EP0046279A2 - Verfahren zum Herstellen von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter und Verwendung dieser Kerne - Google Patents

Verfahren zum Herstellen von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter und Verwendung dieser Kerne Download PDF

Info

Publication number
EP0046279A2
EP0046279A2 EP81106332A EP81106332A EP0046279A2 EP 0046279 A2 EP0046279 A2 EP 0046279A2 EP 81106332 A EP81106332 A EP 81106332A EP 81106332 A EP81106332 A EP 81106332A EP 0046279 A2 EP0046279 A2 EP 0046279A2
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
weight
nickel
temperature
copper
alloy
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Granted
Application number
EP81106332A
Other languages
English (en)
French (fr)
Other versions
EP0046279A3 (en
EP0046279B1 (de
Inventor
Friedrich Dipl.-Phys. Pfeifer
Willi Kessler
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Vacuumschmelze GmbH and Co KG
Original Assignee
Vacuumschmelze GmbH and Co KG
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Vacuumschmelze GmbH and Co KG filed Critical Vacuumschmelze GmbH and Co KG
Priority to AT81106332T priority Critical patent/ATE14167T1/de
Publication of EP0046279A2 publication Critical patent/EP0046279A2/de
Publication of EP0046279A3 publication Critical patent/EP0046279A3/de
Application granted granted Critical
Publication of EP0046279B1 publication Critical patent/EP0046279B1/de
Expired legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • H—ELECTRICITY
    • H01—ELECTRIC ELEMENTS
    • H01F—MAGNETS; INDUCTANCES; TRANSFORMERS; SELECTION OF MATERIALS FOR THEIR MAGNETIC PROPERTIES
    • H01F41/00—Apparatus or processes specially adapted for manufacturing or assembling magnets, inductances or transformers; Apparatus or processes specially adapted for manufacturing materials characterised by their magnetic properties
    • H01F41/02—Apparatus or processes specially adapted for manufacturing or assembling magnets, inductances or transformers; Apparatus or processes specially adapted for manufacturing materials characterised by their magnetic properties for manufacturing cores, coils, or magnets
    • H01F41/0206—Manufacturing of magnetic cores by mechanical means
    • H01F41/0213—Manufacturing of magnetic circuits made from strip(s) or ribbon(s)

Definitions

  • the invention relates to a method for producing toroidal cores for residual current circuit breakers, in which a toroidal core wound from a 0.05 to 0.3 mm thick ribbon made of a nickel-molybdenum-copper-iron alloy is subjected to various heat treatments under a non-oxidizing atmosphere.
  • Residual current circuit breakers usually contain a summation current transformer, which consists of a magnetic core with primary windings for connection to a circuit to be monitored and with a secondary winding, the latter feeding the excitation winding of a tripping magnet acting on a switch lock for a switching device. If an AC fault current occurs in the circuit to be monitored, it arises in the secondary winding voltage to which the trigger magnet responds. This actuates the switch lock of the switching device, which interrupts the circuit to be monitored.
  • Magnetic cores made of a material with high saturation induction and high maximum permeability for the tripping field strength, i.e.
  • Residual current circuit breakers with such magnetic cores often do not trigger in the case of pulsed direct current fault currents, since the magnetic flux change generated by the pulsed direct current in the converter is not sufficient to induce a sufficient voltage in the secondary winding of the converter to trigger the switch.
  • ring cores made of so-called F materials which have a low remanence and a relatively large induction stroke. The latter must be so large that a voltage induced in the secondary winding by a pulsating direct current fault current flowing in a primary winding of the summation current transformer is sufficient to actuate the release magnet.
  • a resonance capacitor can also be provided in the secondary circuit (DE-PS 20 36 497).
  • a suitable material for the magnetic core of the summation current transformer of such a residual current circuit breaker is, inter alia, an iron-nickel alloy made of 75 to 82% by weight of nickel, 2 to 5.5% by weight of molybdenum and 0 to 5% by weight of copper, the rest Iron with low deoxidation and processing additives, which has been subjected to a special heat treatment.
  • a ring band core made of a 0.03 to 0.1 mm thick band made of the abovementioned alloy is annealed for 2 to 6 hours at a temperature between 950 and 1220 ° C. to adjust the state of high initial permeability of a 1- to 3- subjected to an hourly tempering treatment in the temperature range from 450 to 600 ° C.
  • the alloys from the above-mentioned alloy range that were previously used in residual current circuit breakers were selected by appropriate measurement of the nickel and copper content so that the Magnetostriction ⁇ 111 in the ⁇ 111> direction is approximately equal to 0.
  • the object of the invention is to produce toroidal cores for residual current circuit breakers in such a way that the tempering in the magnetic transverse field is eliminated and the temperature constancy of the induction stroke is so good that the residual current circuit breaker in the usual working temperature range from -5 ° C to + 80 ° C and if possible above this Range beyond is safely triggered by pulsating direct current fault currents.
  • the saturation magnetostriction ⁇ s is set to approximately 0 in the toroidal cores produced according to the invention by appropriate measurement of the nickel and copper content. More particularly, it is within the quadrilateral defined by the AD Gebie- it t is between 0.5 x 10-6 and (-1) x 10 -6.
  • the crystal anisotropy K 1 is also set to about 0 for a temperature between -5 ° C and + 30 ° C, for example for a temperature of 20 ° C.
  • the respective maximum of the induction stroke comes to lie in the range of the predominant working temperature of residual current circuit breakers, it is also particularly favorable to leave the toroidal cores between 470 and 520 ° C depending on the molybdenum content in such a way that K 1 at a temperature between 0 and 200 ° C becomes zero.
  • the appropriate duration of the tempering treatment depends on the temperature. At higher temperatures, shorter times are sufficient.
  • the tempering treatment should take at least 30 minutes at a tempering temperature of 480 ° C.
  • the ring band cores produced according to the invention are particularly suitable for the smaller types of pulse-sensitive residual current circuit breakers, that is to say in particular for residual current circuit breakers with a tripping current strength of 30 mA and for currents of, for example, 25 or 40 A.
  • the cores are controlled further, so that materials with a higher coercive field strength must be used.
  • switches for higher currents there is generally less space within the core, so that the number of turns of the secondary winding must be reduced and cores made of alloys with higher induction strokes are therefore required.
  • the magnetic cores produced according to the invention can also be used for such residual current circuit breakers if there is sufficient space.
  • the ring band cores produced by the method according to the invention also offer advantages as summation current transformer cores for residual current circuit breakers for AC residual currents if particularly good temperature compensation is desired there.
  • FIG. 1 shows a section of the binary system nickel-copper for nickel-molybdenum-copper-iron alloys.
  • the nickel content is plotted on the abscissa and the copper content is plotted on the ordinate in% by weight.
  • the alloys to be used according to the invention lie in the square A (80.5 Ni, 0 Cu), B (82 Ni, 0 Cu), C (70 Ni, 16.5 Cu), D (70 Ni, 14.4 Cu) .
  • the alloys whose saturation magnetostriction ⁇ s is approximately zero, lie on or in the immediate vicinity of the straight line EF running through the point E (81 Ni, 0 Cu) parallel to the straight lines AD and BC. To the left of the straight line EF is ⁇ s ⁇ 0, to the right of the straight line EF ⁇ s ⁇ 0.
  • FIG. 2 shows the corresponding section from the binary system nickel-molybdenum for the alloys to be used according to the invention with 70 to 82% by weight of nickel.
  • the nickel content is again plotted on the abscissa and the molybdenum content is plotted on the ordinate in% by weight.
  • Lines a, b and c correspond approximately to that for the respective nickel content belonging molybdenum content, at which the crystal anisotropy K 1 of the corresponding alloy measured at an ambient temperature of 20 ° C is approximately equal to zero, with the tempering temperature as a parameter.
  • straight line a corresponds to a tempering temperature of approximately 450 ° C.
  • straight line b corresponds to a tempering temperature of approximately 480 ° C.
  • straight line c corresponds to a tempering temperature of approximately 550 ° C.
  • the areas lying between the straight lines correspond to the tempering temperatures in between.
  • the tempering temperature tends to decrease with increasing molybdenum content.
  • x is the nickel content in% by weight and z is the molybdenum content in% by weight
  • the alloys to be used according to the invention may also contain the usual processing-promoting and deoxidizing additives, preferably manganese up to a maximum of 1% by weight and silicon up to a maximum of 0 , 5% by weight.
  • Manganese contents of up to about 0.5% by weight and silicon contents of between 0.1 and 0.3% by weight are particularly favorable.
  • the content of conventional contaminants in the alloys should be as low as possible.
  • alloy compositions which are essential for the use of the alloys according to the invention for toroidal cores of pulse-sensitive residual current circuit breakers, are illustrated below using various alloys as examples.
  • the composition of the alloys is given in Table 1 in% by weight.
  • Alloys 1 to 12 are alloys to be used according to the invention.
  • Alloy 13 is a comparison alloy with ⁇ 111 ⁇ 0.
  • the alloys were melted in a conventional manner in vacuo.
  • the blocks were hot-rolled to a thickness of 7 mm and then cold-rolled to a final thickness of 0.08 mm with the use of intermediate annealing at temperatures between about 800 and 1100 ° C.
  • the tape thus produced was cut into strips 22 mm wide. Ring cores with an outside diameter of 25 mm, an inside diameter of 17.5 mm and a height of 22 mm corresponding to the band width were produced from these in the usual way.
  • the cores were then annealed for about 5 hours under hydrogen at temperatures in the range of 900 to 1150 ° C and then also annealed under hydrogen at temperatures in the range of 450 to 550 ° C for about 2 hours. After the starter, the cores were allowed to cool in air to freeze the temper.
  • the toroidal core was provided with an excitation winding and a measuring winding and alternating current was supplied to the excitation winding.
  • the induction stroke measured when one-way rectified alternating current is supplied is referred to as a static induction stroke, and the induction stroke measured when two-way rectified alternating current is supplied as a dynamic induction stroke.
  • Measurements were made at various temperatures in the range from -20 ° C to + 80 ° C to determine the dependence of ⁇ B on the measuring temperature and thus also on the different operating temperatures that occur in the residual current circuit breakers. Furthermore, the dependence of ⁇ B at room temperature, ie 20 ° C, on the tempering temperature was determined.
  • FIGS. 3 and 4 show the dependency on ⁇ B stat and ⁇ B dyn , measured at 20 ° C., on the tempering temperature t A.
  • the tempering temperature is plotted on the abscissa in ° C, ⁇ B on the ordinate in Tesla.
  • ⁇ B stat and ⁇ B dyn as a function of the measuring temperature t M , ie of the ambient temperature prevailing during the measurement, are shown for three different tempering temperatures.
  • the measurement temperature t M in ° C is plotted on the abscissa, and in Tesla on the ordinate ⁇ B.
  • Curves 11 correspond to a tempering temperature of 485 ° C
  • curves 12 to a tempering temperature of 480 ° C
  • curves 13 to a tempering temperature of 475 ° C.
  • curve 13 is favorable, while curve 12 is recommended if you only focus on the temperature range from -5 ° C to + 80 ° C value.
  • FIGS. 7 and 8 again show ⁇ B stat and ⁇ B dyn of alloy no. 1 as a function of the measuring temperature, but now for a toroidal core which was subjected to a five-hour annealing treatment at 950 ° C. before the tempering treatment.
  • Curves 14 correspond to a tempering temperature of 485 ° C
  • curves 15 correspond to a tempering temperature of 480 ° C
  • curves 16 to a tempering temperature of 475 ° C.
  • FIGS. 9 and 10 finally show ⁇ B stat and ⁇ B dyn of comparative alloy No. 13 as a function of the measuring temperature.
  • the annealing treatment was carried out at 1150 ° C.
  • Curve 21 corresponds to a tempering temperature of 480 ° C
  • curve 22 to a tempering temperature of 490 ° C
  • curve 23 to a tempering temperature of 500 C.
  • Comparative alloy no. 13 is therefore unsuitable for toroidal cores of pulse-sensitive residual current circuit breakers without tempering in the magnetic transverse field.
  • Table 2 Some of the measurement results to be gathered from FIGS. 3 to 10 and measurement results of further alloy are summarized in Table 2 in terms of numbers.
  • ⁇ B dyn ⁇ 0.08 T preferably ⁇ 0.1 T
  • ⁇ B dyn ⁇ 0.08 T should be used for an average modulation of 15 mA / cm at 20 ° C.
  • ⁇ B stat / ⁇ B dyn 1,3 1.3 should preferably be used.
  • the alloys listed in Tables 1 and 2 lie within the ABCD square in FIG. 1 predominantly in the preferred range between approximately 4 and 5% by weight of copper, preferably between the lines AD and EF.
  • the measurement results given in Table 2 for alloys Nos. 7 to 10 show nisse that the alloys located in the remaining area of the square ABCD are also suitable for toroidal cores of pulse-sensitive residual current circuit breakers.
  • the saturation induction of alloys Nos. 1 to 12 measured in each case at a modulation of 1 A / cm, is between approximately 0.60 and 0.67 T.
  • the saturation induction of Comparative Alloy No. 13 is 0.75 T.
  • the ring band cores produced by the method according to the invention also offer advantages as summation current transformer cores of residual current circuit breakers for AC residual currents. It is usually required for such residual current circuit breakers that the change in induction at the operating point within the temperature range between -5 ° C and 80 ° C, sometimes also between -10 ° C and 80 ° C, based on the value at 20 ° C ⁇ + 20 % should be. However, there is a tendency to demand a constant temperature down to -25 ° C.
  • the toroidal cores produced by the method according to the invention offer a solution, as can be seen from FIG. FIG. 11 shows the dependence of induction B for alloy No.
  • curve 4 is also entered in FIG. 11, which was measured on a ring band core made of a comparison alloy with ⁇ 111 ⁇ 0.
  • the toroidal core made of this alloy which consists of 77.0% by weight of nickel, 4.4% by weight of copper, 3.9% by weight of molybdenum, 0.47% by weight of manganese, 0.14% by weight of silicon, the rest Iron was first annealed at 1150 ° C for 5 hours and then tempered at 480 ° C for 2 hours to set the maximum induction to 0 ° C.
  • curve 4 drops significantly more than curve 32 at lower and higher temperatures. The requirement for constant temperature cannot therefore be met with the comparative alloy.
  • the toroidal cores produced by the process according to the invention are also suitable for high-sensitivity electronic circuit breakers.
  • toroidal tape cores for such switches are required to have high magnetic stability.
  • High stability means that the ratio of remanent permeability to permeability in the demagnetized state should be as close as possible to 1.
  • the circuit breaker This is because the core can come into a remanent state, for example due to a short-circuit current. If the residual permeability, ie the permeability measured at the remanence point, is too low, there is no tripping at the nominal residual current.
  • the residual permeability ie the permeability measured at the remanence point
  • curve 5 now shows the relative permeability ⁇ , measured at a modulation of 1.5 mA / cm, for a ring band core made of alloy No. 6 as a function of the ambient temperature.
  • the measurement temperature t M is again on the abscissa , the permeability ⁇ is plotted on the ordinate.
  • the toroidal core on which the values were measured was first annealed at 1000 ° C. for 5 hours and then tempered at 470 ° C. for 2 hours to set the maximum from ⁇ to 0 ° C.
  • This toroidal core had been annealed at 480 ° C for 2 hours after 5 hours of annealing at 1000 ° C.
  • Curves 5 and 6 are largely the same, but curve 6 drops more sharply than curve 5 at lower temperatures. The temperature constancy of alloy No. 6 is therefore better than that of the comparative alloy. It is of particular importance, however, that the stability, i.e.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Power Engineering (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Transformers For Measuring Instruments (AREA)
  • Soft Magnetic Materials (AREA)
  • Measuring Instrument Details And Bridges, And Automatic Balancing Devices (AREA)
  • Emergency Protection Circuit Devices (AREA)

Abstract

Es wird ein Verfahren zur Herstellung von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter angegeben, bei dem ein aus einem 0,05 bis 0,3 mm dicken Band aus einer Nickel-Molybdän-Kupfer-Eisen-Legierung gewickelter Ringbandkern verschiedenen Wärmebehandlungen unter nichtoxidierender Atmosphäre unterzogen wird. Zur Verbesserung der Temperaturkonstanz des Induktionshubs im üblichen Arbeitstemperaturbereich von Fehlerstromschutzschaltern ist erfindungsgemäss die Verwendung einer Legierung vorgesehen, deren Nickel- und Kupfergehalt im binären System Nickel-Kupfer in dem von dem Viereck A (80,5 Gew.-% Nickel, 0 Gew.-% Kupfer), B (82 Gew.-% Nickel, 0 Gew.-% Kupfer), C (70 Gew.-% Nickel, 16,5 Gew.-% Kupfer), D (70 Gew.-% Nickel, 14,4 Gew.-% Kupfer) begrenzten Gebiet liegt, deren Molybdängehalt z in Gew.-% bei gegebenem Nikkelgehalt x in Gew.-% der Bedingung (11/30) (x-68) <= z <= (11/30) (x-63,5) genügt und die im wesentlichen als Rest Eisen enthält. Ein Ringbandkern aus dieser Legierung wird zunächst 30 min lang zwischen 900 und 1200°C geglüht und dann entsprechend dem Molybdängehalt derart zwischen 450 und 550°C angelassen, dass die magnetische Anisotropie K1 bei einer Temperatur zwischen -5 und +30°C gleich 0 wird. Derartige Ringbandkerne eignen sich insbesondere als Summenstromwandlerkerne für pulsstromsensitive Fehlerstromschutzschalter mit einer Auslösestrom?ke von 30 mA.

Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Herstellen von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter, bei welchem ein aus einem 0,05 bis 0,3 mm dicken Band aus einer Nickel-Molybdän-Kupfer-Eisen-Legierung gewickelter Ringbandkern verschiedenen Wärmebehandlungen unter nichtoxidierender Atmosphäre unterzogen wird.
  • Fehlerstromschutzschalter enthalten üblicherweise einen Summenstromwandler, der aus einem Magnetkern mit Primärwicklungen zum Anschluß an einen zu überwachenden Stromkreis und mit einer Sekundärwicklung besteht, wobei die letztere die Erregerwicklung eines auf ein Schaltschloß für eine Schalteinrichtung einwirkenden Auslösemagneten speist. Tritt im zu überwachenden Stromkreis ein Wechselstrom-Fehlerstrom auf, so entsteht in der Sekundärwicklung eine Spannung, auf die der Auslösemagnet anspricht. Dieser betätigt das Schaltschloß der Schaltvorrichtung, welche den zu überwachenden Stromkreis unterbricht. Für die Summenstromwandler von Fehlerstromschutzschaltern, die nur auf Wechselstrom-Fehlerströme ansprechen sollen, verwendet man in der Regel Magnetkerne aus einem Material mit hoher Sättigungsinduktion und hoher Maximalpermeabilität bei der Auslösefeldstärke, also relativ steiler Hystereseschleife. Fehlerstromschutzschalter mit solchen Magnetkernen lösen jedoch häufig bei gepulsten Gleichstrom-Fehlerströmen nicht aus, da die durch den gepulsten Gleichstrom im Wandler erzeugte magnetische Flußänderung nicht ausreicht, um in der Sekundärwicklung des Wandlers eine zum Auslösen des Schalters ausreichende Spannung zu induzieren.
  • Bei Fehlerstromschutzschaltern, die auch auf gepulste Gleichstrom-Fehlerströme ansprechen sollen, wie sie beispielsweise in Stromkreisen mit Transistorsteuerungen auftreten können, verwendet man daher Ringbandkerne aus sogenannten F-Werkstoffen, die eine niedrige Remanenz und einen relativ großen Induktionshub besitzen. Der letztere muß dabei so groß sein, daß auch eine durch einen pulsierenden, in einer Primärwicklung des Summenstromwandlers fließenden Gleichstrom-Fehlerstrom in der Sekundärwicklung induzierte Spannung zum Betätigen des Auslösemagneten ausreicht. Zusätzlich kann ferner im Sekundärkreis ein Resonanzkondensator vorgesehen sein (DE-PS 20 36 497).
  • Ein geeigneter Werkstoff für den Magnetkern des Summenstromwandlers eines solchen Fehlerstromschutzschalters ist u.a. eine Eisen-Nickel-Legierung aus 75 bis 82 Gew.- % Nickel, 2 bis 5,5 Gew.-% Molybdän und 0 bis 5 Gew.-% Kupfer, Rest Eisen mit geringen Desoxidations- und Verarbeitungszusätzen, die einer speziellen Wärmebehandlung unterzogen wurde. Im einzelnen wird dabei ein Ringbandkern aus einem 0,03 bis 0,1 mm dicken Band aus der erwähnten Legierung 2 bis 6 Stunden lang bei einer Temperatur zwischen 950 und 1220°C geglüht, zur Einstellung des Zustandes hoher Anfangspermeabilität einer 1- bis 3-stündigen Anlaßbehandlung im Temperaturbereich von 450 bis 600°C unterzogen und schließlich einer 1- bis 50-stündigen Temperung im Temperaturbereich von 250 bis 400°C unterworfen. Die Temperung erfolgt vorzugsweise in einem Magnetfeld dessen Feldlinien im Glühgut quer zur späteren Richtung des magnetischen Flusses im Ringbandkern verlaufen. Derartige Ringbandkerne besitzen neben einem großen Induktionshub auch eine hohe Anfangspermeabilität. Als Induktionshub ΔB bezeichnet man dabei die Differenz zwischen der Induktion bei Sättigung oder bei maximaler Aussteuerung, beispielsweise bei einer Feldstärke 15 mA/cm, und der Remanenz. Die Impulspermeabilität ist definiert als µI = µ0
    Figure imgb0001
    , wobei µ0 die Permeabilität des leeren Raumes und AH den Feldstärkenhub bedeuten (DE-AS 2 044 302, DE-PS 1 558 820, ETZ-A 89 (1968), Seiten 601 bis 604).
  • Die bislang bei Fehlerstromschutzschaltern zum Einsatz gekommenen Legierungen aus dem vorstehend genannten Legierungsbereich waren durch entsprechende Bemessung des Nickel- und Kupfer-Gehaltes so ausgewählt, daß die Magnetostriktion λ111 in <111>-Richtung etwa gleich 0 ist. Durch die Glühbehandlung und die Anlaßbehandlung wird dabei eine hohe Anfangspermeabilität bei einer Kristallanisotropie K1 = 0 eingestellt und schließlich mit der Temperung im magnetischen Querfeld eine niedrige Remanenz erhalten. Insgesamt ergeben sich Magnetkerne mit niedriger Remanenz, hoher Impulspermeabilität und großem Induktionshub, die in Fehlerstromschutzschaltern auch auf pulsierende Gleichströme ansprechen.
  • In Anbetracht der hohen erforderlichen Stückzahlen solcher Ringbandkerne ist jedoch die dreifache Wärmebehandlung und dabei insbesondere die aufwendige Temperung im magnetischen Querfeld von Nachteil.
  • Nun könnte man in Fällen, bei denen nicht unbedingt der maximale Induktionshub erforderlich ist, gegebenenfalls daran denken, die Temperung im magnetischen Querfeld einfach wegzulassen und dafür eine höhere Remanenz und eine entsprechende Verringerung des Induktionshubs in Kauf zu nehmen. Die Folge wäre eine gerundete, nicht mehr ganz so flache Hystereseschleife. Dies ist jedoch, wie eigene Untersuchungen gezeigt haben, bei den bisher für Fehlerstromschutzschalter verwendeten Legierungen mit λ111 = 0 nicht möglich, da dann der Induktionshub nicht nur geringer wird, sondern auch hinsichtlich seiner Temperaturkonstanz nicht mehr ausreicht.
  • Es hat sich nämlich herausgestellt, daß der Induktionshub bei Abweichungen von derjenigen Umgebungstemperatur stark abnimmt, auf die für die jeweilige Legierung durch die Anlaßbehandlung gerade K1 = 0 eingestellt wurde und bei der damit auch für die entsprechende Anlaßtemperatur das Maximum des Induktionshubs liegt. Ist beispielsweise K1 = 0 durch die Anlaßbehandlung auf eine Umgebungstemperatur von 20°C eingestellt, so hat die mangelnde Temperaturkonstanz des Induktionshubs ΔB zur Folge, daß der Fehlerstromschutzschalter zwar bei einer Umgebungstemperatur von 20°C noch auf einen pulsierenden Gleichstrom-Fehlerstrom anspricht, daß aber bei Änderung der Umgebungstemperatur nach oben oder unten infolge der Verminderung des Induktionshubs die in der Sekundärwicklung des Summenstromwandlers induzierte Flußänderung nicht mehr ausreicht, um den Schalter auszulösen.
  • Aufgabe der Erfindung ist es, Ringbandkerne für Fehlerstromschutzschalter derart herzustellen, daß die Temperung im magnetischen Querfeld entfällt und dennoch die Temperaturkonstanz des Induktionshubs so gut ist, daß der Fehlerstromschutzschalter im üblichen Arbeitstemperaturbereich von -5°C bis +80°C und möglichst noch über diesen Bereich hinaus durch pulsierende Gleichstrom-Fehlerströme sicher ausgelöst wird.
  • Dies wird bei einem Verfahren der eingangs erwähnten Art erfindungsgemäß dadurch erreicht, daß eine Legierung verwendet wird, deren Nickel- und Kupfer-Gehalt im binären System Nickel-Kupfer in dem von dem Viereck A (80,5 Gew.-% Nickel, 0 Gew.-% Kupfer), B (82 Gew.-% Nickel, 0 Gew.-% Kupfer), C (70 Gew.-% Nickel, 16,5 Gew.-% Kupfer), D (70 Gew.-% Nickel, 14,4 Gew.-% Kupfer) begrenzten Gebiet liegt, deren Molybdän-Gehalt z in Gew.-% bei gegebenem Nickel-Gehalt x in Gew.-% der Bedingung
    Figure imgb0002
    genügt und die, abgesehen von geringfügigen Verunreinigungen und den üblichen verarbeitungsfördernden und desoxidierenden Zusätzen, zum restlichen Teil aus Eisen besteht, und daß der Ringbandkern zunächst wenigstens 30 Minuten lang zwischen 900 und 1200°C geglüht und dann entsprechend dem Molybdän-Gehalt derart zwischen 450 und 550°C angelassen wird, daß die magnetische Anisotropie K1 bei einer Temperatur zwischen -5°C und +30°C gleich 0 wird.
  • Im Gegensatz zu den bisher bei Fehlerstromschutzschaltern für pulsierende Gleichstrom-Fehlerströme verwendeten Ringbandkernen aus Legierungen mit einer Magnetostriktion λ111 = 0 ist bei den erfindungsgemäß hergestellten Ringbandkernen durch entsprechende Bemessung des Nickel- und Kupfer-Gehaltes die Sättigungsmagnetostriktion λs auf etwa 0 eingestellt. Genauer gesagt liegt sie innerhalb des von dem Viereck A-D begrenzten Gebie- tes zwischen 0,5 · 10-6 und (-1) · 10-6. Durch entsprechende Abstimmung der Anlaßtemperatur und des Molybdän-Gehaltes wird ferner die Kristallanisotropie K1 für eine Temperatur zwischen -5°C und +30°C, beispielsweise für eine Temperatur von 20°C, auf etwa 0 eingestellt. Bei vorgegebenem Nickel-Gehalt benötigt man hierzu mit wachsendem Molybdän-Gehalt abnehmende Anlaßtemperaturen. Reduziert man bei vorgegebenem Nickel-Gehalt und vorgegebenem Molybdän-Gehalt die Anlaßtemperatur, so wird die Umgebungstemperatur, für die K1 = 0 ist, etwas abgesenkt. Überraschenderweise hat sich herausgestellt, daß bei den nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Ringbandkernen der Induktionshub bei Abweichung von der Umgebungstemperatur, bei der im jeweiligen Fall K1 = 0 ist und bei der damit das jeweilige Maximum des Induktionshubs liegt, im Temperaturbereich zwischen -10°C und +80°C weit weniger abnimmt, als dies bei Legierungen mit = 0 der Fall ist.
  • Besonders günstig ist es, die Ringbandkerne bei einer Temperatur zwischen 900 und 1050°C zu glühen. Dadurch nimmt zwar der maximale Induktionshub im Vergleich zu höheren Glühtemperaturen etwas ab, jedoch wird die Abhängigkeit des Induktionshubs von der Umgebungstemperatur noch weiter verringerte
  • Damit das jeweilige Maximum des Induktionshubs in den Bereich der überwiegenden Arbeitstemperatur von Fehlerstromschutzschaltern zu liegen kommt, ist es ferner besonders günstig, die Ringbandkerne zwischen 470 und 520°C in Abhängigkeit vom Molybdän-Gehalt derart anzulassen, daß K1 bei einer Temperatur zwischen 0 und 200°C gleich Null wird. Die zweckmäßige Dauer der Anlaßbehandlung ist von der Temperatur abhängig. Bei höheren Temperaturen genügen kürzere Zeiten. Bei einer Anlaßtemperatur von 480°C sollte die Anlaßbehandlung mindestens 30 Minuten dauern.
  • Die erfindungsgemäß hergestellten Ringbandkerne eignen sich insbesondere für die kleineren Bauarten der pulssensitiven Fehlerstromschutzschalter, also insbesondere für Fehlerstromschutzschalter mit einer Auslösestromstärke von 30 mA und für Ströme von z.B. 25 oder 40 A. Bei weniger empfindlichen Fehlerstromschutzschaltern mit höheren Auslöseströmen werden die Kerne weiter ausgesteuert, so daß man Werkstoffe mit höherer Koerzitivfeldstärke verwenden muß. Bei Schaltern für höhere Ströme ist innerhalb des Kernes in der Regel weniger Platz, so daß man die Anzahl der Windungen der Sekundärwicklung reduzieren muß und deshalb Kerne aus Legierungen mit höheren Induktionshüben benötigt. Selbstverständlich kann man die erfindungsgemäß hergestellten Magnetkerne aber bei ausreichendem Platz auch für solche Fehlerstromschutzschalter verwenden.
  • Ferner bieten die nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Ringbandkerne auch Vorteile als Summenstromwandlerkerne für Fehlerstromschutzschalter für Wechselstrom-Fehlerströme, wenn dort eine besonders gute Temperaturkompensation gewünscht wird.
  • Weiterhin sind die erfindungsgemäß hergestellten Ringbandkerne auch für elektronische Schutzschalter hoher Empfindlichkeit geeignet, für die eine geringe Temperaturabhängigkeit der Permeabilität und eine hohe magnetische Stabilität der verwendeten Kerne gefordert wird. Hohe Stabilität bedeutet dabei, daß das Verhältnis remanente Permeabilität zu Permeabilität im entmagnetisierten Zustand möglichst nahe bei 1 liegen soll. Beispielsweise kann der Schutzschalterkern durch einen Kurzschlußstrom in den remanenten Zustand geraten, wonach bei zu niedriger remanenter Permeabilität keine Auslösung beim Nennfehlerstrom mehr erfolgen würde. Anhand einiger Figuren und Ausführungsbeispiele soll die Erfindung noch näher erläutert werden.
    • Figur 1 zeigt einen Ausschnitt aus dem binären System Nickel-Kupfer mit dem erfindungsgemäß auszuwählenden Legierungsbereich.
    • Figur 2 zeigt schematisch im System Nickel-Molybdän die Molybdän-Gehalte der Legierungen, für die bei vorgegebenem Nickel-Gehalt je nach der angewandten Anlaßtemperatur K1 bei 20°C etwa Null wird.
    • Figuren 3 und 4 zeigen für eine beispielhafte anmeldungsgemäße Legierung den statischen bzw. dynamischen Induktionshub bei 20°C in Abhängigkeit von der Anlaßtemperatur.
    • Figuren 5 und 6 zeigen die Abhängigkeit des statischen bzw. dynamischen Induktionshubs für eine beispielhafte anmeldungsgemäße Legierung und verschiedene Anlaßtemperaturen von der Umgebungstemperatur bei der Messung.
    • Figuren 7 und 8 zeigen die entsprechende Abhängigkeit für die gleiche beispielhafte Legierung, jedoch mit niedrigerer Glühtemperatur.
    • Figuren 9 und 10 zeigen die entsprechende Abhängigkeit für eine Vergleichslegierung.
    • Figur 11 zeigt für eine beispielhafte anmeldungsgemäße Legierung und verschiedene Anlaßtemperaturen die Abhängigkeit der Induktion von der Umgebungstemperatur bei der Messung.
    • Figur 12 zeigt für eine beispiel-hafte anmeldungsgemäße Legierung die Abhängigkeit der Permeabilität von der Umgebungstemperatur bei der Messung.
  • In Figur 1 ist für Nickel-Molybdän-Kupfer-Eisen-Legierungen ein Ausschnitt aus dem binären System Nickel-Kupfer dargestellt. An der Abszisse ist der Nickel-Gehalt, an der Ordinate der Kupfer-Gehalt jeweils in Gewichts-% aufgetragen. Die erfindungsgemäß zu verwendenden Legierungen liegen in dem Viereck A (80,5 Ni, 0 Cu), B (82 Ni, 0 Cu), C (70 Ni, 16,5 Cu), D (70 Ni, 14,4 Cu). Entlang der Geraden AD ist die Sättigungsmagnetostriktion der Legierungen etwa λs = 0,5 . 10-6, entlang der Geraden BC etwa λs = (-1) . 10-6. Die Legierungen, deren Sättigungsmagnetostriktion λs etwa gleich Null ist, liegen auf bzw. in unmittelbarer Nähe der durch den Punkt E (81 Ni, 0 Cu) parallel zu den Geraden AD und BC verlaufenden Geraden EF. Links von der Geraden EF ist also λs ≥ 0, rechts von der Geraden EF λs ≤ 0. Die bisher bei Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter eingesetzten Legierungen liegen außerhalb des Vierecks ABCD auf bzw. in unmittelbarer Nachbarschaft der durch den Punkt G (80 Ni, 0 Cu) parallel zu den Geraden AD und BC verlaufenden, unterbrochen gezeichneten Geraden g, die etwa der Magnetostriktion λ111 = 0 entspricht.
  • Figur 2 zeigt für die erfindungsgemäß zu verwendenden Legierungen mit 70 bis 82 Gew.-% Nickel den entsprechenden Ausschnitt aus dem binären System Nickel-Molybdän. An der Abszisse ist wiederum der Nickel-Gehalt, an der Ordinate der Molybdän-Gehalt jeweils in Gewichts-% aufgetragen. Die Geraden a, b und c entsprechen näherungsweise dem zum jeweiligen Nickel-Gehalt gehörenden Molybdän-Gehalt, bei dem die Kristallanisotropie K1 der entsprechenden Legierung gemessen bei einer Umgebungstemperatur von 20°C etwa gleich Null ist, mit der Anlaßtemperatur als Parameter. Im einzelnen entspricht die Gerade a einer Anlaßtemperatur von etwa 450°C, die Gerade b einer Anlaßtemperatur von etwa 480°C und die Gerade c einer Anlaßtemperatur von etwa 550 C. Die zwischen den Geraden liegenden Bereiche entsprechen den dazwischenliegenden Anlaßtemperaturen.
  • Wie man aus Figur 2 sieht, nimmt bei gegebenem Nickel-Gehalt die Anlaßtemperatur, mit der man bei 20°C K1 ≈ 0 erreichen kann, mit zunehmendem Molybdän-Gehalt tendenziell ab. Wenn x den Nickel-Gehalt in Gewichts-% und z den Molybdän-Gehalt in Gewichts-% bedeuten, entspricht den Geraden a,b und c die Geradengleichung
    Figure imgb0003
    wobei für die Gerade a etwa C = 63,5, für die Gerade b C = 65,5 und für die Gerade c C = 68,0 ist. Daraus ergibt sich für die zwischen den Geraden a und c liegenden Molybdän-Gehalte z bei gegebenem Nickel-Gehalt x die Bedingung
    Figure imgb0004
  • Wählt man bei vorgegebenem Nickel- und Molybdän-Gehalt eine niedrigere Anlaßtemperatur, als sie für K1 = 0 bei 20°C erforderlich ist, so wird für eine etwas niedrigere Umgebungstemperatur K1 = 0. Umgekehrt erhöht sich die Umgebungstemperatur, für die man K1 = 0 erhält, wenn man die Anlaßtemperatur über den zur Er- o erforderlichen Wert zielung von K1 = 0 bei 20 C/anhebt. Auch bei Wahl einer von 20°C abweichenden Umgebungstemperatur zwischen -5°C und +30°C, bei der K1 = 0 werden soll, wird man jedoch in der Regel hinsichtlich des Molybdän-Gehaltes der Legierung innerhalb der durch die Geraden a und c in Figur 2 gegebenen Grenzen verbleiben.
  • Neben den Hauptlegierungskomponenten Nickel, Kupfer, Molybdän und Eisen können die erfindungsgemäß zu verwendenden Legierungen, wie bereits erwähnt, abgesehen von geringfügigen Verunreinigungen, noch die üblichen verarbeitungsfördernden und desoxidierenden Zusätze enthalten, vorzugsweise Mangan bis zu höchstens 1 Gewichts-% und Silizium bis zu höchstens 0,5 Gewichts-%. Besonders günstig sind Mangan-Gehalte bis zu etwa 0,5 Gewichts-/ und Silizium-Gehalte zwischen 0,1 und 0,3 Gewichts-%. Der Gehalt der Legierungen an üblichen Verunreinigungen soll möglichst gering sein.
  • Der Einfluß der Legierungszusammensetzung sowie der Glüh- und Anlaßtemperatur auf die Eigenschaften, die für die Verwendung der erfindungsgemäßen Legierungen für Ringbandkerne von pulssensitiven Fehlerstromschutzschaltern wesentlich sind, werden im folgenden an verschiedenen Legierungen beispielhaft dargestellt. Die Zusammensetzung der Legierungen ist in Tabelle 1 in Gewichts-% angegeben. Die Legierungen 1 bis 12 sind erfindungsgemäß zu verwendende Legierungen. Bei der Legierung 13 handelt es sich um eine Vergleichslegierung mit λ111 ≈ 0.
    Figure imgb0005
  • Die Legierungen wurden in üblicher Weise im Vakuum erschmolzen. Die Blöcke wurden auf eine Dicke von 7 mm heiß und dann unter Einschaltung von Zwiscnenglühungen bei Temperaturen zwischen etwa 800 und 1100°C kalt auf eine Enddicke von 0,08 mm gewalzt.
  • Das so hergestellte Band wurde in 22 mm breite Streifen geschnitten. Aus diesen wurden in üblicher Weise Ringbandkerne mit einem Außendurchmesser'von 25 mm, einem Innendurchmesser von 17,5 mm und einer der Bandbreite entsprechenden Höhe von 22 mm hergestellt. Die Kerne wurden dann etwa 5'Stunden lang unter Wasserstoff bei Temperaturen im Bereich von 900 bis 1150°C geglüht und dann ebenfalls unter Wasserstoff bei Temperaturen im Bereich von 450 bis 550°C etwa 2 Stunden lang angelassen. Nach dem Anlasser wurden die Kerne zum Einfrieren des Anlaßzustandes an Luft abkühlen gelassen.
  • An den so hergestellten Ringbandkernen wurden der statische Induktionshub ΔBstat und der dynamische Induktionshub ΔBdyn jeweils bei einer Feldstärkenamplitude H = 15 mA/cm bestimmt. Zu diesem Zweck wurde der Ringbandkern mit einer Erreger- und einer Meßwicklung versehen und der Erregerwicklung Wechselstrom zugeführt. Der bei Zufuhr von einweggleichgerichtetem Wechselstrom gemessene Induktionshub wird als statischer Induktionshub, der bei Zufuhr von zweiweggleichgerichtetem Wechselstrom gemessene Induktionshub als dynamischer Induktionshub bezeichnet. Gemessen wurde bei verschiedenen Temperaturen im Bereich von -20°C bis +80°C, um die Abhängigkeit von ΔB von der Meßtemperatur und damit auch von den in den Fehlerstromschutzschaltern auftretenden unterschiedlichen Betriebstemperaturen zu ermitteln. Ferner wurde die Abhängigkeit von ΔB bei Raumtemperatur, d.h. 20°C, von der Anlaßtemperatur ermittelt.
  • Eine Auswahl von Meßergebnissen ist in den Figuren 3 bis 10 und in Tabelle 2 dargestellt.
  • In den Figuren 3 und 4 ist die Abhängigkeit von ΔBstat bzw. ΔBdyn, gemessen bei 20°C, von der Anlaßtemperatur tA dargestellt. Die Anlaßtemperatur ist jeweils an der Abszisse in °C, ΔB an der Ordinate in Tesla aufgetragen.
  • Die Kurven 1 wurden an der Legierung Nr. 1, die Kurven 2 an der Vergleichslegierung Nr. 13 gemessen. Beide Legierungen waren vor der Anlaßbehandlung einer Glühbehandlung bei 1150°C unterzogen worden. Das Maximum von ΔB wird bei den Kurven 1 jeweils bei einer Anlaßtemperatur von etwa 485°C erreicht. Dieses Maximum entspricht dem Zustand, in dem bei 20°C K1 = 0 ist. Will man also bei der bei 1150°C geglühten Legierung Nr. 1 für eine Umgebungstemperatur von 20°C K1 = 0 einstellen, so muß man den Ringbandkern bei etwa 485°C anlassen Entsprechendes gilt auch für die übrigen Legierungen, bei denen sich die zur Einstellung von K1 = 0 bei 20°C erforderliche Anlaßtemperatur durch Bestimmung des Maximums von ΔB bei 20°C in Abhängigkeit von der Anlaßtemperatur analog ermitteln läßt.
  • In den Figuren 5 und 6 sind für die Legierung Nr. 1, die einer Glühbehandlung bei 1150°C unterzogen wurde, ΔBstat bzw. ΔBdyn in Abhängigkeit von der Meßtemperatur tM, d.h. von der während der Messung herrschenden Umgebungstemperatur dargestellt, und zwar für drei verschiedene Anlaßtemperaturen. An der Abszisse ist die Meßtemperatur tM in °C, an der Ordinate ΔB in Tesla aufgetragen. Die Kurven 11 entsprechen einer Anlaßtemperatur von 485°C, die Kurven 12 einer Anlaßtemperatur von 480°C und die Kurven 13 einer Anlaßtemperatur von 475°C. Die Maxima der Kurven entsprechen jeweils der Umgebungstemperatur, bei der K1 = 0 ist. Es ist deutlich zu erkennen, daß sich diese Temperatur mit abnehmender Anlaßtemperatur von 20°C nach O°C verschiebt. Man kann also bei vorgegebener Legierung durch unterschiedliche Wahl der Anlaßtemperatur K1 für verschiedene Umgebungstemperaturen gleich Null machen. Obwohl sich ΔB bei 20°C bei Verschiebung von K1 = 0 zu tieferen Temperaturen verringert, kann eine solche Verschiebung dennoch günstig sein, weil dabei, wie die Figuren 5 und 6 zeigen, ein flacherer Verlauf der Δ B-Kurven und damit eine Verringerung der Temperaturabhängigkeit von ΔB von der Umgebungstemperatur erzielt werden kann. Will man beispielsweise eine möglichst große Temperaturunabhängigkeit von ΔBdyn im Temperaturbereich von -20°C bis +80°C erreichen, so ist die Kurve 13 günstig, während sich die Kurve 12 empfiehlt, wenn man nur auf den Temperaturbereich von -5°C bis +80°C Wert legt.
  • In den Figuren 7 und 8 ist wiederum ΔBstat und ΔBdyn der Legierung Nr. 1 in Abhängigkeit von der Meßtemperatur dargestellt, nun aber für einen Ringbandkern, der vor der Anlaßbehandlung einer fünfstündigen Glühbehandlung bei 950°C unterzogen wurde. Die Kurven 14 entsprechen einer Anlaßtemperatur von 485°C, die Kurven 15 einer Anlaßtemperatur von 480°C und die Kurven 16 einer Anlaßtemperatur von 475°C. Auch hier sieht man wiederum deutlich, daß sich das Maximum von ΔB und damit der Zustand mit K1 = 0 zu tieferen Temperaturen verschiebt, wenn die Anlaßtemperatur verringert wird. Wie ein Vergleich mit den Figuren 5 und 6 zeigt, nimmt der maximale Induktionshub bei Erniedrigung der Glühtemperatur zwar ab, jedoch werden die ΔB-kurven noch flacher und die Abhängigkeit von ΔB von der Umgebungstemperatur wird noch weiter verringert. Bei den Kurven 16 ist das Maximum von ΔB zu Temperaturen von -20°C oder noch weniger verschoben. Obwohl die Kurven 16 sehr flach verlaufen und wegen der geringen Temperaturabhängigkeit zunächst sehr günstig erscheinen, kommt durch die Verschiebung jedoch das Maximum von ΔB außerhalb des Bereiches der üblichen Arbeitstemperaturen von Fehlerstromschutzschaltern zu liegen und die hauptsächlich interessanten ΔB-Werte bei höheren Temperaturen sind schon verhältnismäßig weit abgesenkt. Eine Verschiebung des Maximums von ΔB und damit von K1 = 0 auf eine Temperatur unterhalb von -5°C wäre daher für Fehlerstromschutzschalterkerne weniger günstig.
  • Die Figuren 9 und 10 zeigen schließlich ΔBstat und ΔBdyn der Vergleichslegierung Nr. 13 in Abhängigkeit von der Meßtemperatur. Die Glühbehandlung erfolgte bei 1150°C. Die Kurve 21 entspricht einer Anlaßtemperatur von 480°C, die Kurve 22 einer Anlaßtemperatur von 490°C und die Kurve 23 einer Anlaßtemperatur von 500 C. Im Vergleich mit den Figuren 5 bis 8 wird die sehr starke Abhängigkeit von ΔB der Vergleichslegierung von der Umgebungstemperatur unmittelbar deutlich. Die Vergleichs- legierung Nr. 13 eignet sich daher ohne Temperung im magnetischen Querfeld nicht für Ringbandkerne von pulssensitiven Fehlerstromschutzschaltern.
  • Zahlenmäßig sind einige aus den Figuren 3 bis 10 zu entnehmenden Meßergebnisse sowie Meßergebnisse an weiteren Legierung in Tabelle 2 zusammengefaßt. In den einzelnen Spalten dieser Tabelle 2 sind die Legierungs-Nummer, die Glühtemperatur, die Anlaßtemperatur und die Temperatur angegeben, auf die durch die Anlaßbehandlung etwa K1 = 0 eingestellt ist. Die weiteren Spalten der Tabelle 2 enthalten ΔBstat und ΔBdyn bei 20°C in Tesla sowie den Quotienten aus diesen, jeweils gemessen für eine Feldamplitude H = 15 mA/cm. Ferner sind als Maß für die Temperaturarunabhängigkeit von ΔB die Quotienten ΔBdyn (tM)/ΔBdyn (20°C) für tM = -5°C, 80°C und -24°C angegeben.
    Figure imgb0006
    Figure imgb0007
    Figure imgb0008
  • Aus der Tabelle 2 ist zu ersehen, daß auch bei den dort aufgeführten weiteren Legierungen im wesentlichen analoge Verhältnisse vorliegen, wie sie bereits an Hand der Figuren 3 bis 10 erläutert wurden.
  • Bei Ringbandkernen für pulssensitive Fehlerstromschutzschalter mit einer Auslösestromstärke von 30 mA und für Ströme von 25 oder 40 A soll für eine mittlere Aussteuerung von 15 mA/cm bei 20°C ΔBdyn ≥ 0,08 T, vorzugsweise ≥ 0,1 T, sein. Die Temperaturstabilität hat sich als ausreichend erwiesen, wenn ΔBdyn (tM) /Δ Bdyn (20°C) - 0,75 für tM = -5°C und tM = 80°C gilt. Ferner sollte bei 20°C vorzugsweise ΔBstat / ΔBdyn ≤ 1,3 sein.
  • Wie Tabelle 2 zeigt, lassen sich diese Bedingungen im wesentlichen bei allen Legierungen Nr. 1 bis 12 erfüllen, wenn man Legierungszusammensetzung und Wärmebehandlung so aufeinander abstimmt, daß boi einer Temperatur zwischen -5°C und 30°C K1 = 0 wird. Bei den meisten Legierungen ist die oben erwähnte Bedingung für die Temperaturstabilität auch für tM = -20°C erfüllt. Dagegen lassen sich die Bedingungen für die Temperaturstabilität bei der Vergleichslegierung Nr. 13 nicht erfüllen, wie auch schon die Figuren 9 und 10 gezeigt haben.
  • Die in der Tabelle 1 und 2 aufgeführten Legierungen liegen innerhalb des Vierecks ABCD in Figur 1 überwiegend in dem bevorzugten Bereich zwischen etwa 4 und 5 Gewichts-% Kupfer, und zwar vorzugsweise zwischen den Geraden AD und EF. Jedoch zeigen die in Tabelle 2 für die Legierungen Nr. 7 bis 10 angegebenen Meßergebnisse, daß sich auch die im übrigen Gebiet des Vierecks ABCD gelegenen Legierungen für Ringbandkerne von pulssensitiven Fehlerstromschutzschaltern eignen. Nachzutragen ist noch, daß die Sättigungsinduktionen der Legierungen Nr. 1 bis 12, gemessen jeweils bei einer Aussteuerung 1 A/cm, zwischen etwa 0,60 und 0,67 T liegen. Die Sättigungsinduktion der Vergleichslegierung Nr. 13 beträgt 0,75 T.
  • Wie bereits erwähnt, bieten die nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Ringbandkerne auch Vorteile als Summenstromwandlerkerne von Fehlerstromschutzschaltern für Wechselstrom-Fehlerströme. Üblicherweise wird für solche Fehlerstromschutzschalter gefordert, daß die Änderung der Induktion im Arbeitspunkt innerhalb des Temperaturbereichs zwischen -5°C und 80°C, teilweise auch zwischen -10°C und 80°C, bezogen auf den Wert bei 20°C < + 20 % sein soll. Es besteht jedoch die Tendenz, eine entsprechende Temperaturkonstanz bis -25°C zu fordern. Auch hier bieten die nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Ringbandkerne eine Lösung, wie aus Figur 11 zu erkennen ist. In Figur 11 ist für die Legierung Nr. 6 die Abhängigkeit der Induktion B, gemessen bei einer effektiven Feldamplitude von 5,5 mA/cm von der Meßtemperatur dargestellt. Die Meßtemperatur tM ist an der Abszisse, die Induktion B in Tesla an der Ordinate aufgetragen. Gemessen wurde an Ringbandkernen, die zunächst 5 Stunden lang bei 1150°C geglüht und dann 2 Stunden lang bei unterschiedlichen Temperaturen angelassen worden waren. Kurve 31 entspricht einer Anlaßtemperatur von 475°C, Kurve 32 einer Anlaßtemperatur von 470°C und Kurve 33 einer Anlaßtemperatur von 465°C. Auch hier erkennt man wieder die Verschiebung des Maximums der Induktion von 20°C nach 0°C bzw. -20°C mit abnehmender Anlaßtemperatur. Verbunden damit ist zwar eine Abnahme der Induktion bei 20°C, jedoch ist durch die Kurve 32 mit dem Maximum bei 0°C die Bedingung einer Temperaturkonstanz von ± 20 % praktisch im gesamten Temperaturbereich zwischen -25°C und 80°C erfüllt.
  • Zum Vergleich ist in Figur 11 noch die Kurve 4 eingetragen, die an einem Ringbandkern aus einer Vergleichslegierung mit λ111 ≈ 0 gemessen wurde. Der Ringbandkern aus dieser Legierung, die aus 77,0 Gew.-%Nickel, 4,4 Gewichts-% Kupfer, 3,9 Gewichts-% Molybdan, 0,47 Gew.-% Mangan 0,14 Gewichts-% Silizium, Rest Eisen besteht, wurde zunächst 5 Stunden lang bei 1150°C geglüht und dann zur Einstellung des Maximums der Induktion auf 0°C 2 Stunden lang bei 480°C angelassen. Wie man sieht, fällt die Kurve 4 zu tieferen und höheren Temperaturen erheblich stärker ab als die Kurve 32. Die Forderung für die Temperaturkonstanz läßt sich daher mit der Vergleichslegierung nicht erfüllen.
  • Ferner eignen sich die nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Ringbandkerne auch noch für elektronische Schutzschalter hoher Empfindlichkeit. Von Ringbandkernen für solche Schalter wird neben einer geringen Temperaturabhängigkeit der Permeabilität eine hohe magnetische Stabilität gefordert. Hohe Stabilität bedeutet, daß das Verhältnis von remanenter Permeabilität zur Permeabilität im entmagnetisierten Zustand möglichst nahe bei 1 liegen soll. Der Schutzschalterkern kann nämlich beispielsweise durch einen Kurzschlußstrom in einen remanenten Zustand kommen. Wenn dann die remanente Permeabilität, d.h. die im Remanenzpunkt gemessene Permeabilität zu niedrig ist, erfolgt beim Nennfehlerstrom keine Auslösung. In Figur 12 stellt nun die Kurve 5 die relative Permeabilität µ, gemessen bei einer Aussteuerung von 1,5 mA/cm, für einen Ringbandkern aus der Legierung Nr. 6 in Abhängigkeit von der Umgebungstemperatur dar. An der Abszisse ist wiederum die Meßtemperatur tM, an der.Ordinate die Permeabilität µ aufgetragen. Der Ringbandkern,an dem die Werte gemessen wurden, wurde zunächst 5 Stunden lang bei 1000°C geglüht und dann zur Einstellung des Maximums von µ, auf 0°C 2 Stunden lang bei 470°C angelassen. Kurve 6 wurde an einem Ringbandkern aus einer Vergleichslegierung mit λ111 = 0 aus 76,7 Gewichts-% Nickel, 4,35 Gewichts-% Kupfer, 3,85 Gewichts-% Molybdän, 0,42 Gewichts-% Mangan, 0,15 Gewichts-% Silizium, Rest Eisen, gemessen. Dieser Ringbandkern war nach einer fünfstündigen Glühbehandlung bei 1000°C 2 Stunden lang bei 480°C angelassen worden. Die Kurven 5 und 6 stimmen zwar weitgehend überein, jedoch fällt die Kurve 6 zu tieferen Temperaturen stärker ab als die Kurve 5. Die Temperaturkonstanz der Legierung Nr. 6 ist daher besser als die der Vergleichslegierung. Von besonderer Bedeutung ist jedoch, daß die Stabilität, also der Quotient aus Permeabilität im Remanenzpunkt und der Permeabilität im entmagnetisierten Zustand, bei 20°C für den Ringbandkern aus der Legierung Nr. 6 0,76, für den Ringbandkern aus der Vergleichslegierung jedoch nur 0,47 beträgt. Die Stabilität des nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Ringbandkernes ist daher erheblich höher als die des Ringbandkernes aus der Vergleichslegierung. Nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellte Ringbandkerne bringen daher auch beim Einsatz in elektronischen Schutzschal tern erhebliche Vorteile.

Claims (6)

1. Verfahren zum Herstellen von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter, wobei ein aus einem 0,05 bis 0,3 mm dicken Band aus einer Nickel-Molybdän-Kupfer-Eisen-Legierung gewickelter Ringbandkern verschiedenen Wärmebehandlungen unter nichtoxidierender Atmosphäre unterzogen wird, dadurch gekennzeichnet , daß eine Legierung verwendet wird, deren Nickel- und Kupfer- Gehalt im binären System Nickel-Kupfer in dem von dem Viereck A (80,5 Gew.-% Nickel, 0 Gew.-% Kupfer), B (82 Gew.-% Nickel, 0 Gew.-% Kupfer), C (70 Gew.-% Nickel, 16,5 Gew.-% Kupfer), D (70 Gew.-% Nickel, 14,4 Gew.-% Kupfer) begrenzten Gebiet liegt, deren Molybdän-Gehalt z in Gew.-% bei gegebenem Nickel-Gehalt x in Gew.-% der Bedingung
Figure imgb0009
genügt und die, abgesehen von geringfügigen Verunreinigungen und den üblichen verarbeitungsfördernden und desoxidierenden Zusätzen, zum restlichen Teil aus Eisen besteht, und daß der Ringbandkern zunächst wenigstens 30 Minuten lang zwischen 900 und 1200°C geglüht und dann entsprechend dem Molybdän-Gehalt derart zwischen 450 und 550°C angelassen wird, daß die magnetische Anisotropie K1 bei einer Temperatur zwischen -50 und +30°C gleich 0 wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet , daß der Ringbandkern bei einer Temperatur zwischen 900 und 105°C geglüht wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet , daß der Ringbandkern zwischen 470 und 520°C in Abhängigkeit vom Molybdän- Gehalt derart angelassen wird, daß K1 bei einer Temperatur zwischen 0 und 20°C gleich 0 wird.
4. Verwendung eines nach einem der Ansprüche 1 bis 3 hergestellten Ringbandkerns als Summenstromwandlerkern für pulssensitive Fehlerstromschutzschalter.
5. Verwendung eines nach einem der Ansprüche 1 bis 3 hergestellten Ringbandkerns als Summenstromwandlerkern mit besonders hoher Temperaturkonstanz für wechselstromfehlerstrom-sensitive Fehlerstromschutzschalter.
6. Verwendung eines nach einem der Ansprüche 1 bis 3 hergestellten Ringbandkerns für elektronische Schutzschalter.
EP81106332A 1980-08-19 1981-08-14 Verfahren zum Herstellen von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter und Verwendung dieser Kerne Expired EP0046279B1 (de)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
AT81106332T ATE14167T1 (de) 1980-08-19 1981-08-14 Verfahren zum herstellen von ringbandkernen fuer fehlerstromschutzschalter und verwendung dieser kerne.

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
DE3031257 1980-08-19
DE19803031257 DE3031257A1 (de) 1980-08-19 1980-08-19 Verfahren zum herstellen von ringbandkernen fuer fehlerstromschutzschalter und verwendung dieser kerne

Publications (3)

Publication Number Publication Date
EP0046279A2 true EP0046279A2 (de) 1982-02-24
EP0046279A3 EP0046279A3 (en) 1983-10-12
EP0046279B1 EP0046279B1 (de) 1985-07-03

Family

ID=6109924

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
EP81106332A Expired EP0046279B1 (de) 1980-08-19 1981-08-14 Verfahren zum Herstellen von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter und Verwendung dieser Kerne

Country Status (5)

Country Link
US (1) US4441940A (de)
EP (1) EP0046279B1 (de)
AT (1) ATE14167T1 (de)
DE (2) DE3031257A1 (de)
ES (1) ES8206902A1 (de)

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO1998009304A1 (de) * 1996-08-29 1998-03-05 Vacuumschmelze Gmbh Verfahren zum herstellen von kernblechen für modemübertrager
EP0984478A1 (de) * 1998-08-31 2000-03-08 Siemens Aktiengesellschaft Wandlermaterial für Fehlerstromschutzeinrichtungen und seine Verwendung

Families Citing this family (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS5971112A (ja) * 1982-10-15 1984-04-21 Comput Basic Mach Technol Res Assoc 薄膜磁気ヘツド
JP2803522B2 (ja) * 1993-04-30 1998-09-24 日本鋼管株式会社 磁気特性および製造性に優れたＮｉ−Ｆｅ系磁性合金およびその製造方法
FR2786504B1 (fr) * 1998-12-01 2001-01-05 Imphy Sa Recipient culinaire pour chauffage par induction et alliage pour realiser un tel recipient
DE19907320C2 (de) * 1999-02-20 2001-03-08 Aloys Wobben Ringkern und dessen Verwendung
DE102017201239A1 (de) 2017-01-26 2018-07-26 Siemens Aktiengesellschaft Leistungsschalter
DE102018114258A1 (de) 2018-06-14 2019-12-19 Vacuumschmelze Gmbh & Co. Kg Paneel für eine magnetische Abschirmkabine, magnetische Abschirmkabine und Verfahren zum Herstellen eines Paneels und einer magnetischen Abschirmkabine

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
FR1024093A (fr) * 1949-09-02 1953-03-27 Vacuumschmelze Ag Procédé pour l'amélioration des propriétés magnétiques des ferrorickels contenant du cuivre
DE1066362B (de) * 1959-10-01 Vacuumschmelze Aktiengesellschaft, Hanau/M Kupferhaltige Nickel-Eisen-Legierungen
GB922212A (en) * 1960-05-12 1963-03-27 Vacuumschmelze Ag Improvements in or relating to a method of making ferromagnetic material from a nickel base alloy
GB945066A (en) * 1960-05-27 1963-12-18 Vacuumschmelze Ag Improvements in or relating to a method of making ferromagnetic material from a nickel base alloy
FR1600120A (de) * 1968-04-11 1970-07-20
DE3107754A1 (de) * 1981-02-28 1982-09-16 Vacuumschmelze Gmbh, 6450 Hanau Verfahren zum herstellen von ringbandkernen fuer fehlerstromschutzschalter und verwendung dieser kerne

Family Cites Families (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3125472A (en) * 1964-03-17 Process for the production of magnetic materials
US2891883A (en) * 1955-06-14 1959-06-23 Gen Electric Magnetic nickel base material and method of making
DE1558818C2 (de) * 1966-10-21 1975-10-23 Vacuumschmelze Gmbh, 6450 Hanau Verfahren zur Herstellung einer Nickel-Eisen-Molybdän-Legierung mit einem Induktionshub von 5000 bis 12 500 Gauß und großer Impulspermeabilität
US3871927A (en) * 1971-10-13 1975-03-18 Elect & Magn Alloys Res Inst Process for producing a high-permeability alloy for magnetic recording-reproducing heads

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE1066362B (de) * 1959-10-01 Vacuumschmelze Aktiengesellschaft, Hanau/M Kupferhaltige Nickel-Eisen-Legierungen
FR1024093A (fr) * 1949-09-02 1953-03-27 Vacuumschmelze Ag Procédé pour l'amélioration des propriétés magnétiques des ferrorickels contenant du cuivre
GB922212A (en) * 1960-05-12 1963-03-27 Vacuumschmelze Ag Improvements in or relating to a method of making ferromagnetic material from a nickel base alloy
GB945066A (en) * 1960-05-27 1963-12-18 Vacuumschmelze Ag Improvements in or relating to a method of making ferromagnetic material from a nickel base alloy
FR1600120A (de) * 1968-04-11 1970-07-20
DE3107754A1 (de) * 1981-02-28 1982-09-16 Vacuumschmelze Gmbh, 6450 Hanau Verfahren zum herstellen von ringbandkernen fuer fehlerstromschutzschalter und verwendung dieser kerne

Non-Patent Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
IEEE TRANSACTIONS ON MAGNETICS, Band MAG-10, Nr. 2, Juni 1974, Seiten 144-148, New York, USA *
PHYSICAL REVIEW, Band 185, Nr. 2, 10. September 1969, Seiten 792-797, New York, USA *

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO1998009304A1 (de) * 1996-08-29 1998-03-05 Vacuumschmelze Gmbh Verfahren zum herstellen von kernblechen für modemübertrager
EP0984478A1 (de) * 1998-08-31 2000-03-08 Siemens Aktiengesellschaft Wandlermaterial für Fehlerstromschutzeinrichtungen und seine Verwendung

Also Published As

Publication number Publication date
ATE14167T1 (de) 1985-07-15
EP0046279A3 (en) 1983-10-12
DE3031257A1 (de) 1982-03-18
ES504799A0 (es) 1982-08-16
EP0046279B1 (de) 1985-07-03
US4441940A (en) 1984-04-10
DE3171212D1 (en) 1985-08-08
ES8206902A1 (es) 1982-08-16

Similar Documents

Publication Publication Date Title
EP0021101B1 (de) Amorphe weichmagnetische Legierung
DE69018422T2 (de) Auf Eisen basierende weichmagnetische Legierung, ihr Herstellungsverfahren und Magnetkern daraus.
EP0005836B1 (de) Induktives Bauelement und Verfahren zu seiner Herstellung
DE69721671T2 (de) Schrittmotor für ein Uhrwerk mit Ständer der aus einer weichmagnetischen, korrosionsbeständigen Legierung hergestellt ist und Legierung dafür
DE4210748C1 (de) Stromwandler für pulsstromsensitive Fehlerstromschutzschalter, Fehlerstromschutzschalter mit einem solchen Stromwandler, und Verfahren zur Wärmebehandlung des Eisenlegierungsbandes für dessen Magnetkern
DE202005022087U1 (de) Nanokristalliner Kern für Stromsensoren, ein- und zweistufige Energiezähler und diese integrierende Stromsonden
DE3705893C2 (de)
DE69408916T2 (de) Magnetkern für Impulsübertrager und Impulsübertrager
EP0392204B1 (de) Verwendung einer feinkristallinen Eisen-Basis-Legierung als Magnetwerkstoff für Fehlerstrom-Schutzschalter
DE69813093T2 (de) Amorphes Magnetmaterial und Magnetkern davon
EP0046279B1 (de) Verfahren zum Herstellen von Ringbandkernen für Fehlerstromschutzschalter und Verwendung dieser Kerne
DE102011002114A9 (de) Legierung, Magnetkern und Verfahren zum Herstellen eines Bandes aus einer Legierung
DE4209144A1 (de) Weichmagnetische legierung, verfahren zu ihrer herstellung und magnetkern
DE69220150T2 (de) Verfahren zur herstellung eines magnetkernes durch warmebehandlung desselben
DE68908769T2 (de) Weichmagnetische Legierung auf Eisenbasis.
DE2307929A1 (de) Verfahren zur herstellung von eisenkobalt-legierungsmaterial
DE1671035B1 (de) Ferromagnetisch hochpermeabler Mangan-Zink-Ferritkern mit grosser zeitlicher und thermischer Konstanz der Anfangspermeabilitaet und Verfahren zu dessen Herstellung
DE3107754A1 (de) Verfahren zum herstellen von ringbandkernen fuer fehlerstromschutzschalter und verwendung dieser kerne
DE3026498A1 (de) Verfahren zur herstellung von ringbandkernen
DE68911223T2 (de) Weichmagnetische, auf Eisen basierende Legierung.
DE4293604C2 (de) Weichmagnetisches Stahlmaterial und Verfahren zu seiner Herstellung
DE2709626C3 (de) Verfahren zum Herabsetzen der Ummagnetisierungsverluste in dünnen Bändern aus weichmagnetischen amorphen Metallegierungen
DE69823621T2 (de) Herstellungsverfahren für einen nanokristallinen weichmagnetischen Kern für Anwendung in einem Differentialschutzschalter
DE1294030B (de) Weichmagnetischer Werkstoff vom Ni-Fe-Typ
DE69031338T2 (de) Magnetkern

Legal Events

Date Code Title Description
PUAI Public reference made under article 153(3) epc to a published international application that has entered the european phase

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009012

17P Request for examination filed

Effective date: 19811026

AK Designated contracting states

Designated state(s): AT BE CH DE FR GB IT LI NL SE

PUAL Search report despatched

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009013

AK Designated contracting states

Designated state(s): AT BE CH DE FR GB IT LI NL SE

ITF It: translation for a ep patent filed
GRAA (expected) grant

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009210

AK Designated contracting states

Designated state(s): AT BE CH DE FR GB IT LI NL SE

REF Corresponds to:

Ref document number: 14167

Country of ref document: AT

Date of ref document: 19850715

Kind code of ref document: T

REF Corresponds to:

Ref document number: 3171212

Country of ref document: DE

Date of ref document: 19850808

ET Fr: translation filed
PLBE No opposition filed within time limit

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009261

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: NO OPPOSITION FILED WITHIN TIME LIMIT

26N No opposition filed
ITTA It: last paid annual fee
EAL Se: european patent in force in sweden

Ref document number: 81106332.0

REG Reference to a national code

Ref country code: CH

Ref legal event code: NV

Representative=s name: SIEMENS-ALBIS AKTIENGESELLSCHAFT

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: GB

Payment date: 19980721

Year of fee payment: 18

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: AT

Payment date: 19980729

Year of fee payment: 18

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: BE

Payment date: 19980818

Year of fee payment: 18

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SE

Payment date: 19980819

Year of fee payment: 18

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: NL

Payment date: 19980825

Year of fee payment: 18

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: FR

Payment date: 19980826

Year of fee payment: 18

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: CH

Payment date: 19981116

Year of fee payment: 18

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: GB

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 19990814

Ref country code: AT

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 19990814

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SE

Free format text: THE PATENT HAS BEEN ANNULLED BY A DECISION OF A NATIONAL AUTHORITY

Effective date: 19990815

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: LI

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 19990831

Ref country code: CH

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 19990831

Ref country code: BE

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 19990831

BERE Be: lapsed

Owner name: VACUUMSCHMELZE G.M.B.H.

Effective date: 19990831

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: NL

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 20000301

GBPC Gb: european patent ceased through non-payment of renewal fee

Effective date: 19990814

REG Reference to a national code

Ref country code: CH

Ref legal event code: PL

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: FR

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 20000428

EUG Se: european patent has lapsed

Ref document number: 81106332.0

NLV4 Nl: lapsed or anulled due to non-payment of the annual fee

Effective date: 20000301

REG Reference to a national code

Ref country code: FR

Ref legal event code: ST

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: DE

Payment date: 20000927

Year of fee payment: 20