Will D., Gebhardt N. (Hrsg.) Hydraulik: Grundlagen, Komponenten, Schaltungen
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268 8 Ventile
mit
3
2
3
l
JE
c
RFF
,
21
1
0
ll
l
cAE
cm
T
RFFS
S
,
21
1
0
2 ll
l
cm
cEAA
D
RFFS
SS
.
Der vorgegebene Weg ist exakter zu realisieren als bei der Federrückstellung in
Abb. 8.60. Materialermüdung, Reibung und Verschmutzung haben deshalb auch
nur geringen Einfluss auf das Verhalten in der Umgebung von s = 0. Die Eigen-
zeitkonstante T kann kleiner gehalten werden. Diese klassischen Servoventile nach
Abb. 8.60 und Abb. 8.62 erhalten ihr Eingangssignal meist nicht aus einer integ-
rierten Ansteuerelektronik.
Anders ist das bei einem Servoventil, in dem die Position des Kolbenschiebers
elektrisch gemessen wird und mittels einer relativ komplexen Elektronik, die sich
i. Allg. im oder am Ventilgehäuse befindet, mit dem Sollsignal in einem Regler
verglichen wird. In Abb. 8.63 ist diese typische mechatronische Komponente dar-
gestellt.
Der Weicheisenkern eines induktiven Wegaufnehmers (Gebers) nach dem
Prinzip des Differenzialtauchankergebers ist mit dem Kolbenschieber so ver-
bunden, dass bei wachsendem Weg s sich die Induktivität der Spule 1 verringert
und der Spule 2 vergrößert (s. Abb. 8.63 a).
In Abb. 8.63 b ist dargestellt, wie aus diesen Induktivitätsänderungen mit Hilfe
von Wechselspannungsbrücke, Wechselspannungsverstärker, Gleichrichter und
Gleichspannungsverstärker zunächst eine dem Weg s proportionale Gleich-
spannung u
ist
entsteht. Diese wird in einer analogen Schaltung mit einer in der An-
triebssteuerung entstehenden Sollspannung u
Ssoll
(Näheres in Kap. 14) verglichen
und in einem analogen Regler – hier einem PD-Regler – zu der dem Eingangs-
strom i proportionalen Spannung u
stell
umgeformt. Zunehmend kommt anstelle a-
naloger digitale Elektronik zum Einsatz (Abb. 8.63 c). Die Regelalgorithmen, hier
beispielhaft ein PD-Algorithmus, werden in der Abtastzeit T
0
abgearbeitet. Die
Vorteile digitaler Elektronik sind höhere Genauigkeit, Driftfreiheit der Signale
und geringere Kosten vor allem bei der Realisierung mehrerer Regler in einem
einzigen Mikrorechner (bzw. Mikroprozessor, Mikrocontroller, Näheres auch hier-
zu in Kap. 14). Das Blockschaltbild in Abb. 8.63 d zeigt den erforderlichen Sig-
nalfluss. Das statische Verhalten
)(
SsollSist
ufu wird wegen der Integration
³
dtss
SS
ausschließlich vom reziproken Übertragungsfaktor des Wegsensors
bestimmt. Das dynamische Verhalten der Lageregelung wird von anderen Para-
metern, z. B. dem proportionalen (P) und dem differenzierenden (D) Anteil des
Reglers, wesentlich bestimmt und kann damit mit Hilfe des Reglers eingestellt
werden. Die Vorhaltzeitkonstante T
V
des Reglers wird dabei so gewählt, dass die
Zeitkonstante der Regelstrecke T
S
, die zwischen s
PP
und s
entsteht, gerade kom-
pensiert wird.
8.5 Elektrisch betätigte Stetigventile 269
a
Sp.2Sp.1
PTAB
s
PP
s
S
Ventilelektronik mit:
Sensorsignalverarbeitung,
Lageregler,
Verstärker mit Stromausgang
A
S
m
S
i i
u
Ssoll(k)
b
U
0
u
Sist
Sp.2
Sp.1
'
u
S
-u
Ssoll
-
+
-
+
i
i
u
stell
Aus der Antriebs-
steuerung:
Wegsensor
PD-Regler:Vergleichsglied
c
U
0
Sp.2
Sp.1
ADU
u
Sistk
u
Sist
u
Ssollk
Vergleich:
'
u
Sk
= u
Ssollk
- u
Sistk
PD-Regelalgorithmus:
u
stellk
=
K
PR
((1+T
V
/T
0
)
'
u
Sk
- (T
V
/T
0
)
'
u
Sk-1
)
Mikrocontrolle
r
Aus der (digitalen)
Antriebssteuerung:
DAU
i
i
u
stell
u
stellk
Wegsensor
d
i
K
TM
s
PP
1
C
0
-
A
S
1
m
S
dt
³
dt
³
s
S
F
B
K
Wegsensor
u
Ssoll(k)
-
u
Sist(k)
F
Stör
E
0
.
A
S
K
PR
(1+T
V
s) K
V
s
S
s
S
'
u
S(k)
Abb. 8.63 Zweistufiges Servoventil mit elektrischer Messung der Kolbenschieberposition.
a Aufbau b Ventilelektronik mit Sensorsignalverarbeitung des induktiven Gebers, Lage-
regler in analoger Technik, Verstärker mit Stromausgang c digitaler Lageregler innerhalb
der Ventilelektronik d Blockschaltbild der Lageregelung des Steuerschiebers
270 8 Ventile
Es ist gemäß Abb. 8.63 d
sTA
C
ss
ss
SSPP
S
1
1
)(
)(
0
mit
2
0
0
S
S
S
AE
mC
T
.
Die Führungsübertragungsfunktion des Steuerschieber-Regelkreises G
FS
(s) lautet,
wenn T
V
auf
SV
TT eingestellt wird:
sT
K
s
CKKKK
A
Ksu
ss
sG
FS
FS
TMVPRWegsensor
S
WegsensorSsoll
S
FS
1
1
1
11
)(
)(
)(
0
(8.13)
(Zu den erreichbaren dynamischen Kennwerten der drei beschriebenen Varian-
ten s. Abschn. 8.5.1.3).
Hauptsteuerstufe. Bei Verschiebung s des Kolbenschiebers (s. Abb. 8.60, Abb.
8.62 a oder Abb. 8.63 a) entstehen im Zusammenwirken mit dem Verbraucher des
Antriebs die in den Gln. (4.97) bis (4.101) abgeleiteten Verhaltensweisen (Kurz-
zeichen und Signale s. Abb. 4.37 a). Das dynamische Verhalten des Gesamt-
antriebs wird unter Anwendung dieser Gleichungen in Abschn. 14.3.5.1 be-
schrieben.
Das statische Verhalten des Ventils wird vor allem davon bestimmt, ob eine de-
finierte Druckdifferenz
'
p = p
1
– p
2
bei Q
V
= 0 einstellbar ist, d. h. ob die Leer-
laufkennlinie stetig ist. Nur unter dieser Voraussetzung können eine variable Posi-
tion des Verbrauchers gegen sich ändernde äußere Kräfte eingenommen oder eine
variable Verbraucherkraft gesteuert werden. Wie aus Abb. 4.36 hervorgeht, muss
dafür an den vier Steuerspalten negative Überdeckung vorhanden sein.
In Abb. 8.64 a ist eine Hauptsteuerstufe dargestellt, die diese Voraussetzungen
erfüllt. Trotz der gegenüber Abb. 4.37 a geänderten Kolbenschieberkonstruktion
gelten dieselben Gleichungen. Vorteil dieser Konstruktion ist, dass sich der Schie-
ber durch Mehrfachführung nur wenig verformen kann und sich damit die Relativ-
lage der Steuerkanten des Schiebers und der Bohrung zueinander nicht ändern.
Wie wichtig die exakte Einhaltung enger Fertigungstoleranzen ist, zeigen die Abb.
8.64 b bis d. In Abb. 4.37 a ist die Leerlaufkennlinie für ideal symmetrischen Auf-
bau des Ventils und für vernachlässigbares Radialspiel errechnet worden.
Vorhandene Asymmetrien (gekennzeichnet durch K
1
z 0 und K
2
z 0) ver-
schieben die Kennlinie und verringern teilweise auch die Druckverstärkung.
Radialspiel verringert vor allem die Druckverstärkung und damit die Empfind-
lichkeit, mit der das Ventil innerhalb eines Regelkreises auf Regelfehler reagiert.
Um auch die Steuerkanten der Bohrung hochgenau herstellen zu können, werden
sie nicht in das Ventilgehäuse, sondern in eine Hülse eingebracht. Hülse und
Schieber werden gemeinsam im Gehäuse justiert.
8.5 Elektrisch betätigte Stetigventile 271
a
s
0
-ss
0
+ss
0
-ss
0
+s
s
Q
1
Q
01
Q
2
Q
02
p
2
p
1
Q
V
Q
V
p = 0
p
0
b
K
2
.
s
0
-sK
1
.
s
0
+ss
0
-ss
0
+s
'
r
22
0
rs)(s '
-1
-0,5
0
0,5
1
-1 -0,5 0 0,5
1
s/s
0
'
p/p
0
K
1
, K
2
2, 1
2, 2
1, 1
'
r/s
0
= 0
c
-1
-0,5
0
0,5
1
-1 -0,5 0 0,5 1
s/s
0
'
p/p
0
'
r/s
0
0
1
0,5
K
1
= 1
K
2
= 1
d
Abb. 8.64 Hauptsteuerstufe eines zweistufigen Servoventils. a Aufbau b Relativlage der
Steuerkanten zueinander bei Asymmetrien und bei Radialspiel c Leerlaufkennlinien bei
Asymmetrie d Leerlaufkennlinien bei Radialspiel
Bei der Berechnung der Leerlaufkennlinien wurde bei vorhandenem Radial-
spiel anstelle eines Zylindermantels (siehe Abb. 8.64 a) für den engsten Drossel-
spalt ein Kegelstumpfmantel in Ansatz gebracht (Abb. 8.64 b). Es ergeben sich
folgende Beziehungen für die normierte Darstellung im Bereich -s
0
< s < s
0
:
272 8 Ventile
0
2
0
1
0
p
p
p
p
p
p
'
mit
2
0
2
0
2
0
2
0
2
0
0
1
)/(2)/1()/1(
)/()/1(
srssss
srss
p
p
'
'
und
2
0
2
01
2
02
2
0
2
02
0
2
)/(2)/()/(
)/()/(
srssKssK
srssK
p
p
'
'
.
(8.14)
In der Nullstellung des Ventils fließt aufgrund der negativen Überdeckung der
Steuerkanten ein Verlustvolumenstrom Q
0
, der für Symmetrie und ver-
nachlässigtes Radialspiel nach Gl. (4.99) errechnet werden kann. Bei nicht zu ver-
nachlässigendem Radialspiel
'
r erhöht er sich, es gilt dann:
0
22
00
2 prsYQ ' .
(8.15)
Je kleiner s
0
ist, desto geringer wird Q
0
, aber auch der Anstieg der Leerlaufkenn-
linie bei s = 0, also die Druckverstärkung E
0
. Aus Gl. (8.14) ergibt sich für
K
1
= K
2
= 1 (vgl. Abb. 4.38 b):
2
0
0
0
0
)/(1
1
2
sr
s
p
E
'
.
(8.16)
Bei Nullüberdeckung (s
0
= 0) geht E
0
an der Stelle s = 0 auf null zurück. Ein meist
günstiger Kompromiss ist s
0
|
'
r. Gegenüber Nullüberdeckung steigt Q
0
zwar auf
etwa 140 %, aber E
0
erreicht bereits 50 % des Wertes für
'
r o 0.
8.5.1.2 Dreistufige Servoventile
Mit Hilfe dreistufiger Servoventile können mit weiterhin sehr kleinen Eingangs-
leistungen Ausgangsleistungen von über 10
5
W gesteuert werden. Erreicht wird
das im Prinzip damit, dass der Verbraucher der Brückenschaltung der 2. Stufe
wieder ein Kolbenschieber nach Abb. 8.63 a ist; das Servoventil besitzt damit eine
dritte Verstärkerstufe. In Abb. 8.65 ist ein dreistufiges Servoventil dargestellt. Auf
Grund der sehr großen Strömungskräfte in der 3. Verstärkerstufe wird meist die
statisch und dynamisch günstige elektrische Rückführung der Kolbenschieber-
position s
St3
realisiert. Für die zweite Stufe ist die Federrückführung i. Allg. aus-
reichend. Unter bestimmten Bedingungen, vor allem bei Problemen mit dem vor-
handenen Einbauvolumen für ein dreistufiges Servoventil, kann die dritte Stufe
direkt am Verbraucher angeordnet werden.
8.5 Elektrisch betätigte Stetigventile 273
s
PP
s
St2
PTAB
s
St3
Abb. 8.65 Dreistufiges Servoventil mit elektrischer Messung der Kolbenschieberposition
der 3. Stufe (Prinzip)
Die übrigen Ventilkomponenten werden an anderer Stelle untergebracht. In
diesem Fall empfiehlt sich oft die einfache Federrückstellung in der 3. Stufe an-
stelle der elektrischen Positionsmessung und Rückführung.
8.5.1.3 Dynamische Kenngrößen
Das dynamische Verhalten eines Servoventils wird davon bestimmt, wie der
Kolbenschieberweg der letzten Verstärkerstufe auf dynamische Änderungen des
elektrischen Stromes im Torquemotor (Sprungfunktionen unterschiedlicher Höhe
oder Sinusschwingungen unterschiedlicher Frequenz und Amplitude) reagiert und
welche Volumenstromverstärkung C
0H
und Druckverstärkung E
0H
diese letzte
Verstärkerstufe hat (einfaches lineares Blockschaltbild s. Abb. 8.66 a).
Zur Kennzeichnung des dynamischen Verhaltens werden Sprungantworten und
der Frequenzgang in der Darstellungsform als Bode-Diagramm genutzt. Variiert
werden als Parameter der Versorgungsdruck p
0
und der Volumenstrom Q
V
(der die
Strömungskräfte wesentlich bestimmt).
Sprungantworten werden seltener zum Vergleich dynamischer Kenngrößen he-
rangezogen, häufiger die Frequenzkennlinien des Bode-Diagramms. Dabei werden
274 8 Ventile
vor allem die Kennwerte 3-dB-Frequenz und 90°-Frequenz angegeben [8.40,
8.41]. In Abb. 8.66 b sind beispielhaft Amplitudengänge A(f) (mit den zu-
gehörigen Skelettkurven) und Phasengänge
M
(f) dargestellt.
a
K
1+2DT s+T
2
s
2
1
E
0H
C
0H
s
i (bzw. u
soll
)
-
'
p
Q
V
b
10 100 20050205
0
-10
2
-4
-2
-8
-6
-3 dB
f
Hz
dB
A
10 100 20050205
0
-100
-40
-20
-80
-60
-90 °
f
Hz
°
M
(2
S
.
T
RS
)
-1
(2
S
.
T
RF
)
-1
Federrück-
stellung (RS)
Federrück-
führung (RF)
elektr. Rück-
führung
Abb. 8.66 Dynamisches Verhalten von Servoventilen. a einfaches linearisiertes Modell
b Frequenzkennlinien zweistufiger Servoventile A normiertes Amplitudenverhältnis s/i
bzw. s/u
soll
als Funktion der Frequenz f,
M
Phasenverschiebung als Funktion von f
Die Schnittpunkte mit den Kennwerten 3-dB- und 90°-Frequenz sind ein-
getragen. Aus den Knickpunkten der Skelettkurven geht der Zusammenhang
zwischen Zeitkonstante T und der 90°-Frequenz bei proportionalem Verhalten mit
Verzögerung 2. Ordnung (s. Gl. (8.11) und (8.12)) hervor: f
90°
= (2
S
T)
-1
. Diese
Frequenz ist damit immer etwas größer als die 3-dB-Frequenz, bei der ein Rück-
gang des Amplitudenverhältnisses auf 0,71 = -3 dB entsteht. Der Unterschied ist
umso größer, je größer die Dämpfung D ist.
8.5 Elektrisch betätigte Stetigventile 275
In den Übertragungsfunktionen der Gln. (8.11) und (8.12) sind die Eigenzeit-
konstante T und die Dämpfung D die bestimmenden Parameter des dynamischen
Verhaltens. Bei Federrückstellung (s. Gl. (8.11)) ist T (hier mit Index RS) relativ
groß und es ist wegen großer Druckverstärkung E
0
die Dämpfung D deutlich grö-
ßer als eins. Bei Federrückführung (s. Gl. (8.12)) hat die Druckverstärkung E
0
Ein-
fluss auf T (hier mit Index RF), das damit deutlich kleiner werden kann als bei Fe-
derrückstellung. Die die Dämpfung D bestimmenden Parameter werden meist so
gewählt, dass D wenig größer als eins ist.
Bei elektrischer Rückführung der Kolbenschieberposition (s. Abb. 8.63) kann T
durch entsprechende Lagereglerbemessung noch kleiner, die Dynamik noch besser
werden. Das Amplitudenverhältnis wird oft noch zusätzlich mit Hilfe analoger
oder digitaler Filter in höheren Frequenzbereichen beeinflusst, womit Folgever-
zögerungen teilweise kompensiert werden. Der Effekt hängt aber zusätzlich davon
ab, wie hoch der Versorgungsdruck p
0
und der Volumenstrom Q
V
sind und ob die
Eingangsgröße ein Groß- oder ein Kleinsignal ist. (Bei Großsignalverarbeitung
wird nahezu der Wertebereich der Eingangsgröße als Sprunghöhe oder Amplitude
gewählt, bei Kleinsignalverarbeitung nur ein geringer Prozentsatz. Ersteres führt
oft zur Erreichung von Stellgrenzen und damit zu nichtlinearem Verhalten, das
normalerweise keine Frequenzgangbeschreibung erlaubt und im Bode-Diagramm
nicht dargestellt werden sollte.)
Die in Abb. 8.66 angegebenen 3-dB-Frequenzrelationen von etwa 1:3:10 zwi-
schen den drei Rückführprinzipien stimmen mit tatsächlichem Verhalten in der
Tendenz überein, können sich aber, wie auch die Zahlenwerte der Frequenzen,
verschieben.
Ähnliche dynamische Kennwerte wie zweistufige haben auch dreistufige Ser-
voventile mit elektrischer Rückführung der Position des Schiebers der 3. Ver-
stärkerstufe, da diese Verstärkerstufe ein leistungsstarkes Eingangssignal erhält.
Sie kann so ausgeführt werden, dass keine merkliche zusätzliche Verzögerung der
Stellbewegungen der Stellkolben der 2. und der 3. Verstärkerstufe entsteht.
8.5.2 Proportionalventiltechnik
Die Entwicklung stetig steuerbarer Elektromagneten aus den robusten Schalt-
magneten der konventionellen Wegeventile und ihr Einsatz vor allem in Wege-
und Druckventilen war ein wesentlicher Schritt zur Stetigsteuerung hydraulischer
Anlagen in rauer Industrieumgebung.
Für Wegeventile sind hubgesteuerte Magnete erforderlich, die stetig und fein-
fühlig die Position des Kolbenschiebers zu verändern in der Lage sind. Damit
können Steuerspalte der Wegeventile ebenfalls feinfühlig verändert werden, sie
können zusätzlich zur Wegeventilfunktion die Funktion eines Stromventiles er-
füllen.
Druckventile benötigen Magnete, die sehr kleine Wege überstreichen, aber ihre
Kraft auf einen Kolben, meist in einem Sitzventil, stetig und feinfühlig zu ver-
ändern in der Lage sind (kraftgesteuerte Magnete).
276 8 Ventile
8.5.2.1 Proportionalmagnet und Ansteuerelektronik
Hubgesteuerter Proportionalmagnet ohne Lageregelung. Er ist aus dem Gleich-
strom-Stellmagneten konventioneller Wegeventile entwickelt worden. Die ein-
fachste Variante ist ein Magnet, der eine einem Spulenstrom proportionale Kraft
erzeugt und gegen eine Feder arbeitet (s. Abb. 8.67). Eine wesentliche Eigenschaft
für eindeutige Ansteuerbarkeit muss sein, dass die Magnetkraft nahezu un-
abhängig von seiner Lage ist. Erreicht wird das durch einen relativ weit aus der
Magnetspule herausragenden Kern, wodurch sich der magnetische Widerstand in
einem großen Wegbereich nicht ändert. Magnet- und Reibungshysterese be-
schränken die Positioniergenauigkeit erheblich. Dadurch haben auch die von der
Lage des Schiebers abhängigen Ventileigenschaften deutliche Hystereseeinflüsse.
i i
s
Schieber
c
M
i
K
M
1
m
dt
³
dt
³
sss
F
B
Verstärker
mit Strom-
ausgang
u
soll
F
Stör
F
M
c
M
-
-
F
F
F
R
Abb. 8.67 Schema und Blockschaltbild eines hubgesteuerten Proportionalmagneten ohne
Lageregelung
Die geforderten Magnetkräfte sind wesentlich größer als in Servoventilen (1 bis
3 Größenordnungen), weshalb auch die bereitzustellenden Ströme hoch und die
Induktivität des Magneten groß ist. Um die Verzögerungszeitkonstante trotzdem
nicht zu groß werden zu lassen, wird der Verstärker mit einem Stromausgang ver-
sehen. Vielfach wird (wie in geregelten Gleichstrommotoren) der Strom in der
Ansteuerelektronik geregelt.
Hubgesteuerter Proportionalmagnet mit Lageregelung. Wesentlich geringeren
Einfluss auf die Positioniergenauigkeit haben Hystereseeinflüsse, wenn der Mag-
net lagegeregelt wird (s. Abb. 8.68).
Die Elektronik ist prinzipiell wie in Abb. 8.63 b oder c aufgebaut. Allerdings
muss der Endverstärker aufgrund des wesentlich kräftigeren Magneten wesentlich
höhere Leistungen als dort bereitstellen. Das Blockschaltbild zeigt Ähnlichkeit mit
Abb. 8.63 d. Die Feder hat kaum Einfluss auf das Verhalten (kleine Feder-
konstante); sie dient lediglich der Sicherung einer definierten Magnetposition bei
abgeschaltetem Strom i. Die Übertragungsfunktion ist damit ähnlich der in Gl.
(8.13):
8.5 Elektrisch betätigte Stetigventile 277
Für skF
R
und c
M
| 0 ist
sTksF
ss
SM
1
11
)(
)(
mit
k
m
T
S
S
.
Wenn T
V
auf
SV
TT eingestellt wird, ist
s
KKKK
k
Ksu
ss
MVPRWegsensor
Wegsensorsoll
1
11
)(
)(
.
(8.17)
i i
Sp.2Sp.1
s
c
M
i
K
M
1
m
S
dt
³
dt
³
sss
F
B
K
Wegsensor
u
soll
-
u
ist
F
Stör
K
PR
(1+T
V
s) K
V
F
M
c
M
-
-
F
F
F
R
Abb. 8.68 Schema und Blockschaltbild eines lagegeregelten hubgesteuerten Proportional-
magneten
Kraftgesteuerter Proportionalmagnet. In konventionellen Druckventilen wird der
Sollwert durch eine Federkraft vorgegeben. Auf Grund kleiner Wege des Schie-
bers in diesen Ventilen ändert sich die Federkraft nur wenig. Die Feder kann durch
einen Proportionalmagneten für kleine Wege, der ein kleineres Bauvolumen als
der hubgesteuerte benötigt, ersetzt werden. Sein Aufbau entspricht im Wesent-
lichen dem in Abb. 8.67, aber eine Abhängigkeit der Magnetkraft vom Weg (ana-
log der Federcharakteristik) ist hier erforderlich. Sie wird erreicht, indem der Kern
asymmetrisch innerhalb der Spule angeordnet wird (s. Abb. 8.69).
Eine Lageregelung ist auf Grund der kleinen Wege nicht sinnvoll. Bei der kon-
struktiven Gestaltung muss deshalb auf geringste Reibungskräfte geachtet werden.