IEC 60099-5:1996/AMD1:1999

NORME CEI
INTERNATIONALE IEC
60099-5
INTERNATIONAL
STANDARD
AMENDEMENT 1
AMENDMENT 1
1999-10
Amendement 1
Parafoudres –
Partie 5:
Recommandations pour le choix et l'utilisation –
Section 1: Généralités
Amendment 1
Surge arresters –
Part 5:
Selection and application recommendations –
Section 1: General
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CODE PRIX
Commission Electrotechnique Internationale
Q
PRICE CODE
International Electrotechnical Commission
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– 2 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
AVANT-PROPOS
Le présent amendement a été établi par le comité d'études 37 de la CEI: Parafoudres.
Le texte de cet amendement est issu des documents suivants:
FDIS Rapport de vote
37/224/FDIS 37/230/RDV
Le rapport de vote indiqué dans le tableau ci-dessus donne toute information sur le vote ayant
abouti à l'approbation de cet amendement.
Page 72
Section 6: Surveillance
Remplacer le titre et le texte de cette section par ce qui suit:
Section 6: Indicateurs de diagnostic sur site de parafoudres à oxyde de zinc
6.1 Généralités
Sauf lors des brèves occasions où un parafoudre fonctionne comme un dispositif de limitation
des surtensions, il est censé se comporter comme un isolateur. Les propriétés d’isolation sont
essentielles pour la durée de vie du parafoudre et pour la fiabilité d’exploitation du réseau
électrique.
Des méthodes variées de diagnostic et des indicateurs, permettant de révéler une éventuelle
détérioration ou défaillance des propriétés isolantes, ont été utilisés depuis l’introduction des
parafoudres. Les méthodes de diagnostic vont des indicateurs de défaut et des dispositifs de
déconnexion pour l’indication de défaillances totales des parafoudres, jusqu’aux équipements
capables de mesurer de faibles changements du courant de fuite résistif ou des pertes actives
des parafoudres à oxyde de zinc.
Le but de cette section est de fournir des indications à l’exploitant si l’utilisation d’une
méthode de diagnostic est envisagée et de passer en revue les méthodes de diagnostic
classiques. Elle présente également une information détaillée sur les mesures du courant de
fuite des parafoudres à oxyde de zinc.
NOTE 1 − Il convient que les équipements de diagnostic soient conçus et mis en oeuvre de façon à garantir la
sécurité individuelle lors des mesures. Il convient que les équipements installés en permanence soient conçus et
installés en prenant en compte les contraintes d’exploitation et de courant de défaut.
NOTE 2 − Pour plusieurs méthodes de diagnostic, il est nécessaire de disposer d’une borne de terre isolée sur le
parafoudre. Il convient que la connexion de terre ait une tension de tenue suffisamment haute pour prendre en
compte la tension inductive apparaissant entre la borne de terre et la structure à la terre lors d’une décharge
impulsive.
6.1.1 Indicateurs de défaut
Les indicateurs de défaut donnent une indication visuelle claire d’un parafoudre défectueux,
sans déconnecter le parafoudre de la ligne. L’équipement peut être une partie intégrante du
parafoudre, ou une unité séparée installée en série avec le parafoudre. Le principe de
fonctionnement est généralement basé sur l’amplitude et la durée du courant du parafoudre,
ou sur la température des résistances variables à oxyde métallique.

60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 3 –
FOREWORD
This amendment has been prepared by IEC technical committee 37: Surge arresters.
The text of the amendment is based on the following documents:
FDIS Report on voting
37/224/FDIS 37/230/RDV
Full information of the voting of the approval of this amendment can be found in the report on
voting indicated in the above table.
Page 73
Section 6: Monitoring (supervision)
Replace the title and text of this section by the following:
Section 6: Diagnostic indicators of metal-oxide surge arresters in service
6.1 General
Apart from brief occasions when a surge arrester is functioning as an overvoltage-limiting
device, it is expected to behave as an insulator. The insulating properties are essential for the
length of life of the arrester and for the operation reliability of the power system.
Various diagnostic methods and indicators for revealing possible deterioration or failure of the
insulating properties have been utilized since the introduction of surge arresters. The
diagnostic methods range from fault indicators and disconnectors for indication of complete
arrester failures, to instruments that are able to measure slight changes in the resistive
leakage current or the power loss of metal-oxide arresters.
The aim of this section is to provide guidance to the user if use of any diagnostic method is
considered, and to present an overview of common diagnostic methods. It also gives detailed
information about leakage current measurements on metal-oxide arresters.
NOTE 1 – Diagnostic devices should be designed and handled in order to provide personal safety during
measurement. Permanently installed devices should be designed and installed with the operational and short-circuit
stresses taken into consideration.
NOTE 2 – For several diagnostic methods, an insulated earth terminal is required on the arrester. The earth
terminal should have a sufficiently high withstand voltage level to account for the inductive voltage drop appearing
between the terminal and the earthed structure during an impulse discharge.
6.1.1 Fault indicators
Fault indicators give a clear visual indication of a failed arrester, without disconnecting the
arrester from the line. The device may be an integrated part of the arrester, or a separate unit
installed in series with the arrester. The working principle is usually based on the amplitude
and duration of the arrester current, or on the temperature of the non-linear metal-oxide
resistors.
– 4 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
6.1.2 Dispositifs de déconnexion
Les déconnecteurs, souvent utilisés sur les parafoudres à moyenne tension, donnent une
indication visuelle d’un parafoudre défectueux en le déconnectant du réseau. Le principe
typique de fonctionnement est une charge explosive déclenchée par le courant de défaut;
toutefois le déconnecteur n’est pas prévu pour éliminer le courant de défaut. Le déconnecteur
peut être un élément intégré au parafoudre ou à la potence d’isolation, ou un élément séparé
installé en série avec le parafoudre. L’avantage du dispositif est que la ligne reste sous
tension après la déconnexion du parafoudre. L’inconvénient principal est l’absence de
protection contre les surtensions jusqu’à ce que le parafoudre défectueux soit découvert et
remplacé.
6.1.3 Compteurs de décharges
Les compteurs de décharges sont activés par des impulsions de courant dont l’amplitude est
supérieure à un certain niveau, ou pour certaines combinaisons d’amplitude et de durées de
courant. Si l’intervalle de temps entre les décharges est très court (inférieur à 50 ms), les
compteurs de décharges peuvent ne pas compter tous les chocs de courant. Certains
compteurs nécessitent un courant de suite et peuvent ne pas compter les courtes impulsions
de courant des parafoudres à oxyde métallique.
Selon le principe de fonctionnement et la sensibilité du compteur, il peut donner une
indication sur les surtensions apparaissant sur le réseau, ou il peut fournir des informations
sur le nombre de décharges correspondant à une contrainte énergétique significative. Le
compteur ne fournit aucune indication spécifique sur l’état du parafoudre.
Pour des raisons de sécurité, le compteur de décharges doit être installé hors d’atteinte
facile. Il doit pouvoir être lu depuis le niveau du sol, le parafoudre étant sous tension. Il
convient que l’installation soit faite sans augmenter considérablement la longueur de la
connexion de terre ou sans réduire sa section. Le parafoudre doit être équipé d’une borne de
terre isolée et d’un conducteur entre le parafoudre et le compteur isolé de la terre.
6.1.4  Eclateurs de surveillance
Les éclateurs de surveillance servent à indiquer le nombre et à évaluer l’amplitude et la durée
des courants de décharge à travers le parafoudre. Une expérience approfondie est
nécessaire pour interpréter correctement les marques sur l’éclateur. Il est possible d’examiner
certains éclateurs alors que le parafoudre est sous tension alors que pour d’autres types, il
faut d’abord déconnecter le parafoudre. Le parafoudre doit être équipé d’une borne de terre
isolée. En alternative, le dispositif peut être un élément intégré au parafoudre. Les éclateurs
ne donnent pas d’informations directes sur l’état réel du parafoudre, toutefois ils aident à
prendre des décisions pour le laisser, ou non, en fonctionnement.
6.1.5  Mesure des températures
La mesure à distance de la température du parafoudre peut être effectuée avec des méthodes
à image thermique. Les mesures sont strictement indicatives quant à l’état du parafoudre,
étant donné que l’écart de température entre les varistances et la surface de l’enveloppe peut
être significatif. Néanmoins, des mesures comparatives effectuées sur des parafoudres
adjacents ou des unités de parafoudres peuvent indiquer un échauffement excessif.
Des mesures directes de la température de la varistance à oxyde métallique fournissent une
indication précise sur l’état du parafoudre, mais dans ce cas, le parafoudre doit être équipé
de transducteurs spéciaux au moment de sa fabrication. Par conséquent, cette méthode n’est
utilisée que dans des applications spéciales de parafoudre.

60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 5 –
6.1.2 Disconnectors
Disconnectors, often used on medium-voltage arresters, give a visual indication of a failed
arrester by disconnecting it from the system. The typical working principle is an explosive
device triggered by the fault current; however, the disconnector is not intended to extinguish
the fault current. The disconnector may be an integral part of the arrester or insulating bracket,
or a separate unit installed in series with the arrester. The advantage of the device is that the
line remains in operation after disconnection of the arrester. The major disadvantage is the
lack of overvoltage protection until the failed arrester has been discovered and replaced.
6.1.3 Surge counters
Surge counters operate at impulse currents above a certain amplitude, or above certain
combinations of current amplitude and duration. If the interval between discharges is very short
(less than 50 ms), surge counters may not count every current impulse. Some counters require
power follow current and may not count the short impulse currents through metal-oxide
arresters.
Depending on the operating principle and sensitivity of the counter, it may give an indication
about overvoltages appearing in the system, or it may provide information on the number of
discharges corresponding to significant arrester energy stresses. The counter provides no
specific information about the condition of the arrester.
For safety reasons, the surge counter should be installed beyond easy reach of personnel, It
shall be located where it can be read from ground level with the arrester in service. The
installation should be done without considerably lengthening the earth connection or reducing
its cross-section. The arrester shall be equipped with an insulated earth terminal and a
conductor between the arrester and counter that is insulated from earth.
6.1.4 Monitoring spark gaps
Monitoring spark gaps are used to indicate the number and estimate the amplitude and
duration of discharge currents through the arrester. Special experience is necessary to properly
interpret the marks on the gap. Some spark gaps can be examined with the arrester in service,
while other types require that the arrester is de-energized. It is required that the arrester be
equipped with an insulated earth terminal. Alternatively, the device may be an integrated part of
the arrester. Spark gaps give no direct information about the actual condition of the arrester,
but may help to make decisions about continued operation.
6.1.5 Temperature measurements
Remote measurement of the arrester temperature can be carried out by means of thermal
imaging methods. The measurements are only indicative with regard to the condition of the
arrester, since the temperature drop between the resistors and the housing surface may be
substantial. Nevertheless, comparative measurements made on adjacent arresters or arrester
units may indicate excessive heating.
Direct measurements of the metal-oxide resistor temperature give an accurate indication of the
condition of the arrester, but require that the arrester be equipped with special transducers at
the time of manufacturing. Therefore, this method is used only in special arrester applications.

– 6 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
6.1.6  Mesure du courant de fuite des parafoudres à oxyde de zinc
Toute détérioration des propriétés d’isolation d’un parafoudre à oxyde de zinc entraîne une
augmentation du courant de fuite résistif ou des pertes actives à des valeurs données de
tension et de température. La plupart des méthodes de diagnostic pour déterminer l’état des
parafoudres à oxyde de zinc sans éclateurs sont basées sur les mesures du courant de fuite.
On peut classer les procédures de mesure en deux catégories: les mesures en réseau,
lorsque le parafoudre est relié au réseau et qu’il est mis sous tension à partir du réseau
pendant l’exploitation normale, et les mesures hors réseau, lorsque le parafoudre est
déconnecté du réseau et qu’il est mis sous tension avec une source d’alimentation séparée
sur site ou dans un laboratoire.
Les mesures hors réseau peuvent être effectuées avec des sources d’alimentation spéciale-
ment adaptées à cet effet, par exemple des générateurs d’essai mobiles, continus ou alternatifs. On
peut obtenir une précision satisfaisante en utilisant les méthodes hors réseau, à condition
d’utiliser une tension d’essai suffisamment élevée. Les principaux inconvénients de cette
méthode sont le coût de l’équipement et la nécessité de déconnecter le parafoudre du réseau.
Les mesures effectuées en réseau sous la tension normale de réseau représentent la méthode la
plus commune. Pour des raisons pratiques et de sécurité, on ne peut normalement accéder
au courant de fuite qu’à l’extrémité du parafoudre mise à terre. Pour pouvoir mesurer le
courant de fuite qui passe dans la connexion de terre, il faut que le parafoudre soit équipé
d’une borne de mise à la terre isolée.
NOTE − Il faut que l’isolation de la borne de terre, même après une dégradation à long terme, suffise à empêcher
des courants circulants causés par une induction électromagnétique, car ces courants peuvent influencer la
mesure du courant de fuite.
Les mesures en réseau du courant de fuite sont généralement effectuées de manière
temporaire en utilisant des instruments portables ou installés de façon permanente. Les
instruments portables sont généralement reliés à la borne de terre du parafoudre au moyen
d’une pince ou sont des transformateurs de tension installés en permanence. Des mesures à
long terme du courant de fuite peuvent s’avérer nécessaires pour des analyses plus
approfondies, en particulier si des changements significatifs de l’état d’un parafoudre sont
relevés par des mesures provisoires. Les mesures à distance peuvent être effectuées par des
systèmes informatisés de surveillance de l’équipement du poste.
6.1.6.1 Propriétés du courant de fuite des résistances variables à oxyde métallique
Le courant de fuite alternatif peut être divisé en deux parties: une partie capacitive et une
partie résistive, avec une composante capacitive prédominante et une partie résistive
beaucoup plus réduite. Cette différence est visible sur la figure 3, qui représente une mesure
typique de laboratoire du courant de fuite d’une résistance variable à oxyde métallique
lorsqu’elle est sous tension, à une tension égale à U pour un parafoudre complet. La figure 4
c
indique les résultats des mesures du courant de fuite effectuées sur deux parafoudres
différents fonctionnant à des niveaux de tension légèrement inférieurs à U . La figure 4
c
montre également l’influence des différents niveaux de contenu harmonique dans la tension
de réseau.
60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 7 –
6.1.6 Leakage current measurements of metal-oxide arresters
Any deterioration of the insulating properties of a metal-oxide arrester will cause an increase in
the resistive leakage current or power loss at given values of voltage and temperature. The
majority of diagnostic methods for determining the condition of gapless metal-oxide arresters
are based on measurements of the leakage current.
The measuring procedures can be divided into two groups: on-line measurements, when the
arrester is connected to the system and energized with the service voltage during normal
operation, and off-line measurements, when the arrester is disconnected from the system and
energized with a separate voltage source on site or in a laboratory.
Measurements off-line can be made with voltage sources that are specially suited for the
purpose, e.g. mobile a.c. or d.c. test generators. Good accuracy may be obtained by using the
off-line methods, provided that a sufficiently high test voltage is used. The major disadvantages
are the cost of the equipment and the need for disconnecting the arrester from the system.
Measurements carried out on-line under normal service voltage is the most common method.
For practical and safety reasons, the leakage current is normally accessed only at the earthed
end of the arrester. To allow measurements of the leakage current flowing in the earth
connection, the arrester must be equipped with an insulated earth terminal.
NOTE – The insulation of the earth terminal must, also after long-term degradation, be sufficient to prevent
circulating currents caused by electromagnetic induction, since these currents may interfere with the measurement
of the leakage current.
On-line leakage current measurements are usually made on a temporary basis using portable
or permanently installed instruments. Portable instruments are usually connected to the earth
terminal of the arrester by means of a clip-on, or permanently installed, current transformer.
Long-term measurements of the leakage current may be necessary for closer investigations,
especially if significant changes in the condition of an arrester are revealed by temporary
measurements. Remote measurements may be implemented in computerized systems for
supervision of substation equipment.
6.1.6.1 Properties of the leakage current of non-linear metal-oxide resistors
The a.c. leakage current can be divided into a capacitive and a resistive part, with a pre-
dominant capacitive component and a significantly smaller resistive part. This can be seen in
figure 3, which shows a typical laboratory measurement of the leakage current of a single non-
linear metal-oxide resistor when energized at a voltage equivalent to U for the complete
c
arrester. In figure 4 are shown the results of leakage current measurements carried out on two
different arresters in service at voltage levels slightly below U . Figure 4 also illustrates the
c
influence of different levels of harmonic content in the system voltage.

– 8 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
dU/dt = 0
Tension
U = U
c
Courant résistif
i = 10.600 μA
r
Courant de fuite
i = 0,2.3 mA
Temps IEC  1182/99
Figure 3 – Courant de fuite typique d’une résistance variable à oxyde métallique
dans des conditions de laboratoire
Grande proportion
d'harmoniques dans la
2 tension de réseau
Faible proportion
Faible proportion
-1 d’harmoniques dans
d'harmoniques dans
la tension de réseau
la tension de réseau
-2
-3
-4
Temps
IEC  1183/99
Figure 4 – Courants de fuite typiques de parafoudres en service
6.1.6.1.1 Courant de fuite capacitif
Le courant de fuite capacitif mesuré à la borne de terre d’un parafoudre est provoqué par la
permittivité des résistances variables à oxyde métallique, les capacités parasites et les
condensateurs de répartition de tension, s’ils sont utilisés. La capacité spécifique d’un
2 2
élément de résistance variable est généralement de 60 pF.kV/cm à 150 pF.kV/cm (tension
assignée), ce qui produit un courant de fuite capacitif de valeur crête d’environ 0,2 mA à 3 mA
dans des conditions d’exploitation normales.
Tension d’essai, courant de fuite

60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 9 –
dU/dt = 0
Voltage
U = U
c
Resistive current
i = 10.600 μA
r
Leakage current
i = 0,2.3 mA
IEC  1182/99
Time
Figure 3 – Typical leakage current of a non-linear metal-oxide resistor
in laboratory conditions
High harmonic content
in system voltage
Low harmonic content
-1
in system voltage
-2
-3
-4
Time IEC  1183/99
Figure 4 – Typical leakage currents of arresters in service conditions
6.1.6.1.1 Capacitive leakage current
The capacitive leakage current measured at the earth terminal of an arrester is caused by the
permittivity of the non-linear metal-oxide resistors, the stray capacitances and the grading
capacitors, if applied. The specific capacitance of a resistor element is typically 60 pF.kV/cm
to 150 pF.kV/cm (rated voltage), resulting in a capacitive peak leakage current of about
0,2 mA to 3 mA under normal service conditions.
Test voltage, leakage current
Leakage current - mA
– 10 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
Il n’est pas prouvé que le courant capacitif change de façon significative sous l’action de la
détérioration de la caractéristique tension-courant d’une résistance variable à oxyde métal-
lique. Par conséquent, il est improbable que des mesures du courant capacitif puissent
indiquer l’état des parafoudres à oxyde métallique.
6.1.6.1.2 Courant de fuite résistif
A certaines valeurs de tension et de température, la composante résistive du courant de fuite
devient un indicateur sensible des changements de la caractéristique tension-courant des
résistances variables à oxyde métallique. Le courant résistif peut par conséquent être utilisé
comme outil de diagnostic pour relever les changements de l’état des parafoudres à oxyde de
zinc sous tension. Les caractéristiques générales tension-courant résistif et capacitif pour des
tensions alternatives sont indiquées à la figure 5. A titre de comparaison, les caractéristiques
générales pour les tensions continues sont également indiquées à la figure 5.
1,2
1,0
0,8
CCCC, +2, +200 °C°C
0,6
CC, +40 °C
CA résistif, +20 °C
0,4
CA résistif, +40 °C
CA capacitif
0,2
0,0
0,01 0,10 1,00 10,00 100,00
Courant - mA IEC  1184/99
Figure 5 – Caractéristiques tension-courant typiques de résistances variables
à oxyde métallique
La composante résistive sous tension alternative est définie comme le niveau de courant au
moment de la crête de tension (dU/dt = 0), comme l’indique la figure 3. Le courant de fuite
résistif d’une résistance variable à oxyde métallique est de l’ordre de 5 % à 20 % du courant
capacitif en conditions d’exploitation normales, ce qui correspond à un courant résistif de
valeur crête d’environ 10 μA à 600 μA à une température de +20 °C.
Dans la région du courant de fuite, le courant résistif dépend de la tension et de la tempéra-
ture. Les valeurs typiques des dépendances de tension et de température sous tension
alternative sont indiquées aux figures 6 et 7, et sont respectivement normées à U et
c
à +20 °C.
U U
/
r
60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 11 –
There is no evidence that the capacitive current would change significantly due to deterioration
of the voltage-current characteristic of the non-linear metal-oxide resistors. Therefore, it is
unlikely that measurements of capacitive current can reliably indicate the condition of metal-
oxide arresters.
6.1.6.1.2 Resistive leakage current
At given values of voltage and temperature, the resistive component of the leakage current is a
sensitive indicator of changes in the voltage-current characteristic of non-linear metal-oxide
resistors. The resistive current can, therefore, be used as a tool for diagnostic indication of
changes in the condition of metal-oxide arresters in service. Typical resistive and capacitive
voltage-current characteristics for a.c. voltages are shown in figure 5. For comparison, typical
characteristics for d.c. voltages are also shown in figure 5.
1,2
1,0
0,8
DCDC, +2, +200° °CC
0,6
DC, +40 °C
AC resistive, +20 °C
0,4
AC resistive, +40 °C
AC capacitive
0,2
0,0
0,01 0,10 1,00 10,00 100,00
Current - mA IEC  1184/99
Figure 5 – Typical voltage-current characteristics for non-linear metal-oxide resistors
The resistive component under a.c. voltage is defined as the current level at the instant of
voltage maximum (dU/dt = 0), as indicated in figure 3. The resistive leakage current of a non-
linear metal-oxide resistor is in the order of 5 % to 20 % of the capacitive current under normal
operating conditions, corresponding to about 10 μA to 600 μA peak resistive current at a
temperature of +20 °C.
In the leakage current region, the resistive current depends on the voltage and temperature.
Typical values of voltage and temperature dependencies under a.c. voltage are indicated in
figures 6 and 7, normalized to U and at +20 °C, respectively.
c
U / U
r
U/U
r
– 12 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
courant résistif
4 courant harmonique de rang 3
pertes actives
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3
U / U
c
IEC  1185/99
Figure 6 – Dépendance normée typique à la tension à +20 °C
courant résistif
8 courant harmonique de rang 3
pertes actives
-40 -20 0 20406080 100 120 140
IEC  1186/99
Température - °C
Figure 7 – Dépendance normée typique à la température à U
c
60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 13 –
resistive current
third harmonic current
power loss
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3
U / U
c
IEC  1185/99
Figure 6 – Typical normalized voltage dependence at +20 °C
resistive current
8 third harmonic current
power loss
-40 -20 0 20 406080 100 120 140
IEC  1186/99
Temperature - °C
Figure 7 – Typical normalized temperature dependence at U
c
– 14 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
La distribution de la tension le long d’un parafoudre peut être irrégulière, principalement à
cause de l’influence des capacités parasites vers la terre et vers des équipements voisins.
La tension des résistances variables à oxyde métallique à l’extrémité du parafoudre mise à la
terre, peut donc dévier, tant en amplitude qu’en phase, par rapport à la valeur moyenne le
long du parafoudre. Ce phénomène influence la mesure du courant de fuite résistif de deux
façons: premièrement, le courant résistif mesuré à la borne de terre dépend de l’amplitude de
la tension aux bornes des résistances variables à oxyde métallique à l’extrémité mise à la
terre, par conséquent le courant résistif mesuré peut être différent du courant résistif moyen
le long du parafoudre; deuxièmement, le déphasage de la tension aux bornes des résistances
variables à oxyde métallique à l’extrémité mise à la terre influence le résultat de la mesure du
courant résistif, pour les méthodes utilisant la tension à travers le parafoudre complet comme
référence pour l’angle de phase.
Un autre phénomène similaire, susceptible d’influencer la mesure du courant résistif en
utilisant certaines méthodes, est le courant capacitif induit dans le conducteur de terre du
parafoudre par les phases adjacentes.
6.1.6.1.3 Harmoniques dans le courant de fuite
La caractéristique tension-courant non linéaire d’un parafoudre à oxyde métallique donne
naissance à des harmoniques dans le courant de fuite, lorsque le parafoudre est sous tension
sinusoïdale. Le contenu harmonique dépend de l’amplitude du courant résistif et du degré de
non-linéarité, qui est fonction de la tension et de la température. Par exemple, le contenu du
troisième harmonique du courant résistif est généralement de 10 % à 40 %. Le contenu
harmonique peut donc être utilisé comme indicateur du courant résistif. Les valeurs typiques
des variations de tension et de température de la composante du troisième harmonique sont
indiquées aux figures 6 et 7.
Une autre source d’harmoniques pouvant considérablement influencer leur mesure dans le
courant de fuite, en plus de celles qui sont négligeables, est le contenu harmonique de la
tension de réseau. Les courants harmoniques capacitifs produits par les harmoniques de
tension peuvent avoir le même ordre de grandeur que les courants harmoniques créés par la
résistance non linéaire du parafoudre. La figure 4 illustre un exemple d’harmoniques dans le
courant de fuite, provoqués par les harmoniques de la tension de réseau.
6.1.6.1.4 Pertes actives
Les pertes actives peuvent être utilisées pour l’indication de diagnostic des parafoudres, de la
même façon que le courant de fuite résistif. Les valeurs typiques des pertes actives sont de
l’ordre de 5 mW/kV à 300 mW/kV (tension assignée) à U et +20 °C. Les dépendances à la
c
température et à la tension sont pratiquement identiques à celles du courant résistif, comme
l’indiquent les figures 6 et 7.
6.1.6.2 Courant de fuite superficiel
Comme c’est le cas avec tout isolateur extérieur, un courant de fuite superficiel extérieur peut
apparaître temporairement sur l’enveloppe du parafoudre en cas de pluie ou d’humidité
élevée, associées à la pollution superficielle. En outre, un courant de fuite superficiel intérieur
peut apparaître, suite à la pénétration d’humidité. Lors des mesures, le courant de surface
peut interférer avec le courant de fuite des résistances variables, toutefois la sensibilité aux
courants superficiels intérieur et extérieur peut être différente selon les différentes méthodes
de mesure. Il est possible d’éviter l’influence du courant de fuite superficiel extérieur, soit en
effectuant les mesures dans des conditions sèches, ou à l’aide d’une autre méthode, par
exemple en dérivant le courant superficiel à la terre.

60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 15 –
The voltage distribution along an arrester may be uneven, primarily due to the influence of
stray capacitances to earth and to adjacent equipment. The voltage across the non-linear
metal-oxide resistors at the earthed end of the arrester may, therefore, deviate in both
magnitude and phase from the average value along the arrester. This phenomenon affects the
measurement of the resistive leakage current in two ways: First, the resistive current measured
in the earth connection depends on the magnitude of the voltage across the non-linear metal-
oxide resistors at the earthed end, therefore, the measured resistive current may differ from
the average resistive current along the arrester. Secondly, the phase shift of the voltage across
the non-linear metal-oxide resistors at the earthed end influences the result of resistive current
measurement for methods that are using the voltage across the complete arrester as a
reference for the phase angle.
Another similar phenomenon that may influence the measurement of the resistive current when
using certain methods, is the capacitive current induced in the earth lead of the arrester by the
adjacent phases.
6.1.6.1.3 Harmonics in the leakage current
The non-linear voltage-current characteristic of a metal-oxide arrester gives rise to harmonics
in the leakage current when the arrester is energized with a sinusoidal voltage. The harmonic
content depends on the magnitude of the resistive current and the degree of non-linearity,
which is a function of voltage and temperature. As an example, the third harmonic content of
the resistive current is typically 10 % to 40 %. The harmonic content can, therefore, be used as
an indicator of the resistive current. Typical values of the variations with voltage and
temperature of the third order harmonic component are shown in figures 6 and 7.
Another source of harmonics, beside negligible ones, that may considerably influence the
measurement of harmonics in the leakage current, is the harmonic content in the system
voltage. The capacitive harmonic currents produced by the voltage harmonics may be of the
same order of magnitude as the harmonic currents created by the non-linear resistance of the
arrester. An example of harmonics in the leakage current caused by system voltage harmonics
is seen in figure 4.
6.1.6.1.4 Power loss
The power loss may be used for diagnostic indication of arresters in the same way as the
resistive leakage current. Typical values of power losses are 5 mW/kV to 300 mW/kV (rated
voltage) at U and +20 °C. The temperature and voltage dependencies are practically the same
c
as for the resistive current, as seen in figures 6 and 7.
6.1.6.2 Surface leakage current
As with any other outdoor insulator, external surface leakage current may temporarily occur on
the arrester housing in rain or in conditions of high humidity combined with surface pollution. In
addition, internal surface leakage current may appear due to moisture penetration. During
measurements, the surface currents may interfere with the leakage current of the resistors,
however, the sensitivity to external and internal surface currents may be different for the
various measurement methods. The influence of the external surface leakage current can be
avoided, either by performing the measurements in dry conditions, or by any other suitable
method, e.g. bypassing the surface leakage current to ground.

– 16 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
6.2 Mesure du courant de fuite total
Le courant de fuite total dépend principalement du courant capacitif, étant donné que la partie
résistive n’est qu’une fraction de la composante capacitive du courant. Par ailleurs, les
composantes ont une différence de 90° en phase, par conséquent une augmentation
importante dans le courant résistif des varistances à oxyde métallique est nécessaire avant
de constater un changement sensible du niveau du courant de fuite total. De plus, le courant
de fuite total est sensible à l’installation, étant donné que le courant capacitif dépend des
capacités parasites.
Les mesures en réseau du courant de fuite total sont beaucoup utilisées en pratique, à l’aide
d’ampèremètres traditionnels incorporés aux compteurs de décharges, ou à l’aide
d’instruments portables indiquant, dans les deux cas, l’intensité efficace, la valeur crête ou la
valeur moyenne du courant de fuite total.
La sensibilité de la valeur efficace, moyenne et crête du courant de fuite total aux variations
du courant résistif est illustrée dans la figure 8. Etant donnée la faible sensibilité aux
changements du niveau du courant résistif, la mesure du courant de fuite total n’est pas
adéquate comme indicateur de diagnostic que si le courant résistif est du même ordre de
grandeur que le courant capacitif.
1,6
1,5
crête
1,4 moyenne
efficace
1,3
1,2
1,1
1,0
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0
IEC  1187/99
Augmentation relative du courant de fuite résistif
Figure 8 – Influence sur le courant de fuite total de l’augmentation
du courant de fuite résistif
60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 17 –
6.2 Measurement of the total leakage current
The total leakage current depends mainly on the capacitive current, since the resistive part is
only a fraction of the capacitive current component. Furthermore, the capacitive and resistive
current components differ in phase by 90°; therefore, a large increase in the resistive current of
the non-linear metal-oxide resistors is needed before a significant change can be noticed in the
total leakage current level. In addition, the total leakage current is sensitive to the installation,
since the capacitive current depends on the stray capacitances.
On-line measurements of the total leakage current are extensively used in practice by means
of conventional mA-meters built into the surge counters or into portable instruments, showing
the r.m.s., mean or peak value of the total leakage current.
The sensitivity of the r.m.s, mean, and peak values of the total leakage current to variations in
the resistive current is illustrated in figure 8. The low sensitivity to changes in the resistive
current level makes the measurement of total leakage current suitable as a diagnostic indicator
only in the rare cases when the resistive current is in the same range as the capacitive current.
1,6
1,5
peak
1,4 mean
r.m.s.
1,3
1,2
1,1
1,0
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0
Relative increase in resistive leakage current
IEC  1187/99
Figure 8 – Influence on total leakage current by increase in resistive leakage current
Relative increase in total leakage current

– 18 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
6.3 Mesure du courant de fuite résistif ou des pertes actives
La partie résistive du courant de fuite ou les pertes actives peuvent être déterminés à l’aide
de plusieurs méthodes. On peut identifier trois méthodes principales, qui peuvent à leur tour
être divisées en plusieurs groupes:
Méthode A: Mesure directe du courant de fuite résistif. Cette méthode peut être divisée en
quatre groupes, selon la méthode d’extraction de la composante résistive du
courant de fuite:
A1 Utilisation d’un signal de tension comme référence
A2 Compensation de la composante capacitive du courant de fuite par l’utili-
sation d’un signal de tension
A3 Compensation de la composante capacitive du courant de fuite sans utili-
sation d’un signal de tension
A4 Compensation des composantes capacitives du courant de fuite par combi-
naison des courants des trois phases
Méthode B: Détermination indirecte de la composante résistive par l’analyse harmonique du
courant de fuite. Cette méthode peut être divisée en trois groupes différents:
B1 Analyse du troisième harmonique du courant de fuite
B2 Analyse du troisième harmonique avec compensation des harmoniques
dans la tension de réseau
B3 Analyse de l’harmonique du premier ordre du courant de fuite
Méthode C: Détermination directe des pertes actives.
6.3.1 Méthode A1 – Utilisation d’un signal de tension comme référence
Cette méthode consiste à utiliser un signal de référence qui représente la tension aux bornes
du parafoudre. Le signal de référence peut être utilisé pour la lecture directe de la compo-
sante résistive du courant de fuite au moment où la tension est à son maximum (dU/dt = 0).
La tension et le niveau du courant résistif peuvent être lus avec un oscilloscope ou un
dispositif similaire. Cette méthode est généralement utilisée en laboratoire pour déterminer de
façon précise le courant résistif, étant donné que le signal de référence est facilement
accessible au moyen d’un diviseur de tension ayant un déphasage suffisamment faible (voir
figure 4).
En pratique, la précision est principalement limitée par le déphasage du signal de référence
et par les déviations de l’amplitude et de la phase de la tension à travers les résistances
variables à oxyde métallique à l’extrémité mise à terre du parafoudre, comme exposé
en 6.1.6.1.2. La présence d’harmoniques dans la tension peut réduire encore plus la précision
de la méthode.
Une restriction, qui s’applique à cette méthode lors de mesures sous tension, est la nécessité
du signal de référence. Une connexion temporaire au côté secondaire d’un transformateur de
tension ou à la prise de tension capacitive d’une traversée isolée est nécessaire et peut être
difficile à obtenir. Les courants capacitifs induits dans la borne de terre du parafoudre par des
phases adjacentes risquent de réduire la précision des mesures sous tension, comme exposé
en 6.1.6.1.2.
60099-5 Amend. 1 © IEC:1999 – 19 –
6.3 Measurement of the resistive leakage current or the power loss
The resistive part of the leakage current or the power loss can be determined using several
methods. Three main principles can be identified, which can be further divided into different
groups:
Method A: Direct measurement of the resistive leakage current. This method can be divided
into four groups depending on the method of extracting the resistive component
of the leakage current:
A1 Using a voltage signal as reference
A2 Compensating the capacitive component of the leakage current by using a
voltage signal
A3 Compensating the capacitive component of the leakage current without using
of a voltage signal
A4 Compensating the capacitive components of the leakage current by
combining the currents of the three phases
Method B: Indirect determination of the resistive component by means of harmonic analysis
of the leakage current. This method can be divided into three different groups:
B1 Third order harmonic analysis of the leakage current
B2 Third order harmonic analysis with compensation for harmonics in the system
voltage
B3 First order harmonic analysis of the leakage current
Method C: Direct determination of the power losses.
6.3.1 Method A1 – Using a voltage signal as reference
The method relies on using a reference signal representing the voltage across the arrester.
The reference signal can be used for direct reading of the resistive component of the leakage
current at the instant when the voltage is at its peak (dU/dt = 0). The voltage and the resistive
current level can be read with an oscilloscope or similar device. This method is commonly
used in the laboratory for accurate determination of the resistive current since the reference
signal is easily accessible through a voltage divider having a sufficiently small phase-shift (see
figure 4).
In practice, the accuracy is limited mainly by the phase-shift of the reference signal and by the
deviations in magnitude and phase of the voltage across the non-linear metal-oxide resistors at
the earthed end of the arrester, as discussed in 6.1.6.1.2. The presence of harmonics in the
voltage may further reduce the accuracy of the method.
A restriction on the method during measurements in service is the need for a reference signal.
Temporary connection to the secondary side of a potential transformer or to the capacitive tap
of a bushing is necessary and may be complicated to obtain. The capacitive currents induced
in the earth connection of the arrester by adjacent phases may reduce the accuracy during
measurements in service, as discussed in 6.1.6.1.2.

– 20 – 60099-5 amend. 1 © CEI:1999
6.3.2 Méthode A2 – Compensation de la composante capacitive par utilisation
d’un signal de tension
En utilisant un signal de tension pour compenser la composante capacitive du courant de
fuite, on peut augmenter la sensibilité de la mesure de la composante résistive. Le principe
de base est un pont HT dans lequel le bras capacitif-résistif est réglé pour équilibrer la
composante capacitive du courant de fuite de sorte que seule la partie résistive non linéaire
contribue à la tension de sortie, qui peut alors être étudiée à l’aide d’un oscilloscope.
Le pont est équilibré lorsque la tension est proche de zéro et que le courant capacitif est à
son maximum. Puisque la capacité différentielle du parafoudre dépend de la tension (la
capacité augmente avec la tension), alors que la capacité du pont est constante, le courant
restant après compensation comprend non seulement la composante résistive mais aussi une
partie capacitive. Ce phénomène est illustré à la figure 9. Comme pour la méthode A1, la
composante résistive réelle est relevée au moment de la crête de tension.
Tension
Courant résiduel après
compensation
Courant de fuite total
Temps
IEC  1188/99
Figure 9 – Courant résiduel après compensation par courant capacitif à U
c
Etant donné que cette méthode nécessite une tension de référence, qui peut être difficile à
obtenir sur site, elle comporte les mêmes restrictions que la méthode A1. De même que la
méthode A1, la précision peut être réduite par des déphasages des tensions et des courants,
provoqués par l’influence des phases adjacentes.
6.3.3 Méthode A3 – Compensation de la composante capacitive sans utiliser
de signal de tension
Il s’agit d
...