Will D., Gebhardt N. (Hrsg.) Hydraulik: Grundlagen, Komponenten, Schaltungen

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488 14 Projektierung und Gestaltung von Kreisläufen

bedingungen sollten durch Simulationsrechnungen auf der Basis der Modelle in

Abschn. 14.4.3 überprüft werden.

Druckquellen mit konstantem Drucksollwert. Sie können große Speicher enthalten

und damit (mit einer Reserve) auf den mittleren Volumenstrombedarf ausgelegt

werden. Diese Druckquellen benötigen kleine Pumpen, die Speicher-

dimensionierung ist jedoch sehr verantwortungsbewusst vorzunehmen. Die Ab-

schaltpumpe ist ohnehin nur mit Druckflüssigkeitsspeicher arbeitsfähig, aber auch

die stetigen Druckregelungen arbeiten mit Speicher effektiver. Für die Druck-

quellen existieren jetzt zwei Bereiche:

 Bereich 1: Die Druckregelung ist unwirksam, da die Volumenstromanforderung

größer ist, als die Pumpe realisieren kann (Q > Q

P(max)

, wobei Q

P(max)

bei der

Abschaltpumpe Q

entspricht, bei der stetig verstellbaren Pumpe Q

Pmax

). In die-

sem Bereich deckt der Speicher das Volumenstromdefizit ab. Der Druck p

ist

kleiner als der Druck p

der Nullhubpumpe (s. Abb. 14.13 b und c) bzw. als

der Druck am unteren Schaltpunkt p

DSu

der Abschaltpumpe (s. Abb. 14.15 b).

Beide unteren Grenzdrücke (p

bzw. p

DSu

) werden im Folgenden als p

be-

zeichnet.

 Bereich 2: Die Druckregelung ist wirksam. Die Druckquellen verhalten sich

hier unterschiedlich (Pendeln der Abschaltpumpe zwischen ihren beiden

Grenzzuständen; stabile Arbeitspunkte der stetig verstellbaren Pumpe). Zu Be-

ginn einer Phase Q < Q

P(max)

fördert die Pumpe noch mit Q

P(max)

gegen den

Druck p

< p

, um den Speicher wieder zu füllen. Erst bei p

t p

ist der

Regelbereich erreicht.

Für die Speicherdimensionierung ist der Bereich 1 zu analysieren. In diesem Be-

reich stellt der Speicher ein Nutzvolumen

V zur Verfügung. Damit dabei der

Druck p

nicht zu stark absinkt, muss das Nennvolumen V

des Speichers aus-

reichend sein; es kann nach Gl. (9.10) errechnet werden. (Da diese Vorgänge

relativ schnell ablaufen, ist von polytropen Zustandsänderungen (s. Kap. 9) auszu-

gehen). In Gl. (9.10) sind p

der Quellendruck p

an der Grenze zwischen den

Bereichen 1 und 2, p

der zugelassene Minimalwert von p

, p

der Gasfülldruck.

Der Speicher dient darüber hinaus im Bereich 2 zur Dämpfung der Übergangs-

vorgänge. Er darf bei dem maximal möglichen Druck der Anlage p

max

DQ0

bzw.

DSo

) nicht mehr als zulässig mit Flüssigkeit gefüllt sein (bei Blasenspeichern liegt

die Grenze bei etwa 75 %). Es können näherungsweise isotherme Zustands-

änderungen angenommen werden, was auf die folgende Beziehung zur Über-

prüfung führt:

)/1(

max00max

ppVV  .

(14.25)

Speicher müssen regelmäßig auf ausreichenden Gasfülldruck p

kontrolliert wer-

den, denn ein Absinken von p

erhöht V

max

und kann zur Zerstörung eines Gas-

blasenspeichers führen. Werden all diese Rahmenbedingungen beachtet, sind

Simulationsrechnungen für diese Druckquellen nicht unbedingt erforderlich.

14.7 Der Projektierungsprozess 489

14.7.4 Projektierung eines Kreislaufs mit Volumenstromquelle

Diese Kreislaufstruktur kommt im mobilen Bereich sehr häufig vor. Die Hydrau-

likanlage wird nach der äußeren Last ausgelegt, die von geforderten Ge-

schwindigkeiten und z. B. von zu überwindenden Steigungen bestimmt wird.

Beim Projektierungsprozess des statischen Verhaltens muss beachtet werden, dass

der Druck p jetzt , im Gegensatz zu den bisher beschriebenen Strukturen, ein in

Grenzen freier Parameter ist.

In einem ersten Schritt des Projektierungsprozesses (s. Abb. 14.49) werden die

hydraulischen Komponenten mit geschätzten Wirkungsgraden hinsichtlich der

Baugröße grob berechnet und aus handelsüblichen Komponenten ausgewählt. Im

zweiten Schritt wird mit den ausgewählten Komponenten und den zugehörigen

Kennlinien und Wirkungsgraden eine Rückrechnung durchgeführt. Dabei wird

überprüft, ob mit dem ausgewählten Antrieb der Pumpe und den ausgewählten

hydraulischen Komponenten die Überwindung der eingangs festgelegten äußeren

Last erreicht wird, ohne dass eine unzulässige Überdimensionierung auftritt. Nicht

selten müssen diese Schritte, dann mit anderen Komponenten, wiederholt werden.

Äußere Last

Kraft, Geschw.;

Moment, Drehzahl

Hydraulikzylinder

Hydraulikmotor

Ventile,

Leitungen,

FIlter, ...

Hydraulik-

pumpe

Antrieb der Pumpe

Elektromotor

Verbrennungsmotor

1. Schritt:

2. Schritt:

Äußere Last

Kraft, Geschw.;

Moment, Drehzahl

Hydraulikzylinder

Hydraulikmotor

Ventile,

Leitungen,

FIlter, ...

Hydraulik-

pumpe

Antrieb der Pumpe

Elektromotor

Verbrennungsmotor

Abb. 14.49 Projektierungsprozess für einen Kreislauf mit Volumenstromquelle

Bei der Nennweitenermittlung und der Berechnung der Leitungsquerschnitte

kann oft wie in Abschn. 14.7.3.1 vorgegangen werden. Da diese Kreisläufe, vor

allem mit Verdrängersteuerung, meist sehr schwach gedämpft sind, muss nach der

Projektierung des hydraulischen Teils oft der Aufbau einer Regelung erfolgen. Da

diese Regelungen zudem oft Mehrfachregelungen mit vielen Nichtlinearitäten

sind, ist das Vorausberechnen des dynamischen Verhaltens hier besonders wich-

tig. Hierfür sind in Abschn. 14.5.3 auf der Basis des in Abschn. 4.9 erarbeiteten

Algorithmus Modelle in Form von quantitativen Blockschaltbildern entwickelt

worden.

14.7.5 Projektierung weiterer Komponenten

Pumpenantrieb. Basis der Dimensionierung der Pumpenantriebe sind die Ein-

gangsleistungen der Pumpen. Sie werden aus ihren Ausgangsleistungen unter Be-

rücksichtigung ihrer Wirkungsgrade ermittelt (s. Kap.7). Wichtige Kenngrößen für

einen Elektro- und für einen Verbrennungsmotor sind u.a. die Maximal- und die

490 14 Projektierung und Gestaltung von Kreisläufen

Durchschnittsleistung der Pumpen. Die Ermittlung der geeigneten Kombinationen

von Pumpen und Motoren wird häufig mit Hilfe von Rechenprogrammen vor-

genommen. In Anlagen mit mehreren Volumenstromquellen wird oft ein An-

triebsmotor für mehrere Pumpen verwendet. Dabei ist zu beachten, dass Rück-

wirkungen einer Volumenstromquelle auf die anderen entstehen können, wenn die

Antriebsdrehzahl durch eine zeitweise große Leistungsanforderung dieser Volu-

menstromquelle absinkt.

Behälter, Heizer und Kühler. Das Behältervolumen V

wird i. Allg. so dimensio-

niert, dass die Flüssigkeitsmoleküle eine mittlere Mindestverweilzeit im Behälter

= 3 bis 5 min haben (s. Abschn.10.1). Dabei ist zu berücksichtigen, dass sich bei

Betrieb der Anlage in den Leitungen und Antrieben das Flüssigkeitsvolumen V

befindet.

LABPB

VtQV 

(max)

(14.26)

Kommen Druckquellen mit geringen Eigenverlusten oder Verdrängersteuerungen

zum Einsatz, kann auf Kühler in vielen Fällen verzichtet werden, wenn die Um-

gebungstemperatur der Anlage nicht zu hoch ist. Nicht selten kommen Heizer zum

Einsatz, um nach längeren Pausenzeiten und niedriger Umgebungstemperatur die

Anlage auf günstige Betriebstemperatur, d. h. optimale Viskosität des Fluids, zu

bringen. In die Heizerdimensionierung gehen Volumen und Oberfläche des Be-

hälters, thermodynamische Parameter und die geforderte Temperaturerhöhung in

der geforderten Aufheizzeit ein (s. Abschn. 4.8).

Auf weitere zu beachtende Aspekte bei der Auswahl von Behältern, Heizern

und Kühlern ist in Kap. 10 detailliert eingegangen worden.

Versorgungsleitung P und Tankleitung T. Wenn Kreisläufe mit Druckquelle über

große Flächen verteilt sind, erfordert das relativ lange Leitungen P und T. Dann ist

die Überprüfung der Strömungsgeschwindigkeit (Anwendung von Gl. (14.24)) oft

nicht ausreichend. Es ist zu empfehlen, die Dimensionierung dieser Leitungen zu-

sätzlich über eine Druckverlustberechnung (s. Abschn. 4.4.1) vorzunehmen.

Absperrventile. In Kreisläufen mit Druckquelle erschwert die starke Verzweigung

das Austesten einzelner Antriebe und die Fehlersuche. Ein vor jedem Antrieb vor-

handenes, im normalen Betrieb geöffnetes, Absperrventil erleichtert dies. Auf die

Funktion des Absperrventils in Druckquellen (s. Abb. 14.14 und Abb. 14.15) wur-

de in Abschn. 14.3.3 eingegangen.

Entlüftungseinrichtungen. In der Nähe sich sehr langsam bewegender und damit

stick-slip-gefährdeter Verbraucher sollte an höchstmöglicher Stelle eine auto-

matische Entlüftungseinrichtung angebracht werden, um ständig ausreichend

steife Flüssigkeitsfedern zu garantieren.

Messstellen. Zur Überwachung des Anlagenzustandes ist an entsprechenden Stel-

len Druck- und Temperaturmesstechnik vorzusehen (s. Kap. 12). Um Leitungs-

brüche u. ä. schnell zu erkennen, sollten der Füllstand und seine Änderungs-

geschwindigkeit kontrolliert werden.

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N N (2007) Variabilität in Länge und Durchmesser – Die Höchstleistungs-

Testzylinder Baureihe von Hähnchen Hydraulik. Ölhydraulik und Pneumatik 5:

258 – 260

Nißler U; Haas W (6007) Auch nach 800 km noch dicht – Verschleiß an Hydraulik-

stangendichtungen aus Polyurethan. Ölhydraulik und Pneumatik 9: 458 – 462

Möschel J (2007) Hochleistungs-Dichtwerkstoffe für die Mobilhydraulik.

Ölhydraulik und Pneumatik 3: 94 – 98

Lorber G (2007) Gemeinsame Lösungen entwickeln – Dichtsysteme für die Mobil-

hydraulik. Ölhydraulik und Pneumatik 9: 520 – 524

Freitag E (2007) Dichtungen für die Hydraulik. Ölhydraulik und Pneumatik 1/2:

28 – 31

N N (2008) O-Ring Berechnungsprogramm und CAD-Programm. CD-Version oder

www.tss.trelleborg.com/de/www/de/homepage.jsp

N N (2000) Dichtungs-Lösungen für hydraulische und pneumatische Anwendungen.

Parker Hannifin GmbH Prädifa

N N (2007) CAD-Service. CD-Version oder www.busakshamban.com

N N (2007) CAD-Bibliothek und Stoßdämpfer Berechnungsprogramm. ACE Stoß-

dämpfer GmbH, Langenfeld

Stemmjack R (2005) Dichtsysteme für fluidische Anwendungen. VDMA Fluid-

technik (www.vdma.org/fluidtechnik)

Sonntag J, Gebhardt N (2010) Beurteilung für Hydraulikzylinder im Neuzustand.

Forschungsbericht ZAFT e.V. an der HTW Dresden

8.1 Brodowski W (1974) Beitrag zur Klärung des stationären und dynamischen Ver-

haltens direktwirkender Druckbegrenzungsventile. Dissertation, RWTH Aachen

8.2 Ströhl H (1975) Vergleichende Betrachtungen über das stationäre und dynamische

Verhalten hydraulischer Druck- und Stromregelventile. Dissertation, TU Dresden

8.3 Blackburn J F, Reethof G, Shearer J L (1962) Fluid Power Control. Band 2 Regel-

und Steuerelemente. Krausskopfverlag, Wiesbaden

8.4 Zehner F (1961) Verbesserung des statischen und dynamischen Verhaltens vor-

gesteuerter Druckventile. Ölhydraulik und Pneumatik 5: 166 – 168

8.5 Scheffel G (1984) Präzise Druckbegrenzung durch Steuerdruckregelung. Ölhydrau-

lik und Pneumatik 29: 604 – 608

8.6 Wobben D (1978) Statisches und dynamisches Verhalten vorgesteuerter Druck-

begrenzungsventile unter besonderer Berücksichtigung der Strömungskräfte. Dis-

sertation, RWTH Aachen

Literatur 497

8.7 Zehner F (1987) Vorgesteuerte Druckventile mit direkter hydraulisch-mechanischer

und elektrischer Druckmessung. Dissertation, RWTH Aachen

8.8 Seyffer S (1993) Vorgesteuertes Druckregelventil mit integrierter Spanndrucküber-

wachung. 9. Fachtagung Hydraulik und Pneumatik, Dresden, Sammelband :

185 – 195

8.9 Zimmermann M L (1984) Untersuchung des statischen und dynamischen Verhaltens

vorgesteuerter Druckminderventile. Dissertation, RWTH Aachen

8.10 Will D (1980) Ein Beitrag zur Gestaltung und Dimensionierung verlustenergiearmer

Hydraulikanlagen unter besonderer Berücksichtigung des Anschaffungspreises und

des Materialaufwandes. Habilitation, TU Dresden

8.11 Ströhl H (1981) Erhöhung der Energieökonomie bei Hydraulikantrieben mit Strom-

regelventilen durch geeignete Kreislaufgestaltung. Habilitation, TU Magdeburg

8.12 Backé W (1982) Konstruktive und schaltungstechnische Maßnahmen zur Energie-

einsparung. Ölhydraulik und Pneumatik 26: 695 – 707

8.13 Will D (1968) Der Einfluß der Öltemperatur auf das Durchflußverhalten von

Drosselventilen unter besonderer Berücksichtigung der Kavitation. Dissertation, TU

Dresden

8.14 Thoma J (1973) Elektrisch hydraulische Signalumsetzer mit gesteuerter Viskosität.

VI. Konferenz über hydraulische und pneumatische Mechanismen, Prag. Sammel-

band: 427 – 433

8.15 Backé W (1974) Systematik der hydraulischen Widerstandsschaltungen in Ventilen

und Regelkreisen. Krausskopfverlag, Mainz

8.16 Kasperbauer K (1972) Stromventile. Krausskopfverlag, Mainz

8.17 Nikolaus H (1971) Stationäres und dynamisches Verhalten von hydraulischen

Zweiwegestromregelventilen. Habilitation, Universität Karlsruhe

8.18 Bobach G (1974) Starten ohne Sprung. Fluid 8: 70 – 71

8.19 Will D, Ströhl H (1990) Einführung in die Hydraulik und Pneumatik. Verlag Tech-

nik, Berlin

8.20 Widmann R (1985) Hydraulische Kenngrößen kleiner Drosselquerschnitte. Ölhyd-

raulik und Pneumatik 29: 208 – 217

8.21 Stryczek S (1982) Wirkungsgrade von Drosselsteuerungen. Ölhydraulik und Pneu-

matik 26: 588 – 590

8.22 Hamburger N (1974) Das stationäre und dynamische Verhalten der 2-Wege-

Stromregler. Dissertation, RWTH Aachen

8.23 Todorow S W (1974) Stabilitätsuntersuchungen an hydraulischen Antriebssystemen

mit Strombegrenzungsventilen. Dissertation, TH Karl-Marx-Stadt

8.24 Trudzinski R-M (1987) Experimentelle und analytische Bestimmung des Betriebs-

verhaltens von direktwirkenden und vorgesteuerten 2-Wege-Strom-regelventilen.

Dissertation, RWTH Aachen

8.25 Heckelmann V (1977) Arbeiten mit Stromregelventilen in Werkzeugmaschinen.

Ölhydraulik und Pneumatik 21: 779 – 781

8.26 Oda Y (1985) Betriebsverhalten von 2-Wege-Stromregelventilen unterschiedlicher

Bauprinzipien. Ölhydraulik und Pneumatik 29: 612 – 616

8.27 Anonym (1986) Hydraulische Stromteiler ohne Axialspielausgleich. Fluid 20: 44

8.28 Zhou W, Schönberger W, Kurr K-J (1991) Stationäres Verhalten eines neuen Strom-

teilers mit interner Wegrückführung. Ölhydraulik und Pneumatik 35: 417 – 421

8.29 Szabo I (1975) Einführung in die Technische Mechanik. Springer Verlag, Berlin

Heidelberg New York