图1 多腔室并联间隙安装结构图
Fig.1 Installation structure diagram of multi-chamber parallel gap
摘要 由于多腔室并联间隙构型特殊，不同于常规并联间隙，其雷电冲击闪络路径复杂，当放电间隙设置不当时会出现闪络路径约束失败，电弧灼烧绝缘子串的现象。因此该文在基本理论指导下开展了多腔室并联间隙雷电冲击闪络路径约束试验研究。首先分析多腔室并联间隙约束闪络路径的工作原理，并开展雷电冲击试验，拟合了不同腔室数量下将多腔室灭弧结构等效为棒-棒电极空气间距的公式；然后通过开展不同外串联间隙的多腔室并联间隙伏秒特性试验研究，确定了该装置整体外串联间距的设置方法。试验结果表明：根据等效间距公式分别对不同腔室数量的多腔室灭弧结构进行外串联间隙的设计，结果与理论分析相吻合，多腔室并联间隙能够先于绝缘子串闪络从而约束闪络路径，验证了多腔室灭弧结构等效棒-棒电极空气间距计算方法的准确性。多腔室并联间隙已在实际线路开展运行，能够约束闪络路径并快速淬灭电弧，保证线路安全可靠运行。
关键词：防雷保护 多腔室并联间隙 等效空气间距 约束闪络路径 伏秒特性曲线
雷击是造成输配电线路闪络的主要原因之一，雷击闪络会形成接地通道，电力系统因此发生短路故障，继电保护装置动作导致线路跳闸[1-3]。为解决配电网线路雷击问题，国内外学者将多腔室灭弧结构与绝缘子、避雷器、并联间隙等组合，构成了多种新型的配电网线路防雷装置。因此多腔室灭弧结构如何与绝缘子、并联间隙等组合来约束闪络路径并将雷电能量快速泄放，从而恢复介质绝缘性能，是学者们近年来研究的重点[4-9]。
多腔室灭弧结构构型简单、灭弧性能良好，具有自灭弧功能，作为新型防雷装置，受到国内外学者重点关注，并广泛应用于输配电线路防雷中。其主要组成部分是多腔室系统，由绝缘材料制造的复合外套与多个串联金属电极组成，电极被包裹在复合外套内部。在实际安装时，将其端部固定在绝缘子根部或杆塔的金属横担上[10-12]。多腔室间隙在雷电过电压下击穿导通，在电极之间的微空腔内发生放电，多腔室灭弧结构整体呈现低阻抗，将雷电能量对地泄放，线路上的雷电过电压幅值被限制。利用多腔室灭弧结构所具有的熄弧功能，能在雷电冲击过后快速遮断系统工频续流电弧，在线路断路器保护跳闸判据成立之前已经恢复到正常运行状态[13]。
线路中常见的疏导型并联间隙不能主动熄弧，会导致线路雷击跳闸率升高、导线熔断等现象的发生。而多腔室结构可实现自能式灭弧，避免线路频繁跳闸，影响线路的供电可靠性。多腔室并联间隙由外串联空气间隙和多腔室灭弧结构组成，其雷电闪络路径从上导弧臂至放电极再到多腔室本体，闪络路径较为复杂。现有的多腔室灭弧结构多在研究其腔室本体的灭弧机理，缺乏对其与并联间隙组合后的装置整体进行闪络路径定位分析[14-19]。当放电间隙设置不当，可能出现闪络路径约束失败、电弧灼烧绝缘子的现象，多腔室灭弧结构无法发挥其优异的灭弧功能。
司马文霞等[20]研究了高海拔下220 kV复合绝缘子在不同间距并联间隙下的电弧闪络路径，通过试验可知，当并联间隙距离较大时，在复合绝缘子的本体上会出现电弧闪络，导致并联间隙保护失效。孟伟航等学者[21]开展了不同灭弧间隙下多断点灭弧防雷间隙和不同型号的绝缘子串雷电冲击绝缘配合研究，根据不同灭弧间隙长度的U50%（雷电冲击50%击穿电压）预估灭弧间隙长度，对多断点灭弧防雷间隙外串联空气间隙长度进行初步的设计。G. V. Podporkin等[16]对35 kV屏蔽型多腔室避雷器开展冲击电压试验，通过半分割的方法逐渐减少抽头引线的长度，直到第一次绝缘配合失效，确定放电元件间火花气隙的最大值；并开展工频耐压试验，确定装置在1 min内没有闪络的火花间隙最小值；取二者均值设计外串联空气间隙。但是当改变安装方式或改变腔室数量时，还需要再次开展繁琐试验对外串联空气间隙进行预估。王巨丰等[18]忽略自灭弧主体结构高度，按照传统并联间隙的设计规范设置其串联的空气间隙距离，未考虑上下自灭弧主体对空气间隙设计的影响。
多腔室灭弧结构外串联间隙可大幅降低多腔室本体长期承担的工频运行电压的大小，并实现与绝缘子之间合理的绝缘配合[22]。但现有的研究中，多腔室并联间隙多以经验对其进行安装设计，或是通过繁琐试验预估外串联空气间隙，存在约束闪络路径失败、多腔室灭弧结构保护失效的风险。因此需要一种较为普适性的外串联空气间隙设置方法，使得多腔室并联间隙能够约束雷电冲击闪络路径并快速淬灭电弧，指导多腔室并联间隙的实际安装。针对已有多腔室灭弧结构整体分析的不足，本文开展多腔室灭弧结构雷电冲击试验，计算和分析多腔室灭弧结构与空气间隙的等效关系，将闪络通道约束在多腔室本体并淬灭电弧，保障线路的安全稳定，为配电线路多腔室并联间隙的工程设计提供参考。
多腔室并联间隙的安装结构图如图1所示，多腔室灭弧结构与外串联空气间隙串联形成多腔室并联间隙，再与绝缘子串并联。
新型的多腔室灭弧结构与已有多腔室型防雷装置不同，灭弧腔室单元之间不是采用传统的竖直串联方式，而是采用更加紧凑的螺旋串联方式，通过螺旋排列腔室增加单位长度内腔室的数量。当在实际应用中绝缘高度有限时，可大大缩小装置体积，便于在线路中安装使用。绝缘伞裙的作用是增大多级螺旋串联腔室结构的沿面闪络电压。其中单个腔室的结构设计为三级收敛-发散结构，可增加单个腔室的灭弧能力。相较于传统多腔室型防雷装置，多腔室并联间隙的腔室结构分布更加紧凑，淬灭电弧性能更优。
图1 多腔室并联间隙安装结构图
Fig.1 Installation structure diagram of multi-chamber parallel gap
多腔室灭弧结构通过多个灭弧腔室串联，将长电弧分割为多段短电弧。当雷击发生时，间隙击穿导通，电弧加热腔室内气体导致压强升高，产生的气吹作用驱使电弧沿着开口方向运动，弧柱拉伸变长，加强弧柱的对流散热效应并大大增强带电粒子的去游离作用，实现自能式淬弧。
多腔室并联间隙的放电间隙为外串联空气间隙与多腔室灭弧结构本体等效的空气间隙长度之和，其设置可能会出现两种情况：①放电间隙过大，多腔室并联间隙闪络电压高于绝缘子串，在雷电过电压下，绝缘子本体闪络，绝缘子绝缘失效；②放电间隙过小，多腔室并联间隙会在较小的雷电过电压或操作过电压下频繁闪络，影响多腔室并联间隙使用寿命。将多腔室灭弧结构等效为空气间隙长度后，便可对外串联空气间隙长度进行设置，保证多腔室并联间隙的雷电冲击闪络电压低于绝缘子串的，多腔室并联间隙始终先于绝缘子击穿放电，实现约束闪络路径，快速淬灭电弧。
多腔室灭弧结构等效空气间隙的步骤为：首先，通过开展雷电冲击试验，得到多腔室灭弧结构的雷电冲击50%击穿电压；其次，由于多腔室并联间隙与棒-棒电极都是极不均匀电场，而多腔室灭弧结构作为多腔室并联间隙的一部分，在实际运行中与外串联空气间隙串联，其本身也运行于极不均匀电场中，因此可根据棒-棒电极的空气间隙距离和其U50%的关系曲线，将多腔室灭弧结构等效为空气间隙长度，此时可得到多腔室灭弧结构腔室数量与雷电冲击50%击穿电压及其等效空气间距的关系曲线，并拟合公式；然后，根据多腔室灭弧结构等效的空气间距设计不同的外串联空气间隙；最后，开展伏秒特性试验研究，验证多腔室灭弧结构等效空气间隙长度原理的可行性，并确定外串联间隙长度，使得多腔室灭弧结构能够约束闪络路径，保护绝缘子串。放电间隙应兼顾外绝缘裕度与间隙保护效果，保护绝缘子不受电弧损伤。
试验平台如图2所示，试验设备主要包括冲击电压发生器、示波器、高压分压器等。
图2 试验平台
Fig.2 Test platform
试品为腔室数量分别为39、55、71、79、87、103、111、119、127、159的多腔室灭弧结构，部分多腔室灭弧结构实物图如图3所示，其腔室结构示意图如图4所示。灭弧腔室为三级收敛-发散结构。图4中d1、d2、d3、d4、d5、R1分别为试品的电极间距、圆锥缩口首端直径、圆锥缩口末端直径、腔室深度、圆锥缩口高度及电极半径。
图3 不同腔室数量的多腔室灭弧结构
Fig.3 Multi-chamber arc-extinguishing structures with different number of chambers
图4 半密闭灭弧腔室结构示意图
Fig.4 Schematic diagram of the semi-closed arc-extinguishing chamber structure
基于搭建的试验平台开展多腔室灭弧结构雷电冲击试验研究，其具体步骤如下：
1）采用如图2所示的试验平台，冲击电压发生器输出1.2/50 μs的标准波形。
2）分别将不同腔室数量的多腔室灭弧结构并联在绝缘子串旁路处，改变冲击电压发生器的充电电压值。采用升降法对每组试品进行试验，可初步确定多腔室灭弧结构的雷电冲击50%击穿电压。
3）根据棒-棒电极的雷电冲击50%击穿电压和其间隙距离的关系曲线，得到在不同腔室数量下多腔室灭弧结构所对应的等效间隙距离。
4）根据腔室数量分别与雷电冲击50%击穿电压以及等效的间隙距离之间的对应关系，拟合曲线及公式。可应用此公式直接计算多腔室灭弧结构在不同腔室数量下等效的空气间隙长度，与外串联间隙进行合理配置，约束闪络路径。
试验研究螺旋串联多腔室灭弧结构腔室数量对雷电冲击50%击穿电压的影响，对不同腔室数量下的多腔室灭弧结构开展雷电冲击试验研究。试验所施加的电压为负极性雷电冲击电压，结果见表1。
根据表1进行拟合，可得到腔室数量与多腔室灭弧结构雷电冲击50%击穿电压及相应的等效棒-棒电极空气间距关系曲线，以及它们之间的拟合公式，分别如图5、图6和式（1）、式（2）所示。
表1 多腔室灭弧结构等效棒-棒电极空气间距
Tab.1 The multi-chamber arc-extinguishing structures are equivalent to rod-rod electrode air spacing
腔室数量雷电冲击50%击穿电压/kV等效棒-棒电极空气间距/mm 397910311946.6558.6470.4775.3741.556.268.373.6 159116.91119.3
图5 多腔室灭弧结构腔室数量与雷电冲击50%击穿电压关系
Fig.5 Relationship between the number of chambers and the lightning impulse 50% breakdown voltage of the multi-chamber arc-extinguishing structure
图6 多腔室灭弧结构腔室数量与等效棒-棒电极空气间隙关系
Fig.6 The relationship between the number of chambers and the equivalent rod-rod electrode air gap of the multi-chamber arc-extinguishing structure
（1）
（2）
式中，n为腔室数量；
为雷电冲击50%击穿电压；d为等效棒-棒电极空气间距。
为了验证拟合公式的准确性，分别对不同腔室数量下的多腔室灭弧结构再次开展雷电冲击试验研究。先通过已拟合的腔室数量与雷电冲击50%击穿电压的关系公式预估上述腔室数量下的雷电冲击50%击穿电压值，并通过试验得到多腔室灭弧结构雷电冲击50%击穿电压试验值。将两者进行对比，得到雷电冲击50%击穿电压经验公式预估值与试验值的误差见表2。
表2 不同腔室数量多腔室灭弧结构雷电冲击50%击穿电压
Tab.2 Lightning impulse breakdown voltages of multi-chamber arc-extinguishing structures with different number of chambers
腔室数量雷电冲击50%击穿电压 公式预估值/kV试验值/kV误差(%) 55718711150.5054.6960.1071.3049.8355.9561.2971.891.342.251.940.82 12781.5581.090.57
由表2可知，雷电冲击50%击穿电压经验公式预估值与试验值误差较小。在误差允许的范围内，可利用曲线预估不同腔室数量下多腔室灭弧结构雷电冲击50%击穿电压，并将多腔室灭弧结构等效为空气间隙长度。
在确定多腔室灭弧结构的结构形式后，可根据腔室数量与等效棒-棒电极空气间距的关系合理设置外串联空气间隙的距离，使放电间隙兼顾外绝缘裕度与间隙保护效果。在预估外串联空气间隙长度时，可参考DL/T 1293—2013《交流架空输电线路绝缘子并联间隙使用导则》的要求。本试验中所使用的复合绝缘子串的绝缘结构高度为450 mm。
本试验在重庆电力科学研究院进行，冲击电压发生器级电压为150 kV，标称电压为900 kV。试验选用负极性标准雷电波1.2/50 μs，其中一次试验中波前时间为1.21 μs，半峰值时间为57.54 μs，满足标准GB/T 16927.1《高电压试验技术第一部分：一般试验要求》和IEC 60060.1《高压试验技术第1部分：一般定义和试验要求》对波形误差的要求[23-24]。
试验采用FXBW4复合绝缘子和不同腔室数量的多腔室并联间隙进行伏秒特性试验研究。其中119腔室的多腔室灭弧结构外串联间隙长度分别为295 mm和325 mm；159腔室的多腔室灭弧结构外串联255 mm和285 mm的空气间隙。
利用试验平台对复合绝缘子以及多腔室并联间隙开展伏秒特性试验。从雷电冲击50%击穿电压幅值附近逐渐升高冲击电压，每组试品至少改变峰值5次，每个峰值试验次数不低于20次并记录闪络时间[18]。绘制的伏秒特性曲线如图7、图8所示。
图7 复合绝缘子及119腔室多腔室并联间隙伏秒特性曲线
Fig.7 The voltage-time characteristic curves of composite insulator and 119-chamber multi-chamber parallel gap
图8 复合绝缘子及159腔室多腔室并联间隙伏秒特性曲线
Fig.8 The voltage-time characteristic curves of composite insulator and 159-chamber multi-chamber parallel gap
从图7和图8中可以看出，复合绝缘子的伏秒特性曲线均高于多腔室并联间隙；随着外串联空气间隙距离的变短，多腔室并联间隙在相同电压下的放电时间越短，间隙越易被击穿。从曲线中可以看到，不同外串联空气间隙长度的多腔室并联间隙均能够有效保护绝缘子串。
在试验中测得的FXBW4复合绝缘子的U50%为412.30 kV，多腔室并联间隙不同外串联间隙的U50%见表3，并将其与绝缘子串的U50%进行比较可以看出，多腔室并联间隙与绝缘子串的雷电冲击50%击穿电压之比在0.77～0.85之间。
表3 多腔室并联间隙不同外串联空气间隙长度的U50%
Tab.3 U50% of the multi-chamber parallel gaps with different external series air gap lengths
腔室数量外串联空气间隙长度/mm多腔室并联间隙U50% 数值/kV与绝缘子串U50%比值 119295318.680.77 325340.370.83 159255327.620.79 285349.860.85
结合表1可知，当外串联空气间隙长度为295 mm和325 mm时，119腔室并联间隙等效的总空气间距分别为369 mm和399 mm；当外串联空气间隙长度为255 mm和285 mm时，159腔室并联间隙等效的总空气间距分别为374 mm和404 mm。通过试验得到多腔室并联间隙50%雷电冲击击穿电压，反算其等效的棒-棒电极空气间距，与多腔室并联间隙等效的总空气间距进行对比分析，结果见表4。
表4 多腔室并联间隙雷电冲击50%击穿电压等效棒-棒电极空气间距
Tab.4 Multi-chamber parallel gap lightning impulse 50% breakdoun voltage is equivalent to rod-rod electrode air spacing
腔室数量多腔室并联间隙等效的总空气间距/mm反算等效棒-棒电极空气间距/mm误差(%) 1193693602.44 3993921.75 1593743822.14 4044142.48
由表4可知，多腔室灭弧结构等效的空气间距与外串联空气间隙串联后形成的总放电间距，与其雷电冲击50%击穿电压所等效的棒-棒电极空气间距误差较小。根据图8和图9所示的伏秒特性曲线，可验证多腔室灭弧结构等效棒-棒空气间距计算方法的合理性。
参考文献[20]中多腔室并联间隙U50%与复合绝缘子串U50%的比值范围，最终选择119腔室多腔室灭弧结构外串联空气间隙295 mm、159腔室多腔室灭弧结构外串联空气间隙255 mm，使得多腔室并联间隙能够完全保护绝缘子。
多腔室并联间隙试验图如图9所示。从图9可以看出，并联间隙上导弧臂与多腔室灭弧结构放电极处有明显的烧灼痕迹，复合绝缘子通过多腔室并联间隙将电弧弧根约束在上导弧臂与多腔室灭弧结构，多腔室并联间隙能够先于绝缘子串闪络，约束闪络路径。结合图7和图8可知，多腔室并联间隙可有效保护绝缘子串。
图9 多腔室并联间隙试验图
Fig.9 Experimental diagram of a multi-chamber parallel gap
基于搭建的淬灭冲击电弧试验平台开展多腔室灭弧结构淬灭冲击电弧试验研究，试验平台如图10所示。该试验平台设备主要包括高速摄像机、冲击电流发生器、数字示波器、高压分压器、处理器、罗氏线圈。
图10 淬灭冲击电弧试验平台
Fig.10 Quenching impulse arc test platform
具体试验原理如下：试验中通过对交流电源升压、整流后对电容进行充电。当充电电压达到预设值后，点火球隙通过脉冲点火装置施加的点火脉冲实现击穿放电。示波器为高速摄像机的触发源信号，与高速摄像机相连，一旦试品被击穿，示波器便触发高速摄像机获取电弧等离子体从腔室内产生、运动到喷射出腔室的图像，再通过网线将其传输到具有统一IP地址的处理器上[25]。
当腔室数量为119和159时，高速摄像机拍摄的不同时刻多腔室灭弧结构冲击电弧的运动图像分别如图11和图12所示。由图11和图12可知，在初始时刻，电弧电流较小，电弧弧柱半径也较小，电弧弧柱还未运动到腔室开口处。随着电弧电流的增大，电弧弧柱半径逐渐增大，并在气吹作用下往腔室开口处运动。接着电弧电流逐渐减小，电弧亮度先变强后逐渐减弱，这是由于电弧具有热惯性，电弧温度变化滞后于电弧电流的变化所致。对于腔室数量为119的多腔室灭弧结构，电弧约在47.6 μs时完全喷出灭弧腔室；对于腔室数量为159的多腔室灭弧结构，电弧约在66.6 μs时完全喷出灭弧腔室，在后续阶段电弧面积不断减小，电弧逐渐消散。相较于普通并联间隙，多腔室灭弧结构的三级收敛-发散结构能够明显地提高半密闭灭弧腔室结构对电弧的吹弧能力，在工频续流过零前电弧已熄灭[9,26]。
图11 多腔室灭弧结构腔室数量为119时电弧消散过程
Fig.11 The arc dissipation process when the number of chambers in the multi-chamber arc-extinguishing structure is 119
图12 多腔室灭弧结构腔室数量为159时电弧消散过程
Fig.12 The arc dissipation process when the number of chambers in the multi-chamber arc-extinguishing structure is 159
德宏地区处于多雷区，年平均雷暴日超过70 d，配电线路遭受雷击严重。德宏地区35 kV典型线路雷击跳闸情况统计见表5。2015年至2020年8月，35 kV线路雷击跳闸共134次，占35 kV总跳闸次数的42.9%。因此根据35 kV配电线路实际运行情况，在线路防雷中采用多腔室并联间隙可以解决传统并联间隙的使用弊端，提高综合防雷效果。
表5 德宏地区35 kV典型线路雷击跳闸情况统计
Tab.5 Statistics on lightning trip of 35 kV typical lines in Dehong area
年份雷击跳闸次数 201520162017201825382322 201916 ～2020.810
多腔室并联间隙（共30相）于2021年10月完成对35 kV典型线路的全部安装工作，安装调试后各项参数符合设计标准，并投入线路运行。据统计，自安装运行至今，经线路维护人员巡查观测未发现装置破损、变形等异常情况，运行状态良好；安装多腔室并联间隙的线路暂未出现接地、线路跳闸、断线等故障。多腔室并联间隙可于绝缘子之前发生闪络并快速淬灭电弧，能有效防护雷击，该装置可继续投入线路运行，保障线路安全可靠。
1）当多腔室结构一定时，可通过雷电冲击试验得到多腔室灭弧结构的雷电冲击50%击穿电压，将多腔室灭弧结构等效为棒-棒电极空气间距。根据腔室数量与等效棒-棒电极空气间距的对应关系曲线，可得到二者之间的非线性公式，以此可设计外串联空气间隙距离，使得多腔室并联间隙能够先于绝缘子串闪络并约束闪络路径。同时，多腔室并联间隙应兼顾防雷保护效果。
2）复合绝缘子串与不同腔室数量、不同外串联空气间隙长度的多腔室并联间隙伏秒特性试验研究表明，多腔室并联间隙的伏秒特性曲线均低于复合绝缘子的伏秒特性曲线，即通过将多腔室灭弧结构等效为棒-棒电极空气间距的算法来设计外串联空气间隙具有可行性，多腔室并联间隙能够保护绝缘子串。
3）通过开展淬灭冲击电弧试验，发现119腔室和159腔室的多腔室灭弧结构能够分别在47.6 μs和66.6 μs左右将电弧完全喷出腔室。多腔室灭弧结构具有优异的灭弧性能，能够在线路跳闸前将电弧熄灭，降低线路的雷击跳闸率。
4）多腔室并联间隙已在德宏地区安装运行，线路统计数据表明，安装至今线路暂未出现雷击跳闸等故障，证明多腔室并联间隙的可靠性。
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Abstract The multi-chamber parallel gap (MCPG) has the advantages of simple configuration, prominent arc extinguishing performance and self-arc extinguishing function, and is widely used in lightning protection of distribution lines as a new lightning protection device. However, due to the particular configuration of the MCPG, it is different from the conventional parallel gap, and its flashover path is complex under lightning impulse. When the discharge gap is set improperly, it may cause an uncontrolled flash path and arc damage to the insulator string. In view of the deficiencies of the whole structure analysis of the existing multi-chamber arc-extinguishing structure, in this paper, the lightning impulse test of the multi-chamber arc-extinguishing structure is carried out, and the equivalent relationship between this structure and the air gap of the rod-rod electrode is calculated and analyzed. The flashover channel is confined in the multi-chamber body and the arc is quenched. It ensures the safety and stability of the transmission line, which provides a reference for the engineering design of the MCPG of the distribution line.
Firstly, the constraint principle of the flashover path is analyzed, and the lightning impulse test is carried out, which obtains the lightning impulse 50% breakdown voltage of the multi-chamber arc extinguishing structure. Then, because the MCPG and the rod-rod electrode parallel gap both are in extremely non-uniform electric fields, the length of the multi-chamber arc extinguishing structure is converted into the equivalent rod-rod electrode air gap length. According to the U50% curve of the air gap of the rod-rod electrode, it is given the calculation formula of the equivalent number of chambers in a multi-chamber arc extinguishing structure. According to the equivalent calculation formula, the length of the serial outer gap can be calculated, and the multi-chamber parallel gaps with different structures can be designed. Besides, the voltage-time characteristics test is carried out to verify the feasibility of the equivalent calculation formula, and determine the length of the outer series gap of MCPG under 35 kV. Finally, the test platform of MCPG is built, and the arc quenching test is carried out, and the quenching time difference of MCPG with different structures is compared.
The following conclusions can be drawn from the test result and analysis: According to the equivalent gap formula, the outer serial gap length of the MCPG with different chamber numbers is calculated. The test results show that the voltage-time characteristic curve of the composite insulator is higher than that of the multi-chamber parallel gap. Under the same amplitude of lightning impulse voltage, with the decrease of the length of the outer series gap, the MCPG is easier to break down, and the test results are consistent with the theoretical analysis. Compared with the insulator string, the MCPG is more likely to break down under the lightning impulse voltage and has the ability to constrain the flashover path and accelerate the arc extinction. It has been applied in the 35 kV distribution lines, and the line operation and maintenance records show that the protection effect is noteworthy.
keywords：Lightning protection, multi-chamber parallel gap, equivalent air gap distance, constrain flashover path, voltage-time characteristic curve
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.220213
中图分类号：TM863
国家自然科学基金资助项目（51777020）。
收稿日期 2022-02-15
改稿日期 2022-04-26
袁 涛 男，1976年生，副教授，博士生导师，研究方向为电力系统过电压防护及防雷接地技术研究、电磁兼容技术。E-mail：yuantao_cq@cqu.edu.com（通信作者）
左思家 女，1997年生，硕士研究生，研究方向为电力系统防雷保护。E-mail：2560010173@qq.com
（编辑 李冰）