EP1114429A1 - Stromwandler mit gleichstromtoleranz - Google Patents

Stromwandler mit gleichstromtoleranz

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EP1114429A1
EP1114429A1 EP99969529A EP99969529A EP1114429A1 EP 1114429 A1 EP1114429 A1 EP 1114429A1 EP 99969529 A EP99969529 A EP 99969529A EP 99969529 A EP99969529 A EP 99969529A EP 1114429 A1 EP1114429 A1 EP 1114429A1
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EP
European Patent Office
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current
current transformer
core
transformer according
permeability
Prior art date
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EP99969529A
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English (en)
French (fr)
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Detlef Otte
Jörg PETZOLD
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Vacuumschmelze GmbH and Co KG
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Vacuumschmelze GmbH and Co KG
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Publication date
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Publication of EP1114429B1 publication Critical patent/EP1114429B1/de
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    • H01F—MAGNETS; INDUCTANCES; TRANSFORMERS; SELECTION OF MATERIALS FOR THEIR MAGNETIC PROPERTIES
    • H01F38/00—Adaptations of transformers or inductances for specific applications or functions
    • H01F38/20—Instruments transformers
    • H01F38/22—Instruments transformers for single phase ac
    • H01F38/28—Current transformers
    • H—ELECTRICITY
    • H01—ELECTRIC ELEMENTS
    • H01F—MAGNETS; INDUCTANCES; TRANSFORMERS; SELECTION OF MATERIALS FOR THEIR MAGNETIC PROPERTIES
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    • H01F1/15316—Amorphous metallic alloys, e.g. glassy metals based on Co
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    • Y10T428/12014—All metal or with adjacent metals having metal particles

Definitions

  • the invention relates to a current converter for alternating current, in particular mains alternating current, with direct current components, consisting of at least one converter core with a primary winding and at least one secondary winding, to which a burden resistor is connected in parallel and terminates a secondary circuit with low resistance.
  • Energy meters are used to record the energy consumption of electrical devices and systems in industry and households.
  • the oldest principle used is that of the Ferraris meter.
  • the Ferraris meter is based on the energy counting via the rotation of a disk connected to a mechanical counter, which is driven by the field or current-proportional fields of corresponding field coils.
  • electronic energy meters are used, in which the current and voltage detection is carried out via inductive current and voltage transformers.
  • the output signals of these converters are digitized, multiplied in phase, integrated and stored. The result is an electrical quantity that is available for remote reading, among other things.
  • the compensation range is limited to a phase error of 5 °. In design, this means that the highest transferable effective value has to be oversized. Ratios 3 - 4: 1 occur. This leads to very poor material utilization and thus to very high manufacturing costs.
  • the object of the present invention is therefore to design a current transformer for alternating current with direct current components of the type mentioned at the outset in such a way that it has a high modulation capability with alternating current and direct current components.
  • a current converter for alternating current with direct current components consisting of at least one converter core with a primary winding and at least one ner secondary winding, to which a burden resistor is connected in parallel and terminates the secondary current with low resistance, which is characterized in that
  • a closed, air gap-free ring core made of a band (ring band core) made of an amorphous, ferromagnetic alloy is provided as the converter core,
  • the amorphous ferromagnetic alloy has a magnetostriction value
  • X is at least one of the elements V, Nb, Ta, Cr, Mo, W, Ge and P, ag are given in atomic% and where a, b, c, d, e, f, g and x are the following Satisfy conditions:
  • Particularly good current transformers can be achieved by using amorphous, ferromagnetic alloys that have a magnetostriction value
  • X is at least one of the elements, V, Nb, Ta, Cr, Mo, W, Ge and P, ag are given in atomic% and where a, b, c, d, e, f, g and x are meet the following conditions:
  • the alloy system according to the invention is almost magnetostriction-free.
  • the magnetostriction is preferably set by a heat treatment, the actual saturation magnetostriction being achieved by fine adjustment of the iron and / or manganese content.
  • the saturation magnetization B s from 0.7 Tesla to 1.2 Tesla is made possible by fine-tuning the nickel and glass former content.
  • Glass former here means X, silicon, boron and carbon.
  • Alloys in which the parameters a + b + c> 77 are set to c ⁇ 20 have proven to be particularly suitable in the amorphous, ferromagnetic cobalt-based alloy system according to the invention. This makes it easy to Magnetization B s of 0.85 Tesla or higher can be achieved.
  • the permeability of less than 1400 is based on the physical connection that the permeability ⁇ is inversely proportional to the uniaxial anisotropy K u .
  • the uniaxial anisotropy K u can be adjusted by heat treatment in a transverse magnetic field.
  • the nickel content has a particularly strong influence on the uniaxial anisotropy K u .
  • a thickness d ⁇ 30 ⁇ m, preferably d ⁇ 26 ⁇ m, has proven to be a favorable range of the band thickness of the ring band core.
  • the band of the ring band core has an electrically insulating layer at least on one surface.
  • the entire toroid has an electrically insulating layer.
  • the alloys according to the invention have oxides, acrylates, phosphates, silicates and chromates of the elements calcium, magnesium, aluminum, titanium, zirconium, hafnium and silicon as particularly effective and compatible electrically insulating media.
  • Magnesia oxide is particularly effective and economical. It can be applied to the strip surface as a liquid magnesium-containing preliminary product and converts to a dense magnesium-containing layer during a special heat treatment that does not influence the alloy.
  • the thickness D is between 25 nm and 400 run . The actual heat treatment in the transverse magnetic field then creates a well-adhering, chemically inert, electrically insulating magnesium oxide layer.
  • FIG. 1 shows an equivalent circuit diagram of a current transformer and the areas of the technical data, as can occur in various applications
  • FIG. 2 magnetic fields in the current transformer without taking into account core losses
  • FIG. 3 shows an oscillogram of the secondary current of a current transformer with half-wave rectified primary current
  • FIG. 4 the permeability as a function of the induction amplitude
  • FIG. 5 shows the change in permeability as a function of temperature
  • FIG. 6 shows the change in permeability as a function of an aging period of alloys according to the invention
  • FIG. 7 shows a diagram with a possible temperature control during the heat treatment
  • FIG. 8 shows a section through the surface of a body whose roughness depth is to be determined.
  • FIG. 1 shows the basic circuit of a current transformer 1.
  • the secondary current i se k automatically adjusts itself so that the ampere turns primary and secondary are ideally of the same size and directed in opposite directions.
  • the current in the secondary winding 3 then adjusts itself according to the law of induction in such a way that it tries to prevent the cause of its formation, namely the change in the magnetic flux in the converter core 4 over time.
  • the secondary current therefore has an amplitude error and a phase error compared to the above idealization, which is described by equation (2): really ideal
  • An important area of application for current transformers is electronic energy meters in low-voltage AC networks with a network frequency of 50 or 60 Hertz.
  • the evaluation electronics in such counters form the product of current and voltage at any time and use them to calculate the electrical power or energy consumption.
  • phase error of the current transformer is particularly critical in the energy metering. For this reason, it is important to either achieve a phase error as low as possible, typically a phase error ⁇ ⁇ 0.2 °, or to achieve a higher phase error that is as constant as possible over the current measuring range and thus easily compensable.
  • the losses in the converter core 4 must also be taken into account.
  • the core losses are dependent on the material properties of the converter core 4, i. H. for ring band cores made of the material, the band thickness and other parameters. They can be described by a second phase angle ⁇ .
  • the second phase angle ⁇ corresponds to the phase shift between B and H in the converter core 4 due to the core losses.
  • a so-called DC tolerance is very often required for electrical energy meters that are used for billing purposes in the household sector. This is not a real direct current, but an asymmetrical alternating current, as it is e.g. B. can be caused by a diode in the consumer circuit.
  • the international standard IEC1036 requires the functionality of the electricity meter, albeit with limited accuracy, even with fully half-wave rectified alternating current. This corresponds to a situation in which the entire primary current is conducted via a diode.
  • FIG. 3 shows an oscillogram of the primary current, the secondary current of a current transformer and the flux density B in a transformer core for a half-wave rectified primary current.
  • the flux density B in the converter increases step-wise with each half-wave until the converter core saturates.
  • converter cores made of at least 70% amorphous, ferromagnetic, almost magnetostriction-free cobalt base alloys. These cobalt-based alloys have a flat, almost linear B-H loop with a permeability ⁇ ⁇ 1400.
  • the converter cores are preferably designed as closed, air-gap-free toroidal cores in an oval or rectangular shape.
  • the amorphous, ferromagnetic cobalt-based alloys shown in Table 1 were first produced as an amorphous band from a melt using the rapid solidification technology known per se.
  • the rapid starter technology is described in detail, for example, in DE 37 31 781 Cl.
  • the band which had a thickness of approximately 20 ⁇ m, was then wound without tension into a ring band core.
  • the setting of the linear, flat BH loop essential to the invention was then carried out by means of a special heat treatment the wound toroid in a magnetic field that was perpendicular to the direction of the ribbon.
  • the heat treatment was carried out in such a way that the value of the saturation magnetostriction of the rapidly solidified (as quenched) band changed during the heat treatment by an amount depending on the alloy composition in a positive direction until it was within the ranges shown in the table.
  • An F loop is understood to be a hysteresis loop which has a ratio of remanence B r to saturation induction B s ⁇ 50.
  • the saturation magnetostriction increased to ⁇ g ⁇ +8 x 10 "8.
  • the permeability increased to a comparatively high value of ⁇ ⁇ 1300 that reduced the DC tolerance.
  • the first ripening processes started at this temperature of crystallization nuclei already present in the faster solidified band (as quenched), which led to a substantial disturbance of the linearity of the characteristic.
  • the ring core was flushed with a protective gas so that no oxidation or other chemical reactions occurred on the surface of the band that would negatively influence the physical properties of the ring core.
  • the wound ring band core was heated under a magnetic field at a rate of 1 to 10 Kelvin / min to the temperatures of approximately 300 ° C, which are far below the specified Curie temperatures, and held in this transverse temperature field for several hours and then at a cooling rate of 0 , 1 to 5 Kelvin / min cooled again.
  • the producibility of very small and yet very high-precision current transformers presupposes that the amplitude permeability ⁇ of the current transformer core changes by less than 6%, preferably 4%, in the modulation range of 1 mT B B 0,9 0.9 B s .
  • This linearity requirement can be met via the described manufacturing process, provided that the strip material used has relative surface roughness R a re .
  • the definition of the roughness depth Ra re is explained below with reference to FIG. 8.
  • the x-axis is parallel to the surface of a body whose surface roughness is to be determined.
  • the y-axis is parallel to the surface normal the surface to be measured.
  • the surface roughness R ⁇ then corresponds to the height of a rectangle 7, the length of which is equal to a total measuring distance l m and which has the same area as the sum of the areas 10 enclosed between a roughness profile 8 and a middle line 9.
  • the current transformer manufactured with this toroid had a phase error of 8.9 ° +/- 0.1 ° in the entire current range.
  • the ratio between the highest transferable effective value of the bipolar zero-symmetrical sine current to be measured and the highest transferable amplitude of a unipolar half-wave rectified sine current was 1.4: 1.
  • the ring band core had a very good aging behavior at 120 ° C., which is shown in FIG. 6, which can be explained by the very high crystallization temperature and the high anisotropy energy of this alloy.
  • permeability values between 500 and 1400 can be set with the alloy range used according to the invention.
  • FIG. 5 shows, extremely high temperature stability of the permeability can be achieved by using the claimed alloy system.
  • the typical change between room temperature and + 100 ° C is less than 5%.

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Abstract

Es wird ein Stromwandler für Wechselstrom mit Gleichstromanteilen vorgeschlagen, der aus zumindest einem Wandlerkern mit einer Primärwicklung und zumindest einer Sekundärwicklung besteht, zu der ein Bürdenwiderstand parallel geschaltet ist und den Sekundärstromkreis niederohmig abschließt. Als Wandlerkern ist ein geschlossener, luftspaltloser Ringkern aus einem Band aus einer nahezu magnetostriktionsfreien, amorphen, ferromagnetischen Legierung vorgesehen, die eine Permeabilität ν < 1400 aufweist. Als Legierungen für einen solchen Ringbandkern haben sich Kobaltbasislegierungen als besonders geeignet erwiesen, die im wesentlichen aus der Formel: Coa(Fe1-xMnx)bNicXdSieBfCg bestehen, worin X zumindest eines der Elemente V, Nb, Ta, Cr, Mo, W, Ge und P ist, a-g in Atom% angegeben sind und wobei a, b, c, d, e, f, g und x die folgenden Bedingungen erfüllen: 40 ≤ a ≤ 82; 2 ≤ b ≤ 10; 0 ≤ c ≤ 30; 0 ≤ d ≤ 5; 0 ≤ e ≤ 15; 7 ≤ f ≤ 26; 0 ≤ g ≤ 3; mit 15 ≤ d + e + f + g ≤ 30 und 0 ≤ x < 1.

Description

Beschreibung
Stromwandler mit Gleichstromtoleranz
Die Erfindung betrifft einen Stromwandler für Wechselstrom, insbesondere Netz-Wechselstrom, mit Gleichstromanteilen, bestehend aus zumindest einem Wandlerkern mit einer Primärwicklung und zumindest einer Sekundärwicklung, zu der ein Bürdenwiderstand parallel geschaltet ist und einen Sekundärstrom- kreis niederohmig abschließt.
Zur Erfassung des Energieverbrauchs elektrischer Geräte und Anlagen in Industrie und Haushalt werden Energiezähler eingesetzt. Das älteste dabei gebräuchliche Prinzip ist das des Ferraris-Zählers. Der Ferraris-Zähler basiert auf der Energiezählung über die Rotation einer mit einem mechanischen Zählwerk verbunden Scheibe, die durch die ström- bzw. spannungsproportionalen Felder entsprechender Feldspulen angetrieben wird. Für die Erweiterung der Funktionsmöglichkeiten von Energiezählern wie z. B. für Mehrtarifbetrieb oder Fernablesung werden elektronische Energiezähler eingesetzt, bei denen die Strom- und Spannungserfassung über induktive Strom- und Spannungswandler erfolgt. Die Ausgangssignale dieser Wandler werden digitalisiert, phasenrichtig multipliziert, integriert und gespeichert. Das Ergebnis ist eine elektrische Größe, die unter anderem für eine Fernablesung zur Verfügung steht .
Die zur Energiezählung in industriellen Anwendungen einge- setzten elektronischen Energiezähler arbeiten wegen der oft sehr hohen Ströme, d. h. Ströme die mehr als 100 A betragen, indirekt. Es sind den Stromeingängen spezielle Stromwandler vorgeschaltet, so daß nur rein bipolare, nullsymmetrische Wechselströme im Zähler selbst gemessen werden müssen. Dazu dienen Stromwandler, die mit Wandlerkernen aus hochpermeablen Werkstoffen aufgebaut sind und zur Erreichung geringer Meßfehler über einen kleinen Phasenfehler mit sehr vielen Sekun- därwindungen, d. h. typischerweise mehr als 2500 Sekundärwindungen bei einer Primärwindung von 1, ausgestattet sein müssen. Für den Einsatz in Haushaltszählern, die auch in industriellen Kleinanlagen einsetzbar sind, sind diese nicht geeignet, da die durch moderne Halbleiterschaltungen, z. B. Gleichrichterschaltungen oder Phasenanschnittschaltungen, erzeugten nicht nullsymmetrischen Stromverläufe einen Gleichstromanteil enthalten, der diese Stromwandler magnetisch sättigt und damit die Energiezählung verfälscht.
Für die Abbildung solcher Ströme sind Stromwandler bekannt, die auf Basis offener bzw. mit mechanisch eingebrachten Luftspalten gescherter und dadurch niederpermeabler Magnetkreise arbeiten. Da die Anforderungen an die Störsicherheit solcher Stromwandler jedoch sehr hoch sein müssen, um eine eichfähige Energiezählung zu ermöglichen, sind diese Konstruktionen mit aufwendigen Abschirmungen gegen äußere Felder ausgestattet, die material- und montageintensiv und daher für eine breite Anwendungen im Haushaltsbereich ökonomisch ungün- stig sind.
Eine weitere bekannte Möglichkeit zur Realisierung ist die Verwendung von Stromwandlern mit verhältnismäßig niederper- meablen Wandlerkernen, d. h. Wandlerkerne, die eine Permeabi- lität μ ~ 2000 aufweisen. Durch eine solche Permeabilität wird eine Sättigung mit kleinen Gleichstromanteilen vermieden. Schwierig ist bei diesen Typen von Stromwandlern die Balance zwischen dem höchsten unverfälscht übertragbaren Effektivwert des zu messenden bipolaren nullsymmetrischen Sinus- Stroms und der höchsten unverfälscht übertragbaren Amplitude eines unipolaren halbwellengleichgerichteten Sinusstroms. Aus der hierfür maßgeblichen internationalen Norm IEC1036 ist ein Verhältnis dieser beiden Größen von 1:1 ableitbar.
Um dieses Verhältnis zu erreichen, ist eine möglichst niedrige Permeabilität erforderlich, die bei der Verwendung handhabbarer Windungszahlen aber das Auftreten eines hohen Pha- senfehlers zwischen Primär- und Sekundärstrom zur Folge hat. Da dieser im Energiezähler kompensiert werden muß, ist eine entsprechende elektronische Schaltung erforderlich.
In bisher bekannten Ausführungen von Stromwandlern ist der Kompensationsbereich auf einen Phasenfehler von 5° beschränkt. Bei der Konstruktion führt dieses dazu, daß der höchste übertragbare Effektivwert weit überdimensioniert werden muß. Es treten Verhältnisse 3 - 4:1 auf. Dies führt zu einer sehr schlechten Materialausnutzung und somit zu sehr hohen Herstellkosten.
Des Weiteren ist es erforderlich, daß eine sehr hohe Lineari- tät dieses Phasenfehlers über den gesamten zu übertragenden Stormbereich eingehalten wird, um die Aufwendungen für die Kompensation möglichst gering zu halten.
Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist es daher, einen Stromwandler für Wechselstrom mit Gleichstromanteilen der eingangs genannten Art dahingehend auszubilden, daß er eine hohe Aus- steuerbarkeit gleichermaßen mit Wechselstrom und Gleichstromkomponenten aufweist.
Des Weiteren soll er zur genauen Stromerfassung über einen weiten Strombereich eine hohe Linearität des Übersetzungsverhältnisses aufweisen.
Ferner soll er eine hohe Immunität gegenüber externen Fremdmagnetfeldern ohne zusätzliche Abschirmmaßnahmen zeigen, so daß er mit einfachen Mitteln, insbesondere mit geringen Wandlerkernmassen und Windungszahlen, preiswert herstellbar und insbesondere zur Erfassung des Energieverbrauchs elektrischer Geräte und Anlagen im Haushalt einsetzbar sein soll.
Erfindungsgemäß wird die Aufgabe durch einen Stromwandler für Wechselstrom mit Gleichstromanteilen, bestehend aus zumindest einem Wandlerkern mit einer Primärwicklung und zumindest ei- ner Sekundärwicklung, zu der ein Bürdenwiderstand parallel geschaltet ist und den Sekundärstrom niederohmig abschließt, gelöst, welcher dadurch gekennzeichnet ist,
- daß als Wandlerkern ein geschlossener, luftspaltloser Ring- kern aus einem Band (Ringbandkern) aus einer amorphen, fer- romagnetischen Legierung vorgesehen ist,
- daß die amorphe ferromagnetische Legierung einen Magneto- striktionswert |λg| < 0,5 pp sowie eine Permeabilität μ < 1400 aufweist, und - daß die Legierung eine Zusammensetzung aufweist, die im wesentlichen aus der Formel
Coa(Fe1_xMnx)bNicXdSieBfCg
besteht, worin X zumindest eines der Elemente V, Nb, Ta, Cr, Mo, W, Ge und P ist, a-g in Atom% angegeben sind und wobei a, b, c, d, e, f, g und x die folgenden Bedingungen erfüllen:
40 < a < 82 ; 2 < b < 10 ; 0 < c < 30 ; 0 < d < 5 ; 0 < e < 15 ; 7 < f < 26 ; 0 < g < 3 ; mit 15 < d + e + f + g < 30 und 0 < x < 1 .
Durch diese Maßnahmen wird ein Stromwandler bereitgestellt, der eine exzellente Aussteuerbarkeit gleichermaßen mit Wech- selstrom- und Gleichstromkomponenten aufweist.
Er zeichnet sich ferner durch eine hohe Linearität des Übersetzungsverhältnisses aus, so daß eine genaue Stromerfassung über einen sehr weiten Strombereich gewährleistet ist. Durch seine luftspaltlose Konstruktion weist er des Weiteren eine hohe Immunität gegenüber externen Fremdmagnetfeldern auf, so daß keine zusätzlichen Abschirmmaßnahmen nötig sind. Durch die erfindungsgemäßen Legierungssysteme können sehr geringe Wandlerkernmassen erzielt werden.
Bei einer Primärwindungszahl von n]_ = 1 können Stromwandler bereitgestellt werden, die mit einer Sekundärwindungszahl von ungefähr 1500 auskommen. Insgesamt läßt sich nach der Erfindung ein gleichstromtoleranter Stromwandler herstellen, der äußerst preiswert herstellbar ist und für die eingangs genannten Anwendungen in Industrie und Haushalt hervorragend geeignet ist.
Besonders gute Stromwandler lassen sich durch die Verwendung von amorphen, ferromagnetischen Legierungen verwirklichen, die einen Magnetostriktionswert |λg| < 0,1 ppm sowie eine Permeabiltität μ < 1200 aufweisen, wobei die Legierung eine Zusammensetzung aufweist, die im wesentlichen aus der Formel
Coa(Fe1_xMnx)bNicXdSieBfCg
besteht, worin X zumindest eines der Elemente, V, Nb, Ta, Cr, Mo, W, Ge und P ist, a-g in Atom% angegeben sind und wobei a, b, c, d, e, f, g und x die folgenden Bedingungen erfüllen:
50 < a ≤ 75 ; 3 < b ≤ 5 ; 20 < c < 25 ; 0 < d < 3 ; 2 < e < 12 ; 8 < f < 20 ; 0 < g < 3 mit 17 < d + e + f + g < 25 und x < 0 , 5 .
Die obengenannten Legierungssysteme zeichnen sich durch lineare, flache B-H-Schleifen auf bis zu einem Wert von H = 1 A/cm oder höher. Das erfindungsgemäße Legierungssystem ist nahezu magnetostriktionsfrei. Die Magnetostriktion wird vorzugsweise durch eine Wärmebehandlung eingestellt, wobei die eigentliche Sättigungsmagnetostriktion durch eine Feineinstellung des Eisen und/oder Mangan-Gehalts erreicht wird. Die Sättigungsmagnetisierung Bs von 0,7 Tesla bis 1,2 Tesla wird durch eine Feinabstimmung des Nickel- und des Glasbildner- Gehalts ermöglicht. Unter Glasbildner versteht man hier X, Silizium, Bor und Kohlenstoff.
Als besonders geeignet haben sich in dem erfindungsgemäßen amorphen, ferromagnetischen Kobaltbasislegierungssystem solche Legierungen erwiesen, bei denen die Parameter a + b + c > 77 mit c < 20 eingestellt sind. Dadurch können leicht Sätti- gungsmagnetisierungen Bs von 0,85 Tesla oder höher erreicht werden .
Die Permeabilität von weniger als 1400 baut auf dem physika- lischen Zusammenhang auf, daß die Permeabilität μ umgekehrt proportional zur uniaxialen Anisotropie Ku ist. Die uniaxiale Anisotropie Ku kann über eine Wärmebehandlung in einem transversalen Magnetfeld eingestellt werden. Je höher der Gehalt an Kobalt, Mangan, Eisen und Nickel ist, desto höher läßt sich die uniaxiale Anisotropie Ku einstellen. Der Nickelgehalt übt dabei einen besonders starken Einfluß auf die uniaxiale Anisotropie Ku aus.
Für das Erreichen einer niedrigen Permeabilität hat sich als günstiger Bereich der Banddicke des Ringbandkernes eine Dicke d < 30 μm, vorzugsweise d < 26 μm erwiesen.
Um eine möglichst lineare flache B-H-Schleife zu erreichen, hat sich eine Banddicke des Ringbandkernes d > 17 μm erwie- sen. Bei den erfindungsgemäßen Legierungen läßt sich hierdurch der oberflächenbedingte Anteil der Störanisotrpien überraschend stark absenken.
Typischerweise weist das Band des Ringbandkernes zumindest an einer Oberfläche eine elektrisch isolierende Schicht auf. In einer anderen Ausführungsform weist der gesamte Ringkern eine elektrisch isolierende Schicht auf. Dadurch werden besonders niedrige Permeabilitäten erzielt und auch die Linearität der B-H-Schleifen wird nochmals verbessert. Bei der Auswahl des elektrisch isolierenden Mediums ist darauf zu achten, daß dieses einerseits auf der Bandoberfläche gut haftet, andererseits jedoch keine Oberflächenreaktionen verursacht, die zu einer Schädigung der magnetischen Eigenschaften führen würde.
Bei den erfindungsgemäßen Legierungen haben sich Oxide, Acry- late, Phosphate, Silikate und Chromate der Elemente Kalzium, Magnesium, Aluminium, Titan, Zirkonium, Hafnium und Silizium als besonders wirkungsvolle und verträgliche elektrisch isolierende Medien herausgestellt.
Besonders effektiv und wirtschaftliche ist dabei Magnesiu- moxid, welches als flüssiges magnesiumhaltiges Vorprodukt auf die Bandoberfläche aufgebracht werden kann und sich während einer speziellen gesonderten, die Legierung nicht beeinflussenden Wärmebehandlung in eine dichte magnesiumhaltige Schicht umwandelt, deren Dicke D zwischen 25 nm und 400 run liegt. Bei der eigentlichen Wärmebehandlung im transversalen Magnetfeld entsteht dann eine gut haftende, chemisch inerte, elektrisch isolierende Magnesiumoxidschicht.
Die Erfindung ist in der Zeichnung beispielsweise veranschau- licht und im nachstehenden im Einzelnen anhand der Zeichnung beschrieben. Es zeigen:
Figur 1 ein Ersatzschaltbild eines Stromwandlers und die Bereiche der technischen Daten, wie sie in verschiede- nen Anwendungen auftreten können,
Figur 2 Magnetfelder im Stromwandler ohne Berücksichtigung von Kernverlusten,
Figur 3 ein Oszillogramm des SekundärStroms eines Stromwandlers bei halbwellengleichgerichteten Primärstrom,
Figur 4 die Permeabilität in Abhängigkeit der Induktionsamplitude,
Figur 5 die Permeabilitätsänderung in Abhängigkeit der Temperatur,
Figur 6 die Permeabilitätsänderung in Abhängigkeit einer Aus- lagerungsdauer von erfindungsgemäßen Legierungen, Figur 7 ein Diagramm mit einer möglichen Temperaturführung während der Wärmebehandlung, und
Figur 8 einen Schnitt durch die Oberfläche eines Körpers des- sen Rauhtiefe bestimmt werden soll.
Figur 1 zeigt die prinzipielle Schaltung eines Stromwandlers 1. Auf einem Wandlerkern 4 , der aus einem Ringbandkern aufgebaut ist, befindet sich die Primärwicklung 2, die den zu mes- senden Strom ipr m führt, und eine Sekundärwicklung 3, die den Meßstrom isek führt. Der Sekundärstrom isek stellt sich automatisch so ein, daß die Amperwindungen primär und sekundär im Idealfall gleich groß und entgegengesetzt gerichtet sind.
Der Strom in der Sekundärwicklung 3 stellt sich dann nach dem Induktionsgesetz so ein, daß er die Ursache seiner Entstehung, nämlich die zeitliche Änderung des magnetischen Flusses im Wandlerkern 4 , zu hindern versucht .
Im idealen Stromwandler ist daher der Sekundärstrom, multipliziert mit dem Verhältnis der Windungszahlen, negativ gleich dem Primärstrom, was durch Gleichung (1) veranschaulicht wird: rideal _ _ j * ( M I AT ) sec pnm \ y pnm ' sec ' ( 1 )
Dieser Idealfall wird wegen der Verluste im Bürdenwiderstand 5, im Kupferwiderstand 6 der Sekundärwicklung und im Wandler- kern 4 nie erreicht.
Im realen Stromwandler weist daher der Sekundärstrom gegenüber der obigen Idealisierung einen Amplitudenfehler und einen Phasenfehler auf, was durch Gleichung (2) beschrieben wird: real ideal
F(0 = sec dea Phasenfehler : φ = φ ( / " ) -φ ( -Iprim) (2 [ sec
Ein wichtiger Anwendungsbereich von Stromwandlern sind elektronische Energiezähler in Niederspannungswechselstromnetzen mit einer Netzfrequenz von 50 bzw. 60 Hertz. Die Auswerteelektronik in solchen Zählern bildet das Produkt aus Strom und Spannung zu jedem Zeitpunkt und errechnet daraus die elektrische Leistung bzw. den Energieverbrauch.
Sehr häufig treten in Wechselstromnetzen induktive Lasten auf, z. B. durch Transformatoren oder Motoren. Sind solche induktiven Lasten im Leerlauf, so ist die Phasenverschiebung zwischen Strom und Spannung nahezu 90°. Die elektrische Wirkleistung ist demnach nahezu 0. In dieser Situation geht der Phasenfehler des Stromwandlers besonders kritisch in die Energiezählung ein. Aus diesem Grund ist es wichtig, entweder einen möglichst geringen Phasenfehler, typischerweise einen Phasenfehler φ < 0,2°, zu erreichen, oder einen über den Strommeßbereich möglichst konstanten und damit leicht kompen- sierbaren höheren Phasenfehler zu erreichen.
Im idealen Stromwandler heben sich gemäß der Gleichung (1) die Magnetfelder H von Primärstrom und Sekundärstrom gerade auf. Demnach würde der Wandlerkern 4 keine magnetische Aus- Steuerung erfahren. Auch im realen Stromwandler kompensieren sich die beiden Felder noch nahezu, so daß die magnetische Aussteuerung des Wandlerkerns 4 im Verhältnis zum Magnetfeld des Primärstroms sehr klein ist. Diese Zusammenhänge sind in der Figur 2 veranschaulicht. Je geringer die Übertragungsfeh- 1er des Stromwandlers sind, um so geringer ist die magnetische Aussteuerung des Wandlerkerns 4 im Verhältnis zum Magnetfeld des Primärstroms . Damit geht einher, daß ein guter Stromwandler auch extrem hohe Ströme im Verhältnis zur Sättigungsfeldstärke des sekundärseitig nicht abgeschlossenen Wandlerkerns 4 übertragen kann. Die wichtigste Kenngröße eines Stromwandlers 1 ist das Verhältnis aus ohmschen Widerstand im Sekundärkreis zum induktiven Widerstand der Sekundärwicklung, was aus der Gleichung (3) hervorgeht:
R
Q = -«tan (typisch Q = 1/100...1/500) (3)
CÜ • L
Dieser Gütefaktor Q des Stromwandlers 1, der in erster Näherung den Phasenfehler bestimmt, soll möglichst klein sein. Er bestimmt ebenfalls das Verhältnis von magnetischer Aussteuerung B des Wandlerkerns 4 zum Magnetfeld Hprj_m des Primärstroms, was durch die Gleichung (4) veranschaulicht ist:
R B
Q = - = mit jeweils R=RCU+RR, ω=2*π*f, H=N»L/Lfe (4) ω - L μμ0Hprm
Für eine detailliertere Betrachtung müssen die Verluste im Wandlerkern 4 mitberücksichtigt werden. Die Kernverluste sind abhängig von Materialeigenschaften des Wandlerkerns 4, d. h. bei Ringbandkernen aus dem Werkstoff, der Banddicke und ande- ren Parametern. Sie lassen sich beschreiben durch einen zweiten Phasenwinkel δ. Der zweite Phasenwinkel δ entspricht der Phasenverschiebung zwischen B und H im Wandlerkern 4 aufgrund der Kernverluste. Die vollständigen Beziehungen für die Kenngrößen des Stromwandlers 1 gehen aus den Gleichungen (5), die den Phasenfehler beschreibt, und (6), die den Amplitudenfehler beschreibt, hervor:
Phasenfehler: tan© = R--cosd mit L = μμ() - A—Fe - N9t. (5) ω - L lFe
R Amplitudenfehler F(I) = - -sind (6)
Cϋ ■ L
Lpe=Eisen-Weglänge ( ittl . Umfang) Ape= Eisen-Querschnitt des Ringkerns Die Eigenschaften des Kernwerkstoffs sind darin über die relative Permeabilität μ und den Verlustwinkel δ bzw. den Verlustfaktor tan δ enthalten. Diese Werkstoffeigenschaften sind stark abhängig von der magnetischen Aussteuerung B des Wand- lerkerns und damit vom Primärstrom. Dies ist die Ursache für die Nichtlinearität der Wandlerkennlinien.
Sehr oft wird für elektrische Energiezähler, die zu Abrechnungszwecken im Haushaltsbereich eingesetzt werden, eine so- genannte Gleichstromtoleranz gefordert. Damit ist kein echter Gleichstrom gemeint, sondern ein asymmetrischer Wechselstrom, wie er z. B. durch eine Diode im Verbraucherstromkreis entstehen kann.
Die internationale Norm IEC1036 fordert die Funktionsfähig- keit des Stromzählers, allerdings mit eingeschränkter Genauigkeit, auch noch bei vollständig halbwellengleichgerichteten Wechselstrom. Das entspricht einer Situation, in der der komplette Primärstrom über eine Diode geleitet wird.
Die Figur 3 zeigt ein Oszillogramm des Primärstroms, des Sekundärstroms eines Stromwandlers und der Flußdichte B in einem Wandlerkern für einen halbwellengleichgerichteten Primärstrom. Wie man sieht, steigt die Flußdichte B im Wandlern mit jeder Halbwelle stufenförmig an bis der Wandlerkern in die Sättigung geht .
Die Auswirkung einer solchen Stromform auf dem Wandler läßt sich anhand von Figur 3 beschreiben:
Während einer halben Periode wird die Flußdichte im Wandlerkern um den Wert :
erhöht. Bei Ansteuerung mit einem symmetrischen Wechselstrom wird exakt die gleiche Flußdichte während der nächsten halben Periode wieder abgebaut. Fehlt nun während dieser zweiten halben Periode die treibende Kraft des Primärstroms, so kann sich der Fluß im Kern nur sehr langsam abbauen. Dieser Abbau geschieht nach einem Exponentialgesetz :
B = ß0(l-exp(-l/z)) (8) mit der Zeitkonstante τ=L/R der Sekundärwicklung
Diese Zeitkonstante ist genau dann groß, wenn der Wandler ge- maß der Gleichung (3) eine hohe Güte aufweist. Sie liegt bei guten Stromwandlern im Sekundenbereich. Beim Startwert BQ wird während der Dauer einer Periode T = 1/f = 2 π/ω durch dieses entladen näherungsweise die Flußdichte
R AB, = Bn - 2π- (9) ü ω - L
abgebaut, die zunächst klein gegenüber ΔB]_ ist.
D. h. , die nächste Periode startet bereits mit einer erhöhten Flußdichte im Kern, so daß der Kern von Periode zu Periode eine höhere magnetische Flußdichte BQ annimmt. Die sich im Gleichgewichtszustand einstellende mittlere Flußdichte errechnet sich durch Gleichsetzen der Gleichung (7) und (9) zu:
B = ^μμ0Hpnm = ±-μμ0 -f^- (10)
71 TZ l e
Wenn der Gleichgewichtswert B noch im linearen Bereich der Magnetisierungskurve des Wandlerkerns liegt, wird auch der halbwellengleichgerichtete Strom noch ohne erhöhten Fehler übertragen. Dies ist jedoch bei sehr kleiner Stromamplitude der Fall . Bei höherem Strom gerät der Wandlerkern in den Übergangsbereich zur Sättigung. Dort nimmt die Permeabilität μ rasch ab, so daß sich ein Gleichgewichtszustand im Knick der Magnetisierungskurve mit stark erhöhtem Fehler bis hin zur vollständigen Übersteuerung einstellt. Mit Wandlerkernen aus kristallinen Legierungen und aus Ferri- ten gibt es keine sinnvolle Lösung für dieses Problem.
Hervorragende Ergebnisse werden nach der vorliegenden Erfindung indessen mit Wandlerkernen aus zumindest 70% amorphen, ferromagnetischen, nahezu magnetostriktionsfreien Kobalt- Basislegierungen erreicht. Diese Kobalt-Basislegierungen weisen eine flache, nahezu lineare B-H-Schleife auf mit einer Permeabilität μ < 1400. Die Wandlerkerne werden vorzugsweise als geschlossene, luftspaltlose Ringbandkerne in ovaler oder rechteckiger Gestalt ausgeführt.
In der nachfolgenden Tabelle sind zwei geeignete Legierungs- Zusammensetzungen angegeben
Die in der Tabelle 1 wiedergegebenen amorphen, ferromagnetischen Legierungen auf Kobaltbasis wurden zunächst als amorphes Band aus einer Schmelze mittels der an sich bekannten Rascherstarrungstechnologie hergestellt. Die Rascherstar- rungstechnologie ist beispielsweise in der DE 37 31 781 Cl eingehend beschrieben. Das Band, das eine Dicke von ungefähr 20 μm aufwies, wurde anschließend spannungsfrei zu einem Ringbandkern gewickelt.
Die Einstellung der erfindungswesentlichen linearen, flachen B-H-Schleife erfolgte dann durch eine spezielle Wärmebehand- lung des gewickelten Ringbandkerns in einem Magnetfeld, das senkrecht zur Bandrichtung stand. Die Wärmebehandlung wurde so vorgenommen, daß sich der Wert der Sättigungsmagnetostrik- tion des rasch erstarrten (as quenched) Bandes während der Wärmebehandlung um einen von der Legierungszusammensetzung abhängigen Betrag in positive Richtung veränderte, bis er in dem in der Tabelle aufgeführten Bereichen lag.
Beispielsweise wurde die in Figur 5 dargestellte Wärmebehand- lung gefunden, mit der bei einer Legierung mit der Zusammensetzung C072 7Fe4^ gSi5 5B]_7; 2 der stark negative Wert der Ma- gnetostiktion von λg ~ -45 x 10~8 des rascherstarrten (as quenched) Bandes in positive Richtung bis nahe zum Nulldurchgang (λg = -2 x 10~8) verschoben wurde. Gleichzeitig stellt sich eine hochlineare F-Schleife mit einem annähernd idealen Permeabilitätswert von 1200 und einer Sättigungsinduktion Bs = 0,998 T ein. Unter einer F-Schleife wird dabei eine Hystereseschleife verstanden, die ein Verhältnis von Remanenz Br zu Sättigungsinduktion Bs < 50 aufweist.
Falls jedoch die Querfeldtemperatur von 330 °C auf beispielsweise 310 °C abgesenkt wurde, sank die Permeabilität auf den zu niedrigen Wert von 1100 ab, wobei die Magnetostriktion um etwa -10 x 10~8 vom Nulldurchgang entfernt lag. Demzufolge leidet die Linearität der μ ( B ) -Kennlinie und der Phasenfehler stieg um 10% an.
Wenn dagegen die Querfeldtemperatur auf 370 °C erhöht wurde, stieg die Sättigungsmagnetostriktion auf λg ~ +8 x 10"8 an. Gleichzeitig wuchs die Permeablität auf einen die Gleichstromtoleranz reduzierenden vergleichsweise hohen Wert von μ ~ 1300. Darüber hinaus setzten bei dieser Temperatur erste Reifungsprozesse von bereits im rascherstarrten Band (as quenched) vorhandenen Kristallisationskeimen ein, die zu ei- ner wesentlichen Störung der Linearität der Kennlinie führten. Während der Wärmebehandlung wurde der Ringbandkern mit einem Schutzgas umspült, so daß an der Bandoberfläche keine Oxida- tionen oder anderweitige chemische Reaktionen auftraten, die die physikalischen Eigenschaften des Ringbandkerns negativ beeinflußen würden.
Der gewickelte Ringbandkern wurde unter einem Magnetfeld mit einer Rate von 1 bis 10 Kelvin/min auf die weit unterhalb der angegebenen Curietemperaturen liegenden Temperaturen von ungefähr 300°C aufgeheizt und mehrere Stunden im angelegten transversalen Magnetfeld in diesem Temperaturintervall gehalten und anschließend mit einer Kühlrate von 0,1 bis 5 Kel- vin/min wieder abgekühlt.
Zur Erreichung der erfindungsgemäßen linearen und sehr flachen B-H-Schleife wurde ein so starkes Magnetfeld angelegt, daß die temperaturabhängige Sättigungsinduktion der jeweili- gen Legierung an jeder Stelle innerhalb des Ringbandkerns sicher überschritten wurde. Die so behandelten Ringbandkerne wurden schließlich durch Umhüllen mit einem Kunststoff verfestigt .
Die Herstellbarkeit von sehr kleinen und dennoch sehr hochpräzisen Stromwandlern setzt voraus, daß sich die Amplitudenpermeabilität μ des Stromwandlerkerns im Aussteuerungsbereich von 1 mT ≤ B ≤ 0,9 Bs um weniger als 6 %, vorzugsweise 4 % ändert. Diese Anforderung an die Linearität kann über den be- schriebenen Herstellungsvorgang eingehalten werden unter der Voraussetzung, daß das eingesetzte Bandmaterial relative Oberflächenrauheiten Ra re aufweist.
Die Definition des Rauhtiefe Ra re sei nachfolgend anhand Figur 8 erläutert. Dabei liegt die x-Achse parallel zur Oberfläche eines Körpers dessen Oberflächenrauhigkeit zu bestimmen ist. Die y-Achse ist dagegen parallel zur Flächennormale der zu vermessenden Oberfläche. Die Oberflächenrauhigkeit R^ entspricht dann der Höhe eines Rechtecks 7, dessen Länge gleich einer Gesamtmeßstrecke lm und das flächengleich mit der Summe der zwischen einem Rauheitsprofil 8 und einer mittleren Linie 9 eingeschlossenen Flächen 10 ist. Die auf die Dicke des Bandmaterials bezogene beidseitige Oberflächenrauhigkeit Ra reχ ergibt sich dann gemäß der Formel Ra reχ =(Ra Oberseite + Ra Unterseite)/0' wobei d die Dicke des Bandmate¬ rials ist.
Es konnte ein nur 4,7 g schwerer Ringbandkern aus der Legierung Cθ72,8Fe4 7S"-5 5B17 hergestellt werden, der mit einer Sekundärwicklung mit einer Windungszahl nsec von 1000 versehen war. Der so hergestellte Stromwandler wies eine Lineari- tat des Phasenwinkels über einen Strombereich von < 120 mA bis 120 A von = 0,2° auf. Die Permeabilität dieses Ringbandkerns lag bei μ = 1150. Der Ringbandkern hatte die Abmessungen 24,5 x 20,5 x 5,5 mm mit einem Eisenquerschnitt von Ape = 0,088 cm2.
Der mit diesem Ringbandkern hergstellte Stromwandler verfügte über einen Phasenfehler von 8,9° +/- 0,1° im gesamten Strombereich. Das Verhältnis zwischen dem höchsten übertragbaren Effektivwert des zu messenden bipolaren nullsymmetrischen Si- nusstroms und der höchsten übertragbaren Amplitude eines unipolaren halbwellengleichgerichteten Sinusstroms betrug 1,4:1. Ferner wies der Ringbandkern ein sehr gutes Alterungsverhalten bei 120°C auf, was in der Figur 6 dargestellt ist, was mit der sehr hohen Kristallisationstemperatur und der hohen Anisotropieenergie dieser Legierung zu erklären ist.
Bei der Herstellung des Ringbandkernes wurde besonderer Wert auf eine sorgfältige Abstimmung der Wickeltechnik und der Wärmebehandlung auf die magnetischen und metallurgischen Ei- genschaften der Legierungen gelegt. Insbesondere wurde darauf geachtet, daß die gewickelten Ringbandkerne in transversaler Richtung in jedem Punkt sicher gesättigt waren, was durch stirnseitiges Stapeln mehrerer Ringbandkerne übereinander erreicht wurde. Die richtungsmäßige Abweichung der Feldlinien von der Rotationssymmetrieachse des Ringbandkernsstapels betrug ungefähr 0,5°. Es hat sich erwiesen, daß eine Abweichung von höchstens 3° zulässig ist.
Wie der Figur 4 zu entnehmen ist, lassen sich mit dem erfindungsgemäß eingesetzten Legierungsbereich Permeabilitätswerte zwischen 500 und 1400 einstellen. Wie die Figur 5 zeigt, läßt sich gerade durch den Einsatz des beanspruchten Legierungssystems eine extrem hohe Temperaturstabilität der Permeabilität realisieren. So liegt beispielsweise die typische Änderung zwischen Raumtemperatur und +100°C bei weniger als 5%.
Aus den Figuren 4 und 5 kann zusätzlich gesehen werden, daß die Abhängigkeit der Permeabilität von der Austeuerung bzw. der Temperatur gegenüber Ferriten (N67 bzw. N27) wesentlich günstiger ist. Besonders auffällig ist dabei die starke Abhängigkeit der Permeabilität von der Aussteuerung und von der Temperatur, so daß bei Stromwandlern mit Wandlerkernen aus Ferrit die Linearisierung der Kennlinie durch Scherung und somit ein Luftspalt unumgänglich ist. Durch einen Luftspalt im Wandlerkern besteht aber die Gefahr der Induktion von Störspannungen durch extern eingestreute Magnetfelder. Ferner kann ein Temperatureinfluß bei gescherten Wandlerkernen aus
Ferrit zu einer Undefinierten Änderung des Luftspalts und damit zu einer überproportionalen Induktivitätsveränderung führen.
Mit der vorliegenden Erfindung lassen sich kostengünstig
Stromwandler für Industrie und Haushalt in kompakter Bauform herstellen, die Sekundärwicklungen mit Windungszahlen nsec < 1500 aufweisen bei einer Primärwicklung nprj_m = 1 und für einen Primärstrom iprj_m < 120 A ausgelegt sind.

Claims

Patentansprüche
1. Stromwandler für Wechselstrom mit Gleichstromanteilen, bestehend aus zumindest einem Wandlerkern mit einer Primärwick- lung und zumindest einer Sekundärwicklung, zu der ein Bürdenwiderstand parallel geschaltet ist, der den Sekundärstrom niederohmig abschließt, dadurch gekennzeichnet,
- daß als Wandlerkern ein geschlossener, luftspaltloser Ring- kern aus einem Band aus einer amorphen ferromagnetischen
Legierung vorgesehen ist,
- daß die amorphe, ferromagnetische Legierung einen Magneto- striktionswert |λg| < 0,5 ppm sowie eine Permeabilität μ < 1400 aufweist, und - daß die Legierung eine Zusammensetzung aufweist, die im wesentlichen aus der Formel
Coa(Fe1_xMnx)bNicXdSieBfCg
besteht, worin X zumindest eines der Elemente V, Nb, Ta, Cr, Mo, W, Ge und P ist, a-g in Atom% angegeben sind und wobei a, b, c, d, e, f, g und x die folgenden Bedingungen erfüllen:
40 < a < 82; 2 < b < 10; 0 < c < 30; 0 < d < 5; 0 < e < 15; 7 < f < 26; 0 < g < 3; mit 15 < d + e + f + g < 30 und 0 < x < 1.
2. Stromwandler nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet , daß a, b, c, d, e, f, g und x die folgenden Bedingungen erfüllen:
50 < a < 75; 3 < b < 10; 5 < c < 25; 0 < d < 3; 2 < e < 12 ; 8 < f < 20; 0 < g < 3 mit 17 < d + e + f + g < 25 und x < 0,5.
3 . Stromwandler nach Anspruch 2 , d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß a, b und c die folgenden Bedingungen erfüllen:
a + b + c > 77 und c < 20.
4. Stromwandler nach Anspruch 3 , dadurch gekennzeichnet, daß die amorphe, ferromagnetische Legierung einen Magneto- striktionswert |λg|< 0,1 ppm sowie eine Permeabilität μ < 1300 aufweist.
5. Stromwandler nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß die amorphe, ferromagnetische Legierung eine Sättigungsmagnetisierung Bs von 0,7 bis 1,2 Tesla hat.
6. Stromwandler nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß das Band eine Dicke d von 17 μm < d < 30 μm aufweist.
7. Stromwandler nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß das Band zumindest an einer Oberfläche mit einer elek- trisch isolierenden Schicht versehen ist.
8. Stromwandler nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß der Ringkern mit einer elektrisch isolierenden Schicht versehen ist.
9. Stromwandler nach Anspruch 7 oder 8 , dadurch gekennzeichnet, daß als elektrisch isolierende Schicht eine Schicht aus Ma- gnesiumoxid vorgesehen ist.
10. Stromwandler nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Magnesiumoxidschicht eine Dicke D von 25 nm < D < 400 nm aufweist.
11. Stromwandler nach einem der Ansprüche 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, daß die Sekundärwicklung eine Windungszahl nsec < 1500 aufweist, wobei die Primärwicklung eine Windungszahl nprj_m = 1 aufweist und der Stromwandler für einen Primärstrom iprim < 120 A ausgelegt ist.
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