔽环路导体（环路面积数量级50m²，宽度5m），距离建筑物墙1m，建筑物无屏蔽 装设有LPS（k。=0.5）。对其他类型的环路或建筑物特性，所取数值宜乘以系数Ksi、Ks2、Ks（ GB/T 21714.2—2015 B.5)。 数值与雷击靠近用户的最后一根线杆的情况相关，考虑的线路为多导体（三相和中性)线路。 数值适用于架空线，埋地线路数值可减半。 环路电感和电阻影响感应电流波形。环路电阻可忽略时宜假设为10/350us波形。这就是感应环路中装设 关型SPD的情况。

环路导体敷设方式以及与感应电流的距离影响预期雷电流数值大小。表E.2中的数值指以不同方式敷设在 型建筑物中的短路无屏蔽环路导体（环路面积数量级50m²，宽度5m），距离建筑物墙1m，建筑物无屏蔽 装设有LPS（k。=0.5）。对其他类型的环路或建筑物特性，所取数值宜乘以系数Ksi、Ks2、Ks（ GB/T 21714.2—2015 B.5)。 数值与雷击靠近用户的最后一根线杆的情况相关，考虑的线路为多导体（三相和中性)线路。 数值适用于架空线，埋地线路数值可减半。 环路电感和电阻影响感应电流波形。环路电阻可忽略时宜假设为10/350us波形。这就是感应环路中装设 关型SPD的情况。

表E.3雷击导致的通信系统浪涌过电流预期值

注：所有数值均为每一导线中的浪涌值

对于屏散线，表上.2给出的过电流数值可微小一半 注：假定屏蔽层的电阻近似等于所有并联线路导体的电阻

E.3.2雷击线路附近引起的浪涌（损害源S4)

雷击线路附近比雷击线路本身（损害源S3)所产生的浪涌能量小得多。 表E.2和表E.3给出与特定雷电防护等级（LPL)相关的预期过电流数值T／CECS10116-2021 湿气固化型缓粘结预应力筋用粘合剂.pdf， 对于屏蔽线，表E.2和表E.3给出的过电流数值可以减小一半

E.4感应效应引起的浪涌（损害源S1或S2）

磁场感应效应引起的浪涌，不管是来 附近的雷击（损害源S2），或是来自流过外部LPS或 PZ1空间屏蔽层内的雷电流（损害源S1），都具有8/20us的典型波形。可以认为这些浪涌会出现在 LPZ1内的装置的端口处或靠近端口处，以及在LPZ1/2的边界处

E.4.2未屏蔽的LPZ1内的浪涌

在未屏蔽的区域LPZ1内（例如，只根据GB/T21714.3一2015要求采用宽度大于5m网格的外部 LPS防护），由于未被衰减磁场的感应，预期的浪涌比较高。 表E.2和表E.3给出与特定雷电防护等级（LPL)相关的预期过电流数值

在具有有效空间屏蔽（按照GB/T21714.4一2015的附录A，要求网格宽度在5m以下）的LPZ内， 磁场感应效应引起的浪涌明显降低。这些情况下，浪涌比E.4.2给出的要低得多。 由于空间屏蔽的衰减作用，雷电防护区LPZ1内的感应效应较低。 由于LPZ1和LPZ2两级空间屏蔽的共同作用GTCC-104-2019 铁道货车承载鞍-铁路专用产品质量监督抽查检验实施细则，雷电防护区LPZ2内的浪涌进一步降低

E.5涉及SPD的一般知识

SPD的使用取决于它们的耐受能力，GB18802.17中对电源SPD、GB/T18802.218对通信系统 SPD的耐受能力进行分类。 根据其不同安装位置，采用的SPD要求如下： a）线路进入建筑物处（在LPZ1边界，例如在主配电盘处）： 用Im测试的SPD（典型的波形为10/350μs），例如I类试验的SPD； 用I，测试SPD（典型的波形为8/20us），例如IⅡ类试验的SPD。 b）靠近被保护的装置（在LPZ2或更高的雷电防护区边界处，例如在第二级配电盘，或者在电器 插座处）： 用Im测试的SPD（典型的波形为10/350μs），例如I类试验的SPD； 用I，测试的SPD(典型的波形为8/2Ous），例如Ⅱ类试验的SPD； 用组合波测试的SPD（典型的电流波形为8/20us）,如Ⅲ类试验的SPD