Will D., Gebhardt N. (Hrsg.) Hydraulik: Grundlagen, Komponenten, Schaltungen
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468 14 Projektierung und Gestaltung von Kreisläufen
M
e
n
e
Steg
Hohlrad (n
H
, z
H
, M
H
)
(innenverzahntes Zentral- oder Sonnenrad
)
Planeten- oder Umlaufrad (z
P
)
M, n
Außenverzahntes Zentral- oder
Sonnenrad (n
A
=n, z
A
, M
A
)
i
1
i
2
(n
P
, M
P
)(n
M
, M
M
)
HHA
HAe
znzn
zzn
)(
HAe
MMM
mit
HA
A
e
A
zz
z
M
M
und
HA
H
e
H
zz
z
M
M
Abb. 14.40 Prinzip eines stufenlosen leistungsverzweigten Getriebes
Die Beziehungen des hydrostatischen Getriebes und der Zahnradpaarungen lauten:
M
P
P
M
V
V
n
n
,
P
M
P
M
V
V
M
M
,
H
P
P
H
M
M
n
n
i
1
,
M
M
M
M
n
n
i
2
.
(14.18)
Daraus sind die Übersetzungsverhältnisse i = n/n
e
, i
H
= n
H
/n
e
und die Leistungs-
anteile in den Zweigen des leistungsverzweigten Getriebes zu bestimmen:
21
21
)1(
iiV
V
z
z
iiV
V
z
z
n
n
i
M
P
A
H
M
P
A
H
e
,
21
21
iiV
V
z
z
iiV
V
n
n
M
M
P
P
M
P
A
H
M
P
ee
A
e
A
,
(14.19)
21
)1(
iiV
V
z
z
z
z
n
n
i
M
P
A
H
A
H
e
H
H
,
21
iiV
V
z
z
z
z
n
n
M
M
P
P
M
P
A
H
A
H
e
H
e
H
e
H
.
(14.20)
In Abb. 14.41 sind für z
A
= z
P
und damit z
H
= 3 z
A
sowie i
1
= i
2
= 1 die interessie-
renden Drehzahl- und Leistungsverhältnisse (Reibungsverluste vernachlässigt) in
Abhängigkeit des Verhältnisses der Verdrängungsvolumina von Pumpe und Hyd-
romotor dargestellt. Die Kurven des Drehzahl- und des zugehörigen Leistungs-
verhältnisses unterscheiden sich dabei nur durch den konstanten Faktor des Dreh-
momentverhältnisses im Planetenradgetriebe voneinander. Wird V
P
/V
M
auf einen
kleinen positiven Wert eingestellt, drehen sich Stegwelle, Hohlradwelle und Ab-
triebswelle gleichsinnig, die Abtriebswelle langsamer als die Hohlradwelle. Der
Hauptanteil der übertragenen Leistung wird über das hydrostatische Getriebe ge-
leitet. (Da Leistungsverluste in den bisherigen Berechnungen nicht berücksichtigt
worden sind, ist die Summe der beiden auf P
e
bezogenen Leistungsanteile immer
gleich eins.)
14.5 Kreisläufe mit Volumenstromquellen 469
-2 -1 43210
-2
-1
4
3
2
0
V
P
/V
M
i, i
H
i
H
= n
H
/n
e
i = n/n
e
1
a
P
i
/P
e
-2 -1 43210
-1
2
1
0
V
P
/V
M
P
H
/P
e
P
A
/P
e
(P
H
+P
A
)/P
e
b
Abb. 14.41 Kennlinien eines stufenlosen leistungsverzweigten Getriebes nach Abb. 14.40.
a Drehzahlverhältnisse als Funktion von V
P
/V
M
b Leistungsanteile als Funktion von V
P
/V
M
Mit wachsendem V
P
/V
M
(für das Verhalten ist es gleichgültig, ob dies durch
wachsendes V
P
oder abnehmendes V
M
realisiert wird, aber der Druck im hydro-
statischen Getriebe kann bei zu kleinem V
P
zu hoch werden) steigt die Ausgangs-
drehzahl n im Verhältnis zur Eingangsdrehzahl n
e
an, die Hohlrad- und damit die
Pumpendrehzahl nehmen ab. Der Leistungsanteil, der über das wirkungsgrad-
ungünstigere hydrostatische Getriebe übertragen wird, nimmt ab. Bei V
P
/V
M
= 1
sind alle Drehzahlen gleich groß, infolge der Momentenverhältnisse ist der
Leistungsanteil des mechanischen Zweiges nur ein Viertel der Gesamtleistung.
Erst wenn V
P
/V
M
> z
H
/z
A
= 3 wird, übersteigt der Anteil der über den
mechanischen Zweig übertragenen Leistung die des hydraulischen Zweiges.
Bei Über-Null-Steuerung der Pumpe (V
P
/V
M
< 0) ist über die Wirkungsumkehr
im hydrostatischen Getriebe eine Drehrichtungsumkehr der Abtriebswelle erreich-
bar. Aus den Kennlinien ist ersichtlich, dass dann die Hohlraddrehzahl und damit
die Leistung im hydraulischen Zweig stark ansteigen, weil im mechanischen
Zweig über das außenverzahnte Zentralrad Leistung in das Planetenradgetriebe
eingetragen wird (gekennzeichnet durch P
A
/P
e
< 0). Die Leistungsverzweigung
vollzieht sich am Getriebeausgang, die Hydromotorleistung wird aufgeteilt in die
Ausgangsleistung und in die zum Planetenradgetriebe zurückfließende. Im Plane-
tenradgetriebe summieren sich die Eingangsleistung und die zurückfließende zur
Leistung der Hohlradwelle. In diesem Bereich hat das leistungsverzweigte Ge-
triebe einen schlechten Wirkungsgrad.
Bei V
P
/V
M
of streben (für z
A
= z
P
und i
1
= i
2
= 1) n/n
e
o 4 und P
A
/P
e
o 1 (s.
Gl. (14.19)). Der Bereich mit sehr großem Verhältnis V
P
/V
M
ist in Abb. 14.41
nicht darstellbar. Deshalb wurden in Abb. 14.42 die interessierenden Drehzahl-
und Leistungsrelationen für diesen Bereich als Funktion von V
M
/V
P
dargestellt. Ist
V
M
= 0, dann ist i = 1 + z
H
/z
A
= 4. Das Hohlrad und die Pumpenwelle stehen. Die
gesamte Leistung wird über die Mechanik übertragen.
470 14 Projektierung und Gestaltung von Kreisläufen
210
-2
0
10
8
6
2
V
M
/V
P
i
H
= n
H
/n
e
i = n/n
e
i, i
H
4
a
210
V
M
/V
P
P
i
/P
e
-1
2
1
0
P
H
/P
e
P
A
/P
e
(P
H
+P
A
)/P
e
b
Abb. 14.42 Kennlinien eines stufenlosen leistungsverzweigten Getriebes nach Abb. 14.40.
a Drehzahlverhältnisse b Leistungsanteile als Funktion von V
M
/V
P
Eine noch größere Übersetzung i ist mit V
M
< 0 erreichbar; Motor und Pumpe
tauschen ihre Funktion, das Hohlrad wird in die Gegenrichtung angetrieben und
führt die vom außenverzahnten Zentralrad zuviel abgegebene Leistung über den
hydraulischen Zweig auf das Planetenrad zurück. Im Planetenradgetriebe summie-
ren sich die Eingangsleistung und die zurückfließende Leistung der Hohlradwelle
zur Ausgangsleistung P
A
. In diesem Bereich ist der Wirkungsgrad ebenfalls
schlecht, zudem wird die Abtriebswelle sehr stark belastet.
Allgemein kann gesagt werden, dass der Anteil der wirkungsgradgünstig auf
mechanischem Wege übertragenen Leistung mit größer werdendem und positivem
Faktor V
P
/(V
M
i
1
i
2
) zunimmt. Deshalb sind ausgeführte leistungsverzweigte Ge-
triebe i. Allg. mit zusätzlichen Schaltgetriebestufen kombiniert, um die stetige
Drehzahlstellung mit Hilfe des hydrostatischen Getriebes nur in seinen wirkungs-
gradgünstigen Einstellbereichen vorzunehmen. Meist wird der hydrostatische
Leistungsanteil unter 50 % gehalten [14.10, 14.13]. Beim Schalten von einem
Gang in den anderen wird zunächst in einen lastfreien Zustand übergegangen, da-
nach, meist über Drehzahlregelungen, Synchronität zwischen den Bewegungen
hergestellt und erst dann wieder eingekoppelt.
14.5.3 Dynamisches Verhalten
14.5.3.1 Bypass-Steuerung
In Abb. 14.43 sind Schema und Blockschaltbild der einfachen Bypass-Steuerung
und der Steuerung mit Drei-Wege-Stromregelventil dargestellt. Das Blockschalt-
bild der einfachen Bypass-Steuerung ist dem in Abb. 14.18 c ähnlich.
14.5 Kreisläufe mit Volumenstromquellen 471
a
Q
0
Q
VDr
V
0
m
s, s, s
V
1
p
2
= 0
Q
1
A
1
p
1
F
L
b
Q
0
Q
VD
Q
g0
p
0
VSD
V
0
m
s, s, s
V
1
p
2
= 0
Q
1
A
1
p
1
F
L
c
Q
0
dt
³
1
m
A
1
F
B
dt
³
1
(V
0
+V
1
)ß
p
1
Q
g1
p
1
-
F
R
F
L
s s
A
1
-
-
Q
VDr
d
dt
³
1
V
0
ß
p
0
Q
0
Q
g0
Q
1
'
p
p
0
p
1
Q
VD
-
-
dt
³
1
m
A
1
F
B
dt
³
1
V
1
ß
p
1
Q
g1
p
1
-
F
R
F
L
s s
A
1
--
Abb. 14.43 Bypass-Steuerung. a Schema der einfachen Bypass-Steuerung b Schema der Steue-
rung mit Drei-Wege-Stromregelventil
c zu a gehöriges Blockschaltbild d zu b gehöriges Block-
schaltbild
Eingangsgröße ist anstelle des Quellendruckes p
DQ
der annähernd konstante
Volumenstrom Q
0
der Volumenstromquelle. Wird das Verhalten simuliert, ent-
stehen unter bestimmten Voraussetzungen ähnliche Zeitverläufe wie bei Zulauf-
drosselung (vgl. Abb. 14.19 a mit Abb. 14.44 a).
Es wurden weitgehend die gleichen Parameterwerte verwendet, neuer Para-
meter ist Q
0
= 4 l/min. Zudem wird das unter dem veränderlichen Druck p
1
stehende Volumen jetzt größer (V
0
+ V
1
). Variiert wurde der Beiwert des Drossel-
ventils, das jetzt an anderer Stelle auch andere Werte annehmen muss. Bei dem
Beiwert k
Dr
A
Dr
= 10000 mm
4
/(s
N) fließen im stationären Zustand nur etwa 10 %
des Volumenstroms Q
0
über den Bypass.
Bei Erhöhung des Ventilbeiwertes auf k
Dr
A
Dr
= 40000 mm
4
/(sN) erhöht sich
dieser Anteil auf über 40 %, die stationäre Geschwindigkeit nimmt ab, die Dämp-
fung des Übergangsvorganges dagegen stark zu (s. Abb. 14.44 b). Umgekehrt
nimmt für k
Dr
A
Dr
o 0, also für großen hydraulischen Widerstand des Drossel-
ventils, die Dämpfung ab, der Einschwingvorgang kann sehr lange andauern. Das
ist aus der linearisierten Betrachtung (es werden gesetzt: R
h
= p
1
/Q
VDr
und
F
R
= k
.
v) zu erkennen.
Die Übertragungsfunktion v(s)/'Q
0
(s) lautet
222
1
1
0
21
1
)(
)(
sTsDTkRA
RA
sQ
sv
h
h
'
mit
(14.21)
472 14 Projektierung und Gestaltung von Kreisläufen
¸
¸
¹
·
¨
¨
©
§
m
VV
Rk
VV
m
AR
D
A
VVm
T
h
h
E
E
E
)(
)(2
1
)(
10
1011
10
.
v(t)
bar
mm/s
p,v
t
s
p
1
(t)
0
30
60
90
0 0,1 0,2 0,3
a
v(t)
bar
mm/s
p,v
t
s
p
1
(t)
0
10
20
30
40
0 0,1 0,2 0,3
b
vmmNsFinmdmQ
R
10/4
3
0
NFkgmmmVVNmmmm²A
L
200200010101000
35
10
123
1
|
E
Abb. 14.44 Anlaufvorgänge bei einfacher Bypass-Steuerung. a Druck p
1
(t) und Geschwindigkeit
v(t) bei k
Dr
A
Dr
= 10000 mm
4
/(s
N) b bei k
Dr
A
Dr
= 40000 mm
4
/(s
N)
Wird näherungsweise k = 0 gesetzt, ist zu erkennen, dass mit kleiner werdendem
R
h
die Dämpfung D größer wird. Bei wachsendem R
h
strebt D einem von der Rei-
bung bestimmten niedrigen Wert zu.
Komplizierter ist die Berechnung des Verhaltens bei Verwendung eines Drei-
Wege-Stromregelventils, da die Messdrossel die Volumina V
0
und V
1
so trennt,
dass sich die Ordnung des Systems erhöht (s. Abb. 14.43 b und d). Zudem ist das
Druckdifferenzventil des Drei-Wege-Stromregelventils selbst ein Feder-Masse-
System. Werden seine Trägheit vernachlässigt und seine Kennlinie Q
VD
= f(
'
p)
sehr steil angenommen, dann hat nur die analog zum Zwei-Wege-Stromregelventil
als Kapazität wirkende Kolbenbewegung Einfluss auf das dynamische Verhalten
(s. Gln. (14.6) und (14.7)). Der statische Regelfehler ist ebenfalls nahezu null.
14.5.3.2 Verdrängersteuerung
Ein hydrostatisches Getriebe (Hydromotor und Pumpe im geschlossenen Kreis-
lauf) mit seinen Hilfsantrieben für die Pumpen- und die Motorverstellung ist mit
den für die Berechnung des dynamischen Verhaltens wesentlichen Größen und Pa-
rametern schematisch in Abb. 14.45 a dargestellt.
Regelungen gemäß den Abb. 14.37 b und 14.34 a sind vorerst nicht berück-
sichtigt worden. Aus dem Schema des Getriebes ist das Blockschaltbild in Abb.
14.45 b entwickelt worden. Dabei wurden wiederum, wie bei den sekundär-
geregelten Antrieben (s. Abb. 14.24 a), die Hilfsantriebe als Übertragungsglieder
14.5 Kreisläufe mit Volumenstromquellen 473
mit Verzögerung 1. Ordnung beschrieben. Es wurden zudem die Motorreibung
drehzahlproportional und die Drehzahl der Pumpe n
P
konstant angenommen.
a
s
u
i
QQ
s
M
u
sMsoll
s
u
i
QQ
s
P
u
sPsoll
n
M
M
L
n
P
p
A
p
B
V
A
V
B
Q
gA
Q
gB
b
K
1P
1+T
P
s
S
K
2P
u
sPsoll
s
P
Q
P
V
P
*
n
P
1
V
A
ß
Q
gA
dt
³
p
A
1
V
B
ß
Q
gB
dt
³
p
B
'
p
S
M
L
S
K
1M
1+T
M
s
K
2M
u
sMsoll
s
M
V
M
*
-
-
Q
M
M
M
1
J s+k
30
S
n
M
-
S
30
Z
P
Z
M
c
Q
P
V
A
+V
B
(V
A
.
V
B
)
.
ß
Q
g
dt
³
-
Q
M
'
p
K
1P
1+T
P
s
K
2P
u
sPsoll
s
P
V
P
*
M
L
1
J s+k
30
S
n
M
Z
M
-
n
P
.
S
30
V
M
*
V
M
*
Abb. 14.45 Verdrängersteuerung eines hydrostatischen Getriebes. a Schema des ungeregelten
Getriebes
b nichtlineares Blockschaltbild bei Pumpen- und Motorverstellung c lineares Block-
schaltbild bei Pumpenverstellung
Bei Motorverstellung ist das Verhalten des Kreislaufs nur mit großem Fehler
linearisierbar, da die sich ändernden Größen V
M
* und
'
p multiplikativ verknüpft
sind (anstelle des Verdrängungsvolumens V ist für Berechnungen des dynami-
schen Verhaltens V* = V/(2
S
) zu verwenden, um die Relationen Moment/Druck
und Volumenstrom/Winkelgeschwindigkeit mit demselben Parameter beschreiben
zu können). Wird die Pumpe von einem Antrieb mit nahezu konstanter Drehzahl
n
P
| konst. angetrieben, ist die Pumpenseite linearisierbar (für den Fall, dass sich
474 14 Projektierung und Gestaltung von Kreisläufen
das hydrostatische Getriebe in einem leistungsverzweigten Getriebe befindet, ist
das nur mit Einschränkungen möglich). Die Leitungsvolumina V
A
und V
B
zwi-
schen Pumpe und Motor können in ihrer Gesamtwirkung zusammengefasst wer-
den. Die soeben beschriebenen Einschränkungen führen zu dem linearen Block-
schaltbild in Abb. 14.45 c (V
M
* = konst., n
P
= konst.). Die Übertragungsfunktion
n
M
(s)/u
sPsoll
(s) des ungeregelten Getriebes lautet damit:
22*
21
21
11
1)(
)(
sTsDTV
sT
nKK
su
sn
M
P
PPP
sPsoll
M
(14.22)
mit
S
2
*
M
M
V
V
)(
2
1
**
BA
BA
M
BA
BA
M
VVJ
VV
V
k
D
VV
VVJ
V
T
EE
.
Dieses Modell ist auf die Regelstrecken der Kreisläufe in Abb. 14.37 a und b an-
wendbar. In beiden tritt an die Stelle von V
M
*
in Gl. (14.22) die Fläche A des Zy-
linders, die rotatorischen Größen J,
Z
usw. sind durch die entsprechenden trans-
latorischen m, ds/dt usw. zu ersetzen. Beim offenen Kreislauf in Abb. 14.37 a
wirkt nur ein Volumen als Feder, das Volumen V
B
ist unendlich zu setzen; die
Eigenzeitkonstante T ist damit größer als beim geschlossenen Kreislauf.
Die verdrängergesteuerten Stetigantriebe mit Volumenstromquelle besitzen ei-
ne Verzögerung zweiter Ordnung infolge der Kompressibilität der Leitungen zwi-
schen Pumpe und Verbraucher und der Masse m oder des Trägheitsmoments J der
rotatorisch zu bewegenden Massen. Hinzu kommen die Verzögerungen durch den
Hilfsantrieb, die i. Allg. wegen der Widerstandssteuerung relativ klein sind. Da im
Hauptkreislauf keine Drosselstellen vorhanden sind, ist dieses System gedämpft.
Innerhalb von Drehzahl- und Lageregelkreisen kann die Dämpfung noch weiter
abnehmen. Dem wird mit unterlagerten Regelungen, z. B. der Druckdifferenz, be-
gegnet, die Regelung erhält dann eine sog. Kaskadenstruktur.
Die Regelstrecke der Drehzahlregelung in Abb. 14.45 ist durch das Block-
schaltbild in Abb. 14.45 c bzw. durch die Übertragungsfunktion Gl. (14.22) be-
schreibbar. In Abb. 14.46 ist in einem Blockschaltbild angegeben, wie die Dreh-
zahlregelung mit unterlagerter Druckregelung zur Verbesserung des dynamischen
Verhaltens strukturiert ist.
Der Drehzahlregler gibt die Führungsgröße des unterlagerten Druckregelkreises
vor. Da die Druckabschneidung und die Leistungsregelung ebenfalls über den
Hilfsantrieb zur Pumpenverstellung wirksam werden müssen, ist eine Auswerte-
schaltung (oder ein Auswerteprogramm in einem digitalen Regler) zum Erkennen
des kritischen Falles erforderlich, d. h., die Pumpe darf maximal so weit aus-
geschwenkt sein, dass kein Leistungs- oder Druckgrenzwert überschritten wird,
auch wenn der Drehzahlsollwert einen größeren Volumenstrom fordert.
Eine günstige Möglichkeit der Lageregelung dieser sehr schwach gedämpften
Antriebe (s. Abb. 14.37 b) ist die Zustandsregelung. Entscheidend für die Qualität
des entworfenen Reglers ist die Qualität des Streckenmodells, das dem Regler-
entwurf, der von Spezialisten vorgenommen wird, zugrunde liegen muss.
14.6 Vergleich der Kreislaufkonzepte 475
Q
P
V
A
+V
B
(V
A
.
V
B
)
.
ß
Q
g
dt
³
-
Q
M
'
p
K
1P
1+T
P
s
K
2P
u
sPsoll
s
P
V
P
*
M
L
1
J s+k
30
S
n
M
Z
M
-
n
P
.
S
30
V
M
*
V
M
*
Drucksensoren
für p
A
und p
B
unterlagerter
Druckregler
Auswerteschaltung
kritischer Fall
Tacho-
generator
Drehzahlregler
u
nsoll
u
'
psoll
u
pAist
u
pBist
Druckabschneider
Leistungsregler
u
'
pmax
u
Pmax
Abb. 14.46 Blockschaltbild der Drehzahlregelung in Abb. 14.45
14.6 Vergleich der Kreislaufkonzepte
14.6.1 Aufwand an Komponenten, Verlustleistungen
Die folgenden fünf Beispiele aus in den Abschn. 14.3 bis 14.5 beschriebenen
Kreislaufstrukturen sollen zunächst hinsichtlich Komponenten und Verlust-
leistungen verglichen werden:
1. drei Antriebe mit Widerstandssteuerung (s. Abb. 14.3 bis Abb. 14.6 sowie Abb.
14.8 und Abb. 14.9) an einer Druckquelle konstanten Drucksollwertes (s. Abb.
14.14 bis Abb. 14.16),
2. drei sekundärgeregelte (s. Abb. 14.10 und Abb. 14.11) Antriebe an einer
Druckquelle konstanten Drucksollwertes (s. Abb. 14.14 bis Abb. 14.16),
3. drei Antriebe mit Lastrückmeldung an einer Druckquelle verstellbaren Druck-
sollwertes (Load sensing, s. Abb. 14.29 bis Abb. 14.31),
4. drei Antriebe mit Drei-Wege-Stromregelventilen an je einer Volumenstrom-
quelle, die aus Konstantpumpe(n) mit einem Förderstrom Q
Pk
|
konst. besteht
(s. Abb. 14.35 c, die Druckbegrenzungsventile dienen nur als Sicherheits-
ventile),
5. drei Antriebe an je einer verdrängergesteuerten Volumenstromquelle (s. Abb.
14.37 und Abb. 14.39).
Um die unterschiedliche Wirkungsweise der Kreisläufe demonstrieren zu können,
sollen die jeweils 3 Antriebe gegen unterschiedliche und in einem Fall veränder-
liche Lastdrücke p
Lastk
(t), k = 1, 2, 3 arbeiten.
476 14 Projektierung und Gestaltung von Kreisläufen
Tabelle 14.4 Vergleich mehrerer Kreislaufkonzepte
Kreislaufbei-
spiel
Erforderl. Komponen-
ten
/zus. Verluste
Lastdrücke p
Lastk
(t) und Druckabfälle
'
p
HSi
im Haupt-
strom
1.
3 kon-
ventionelle An-
triebe an einer
Druckquelle
konstanten
Drucksollwer-
tes
3 Verbraucher,
3 Steuerungen (mit
Wege- und Drossel-
funktion),
1 Druckquelle mit
i. Allg. 1 Pumpe +
Druckregler
Keine Nebenstromver-
luste,
keine Verluste in
Hilfsantrieben
p
Last1
p
Last3
p
Last2
t
pp
DQ
= konst.
p
Dr i
2.
3 sekundär-
geregelte An-
triebe an einer
Druckquelle
konstanten
Drucksollwer-
tes
3 verstellbare Hy-
dromotoren oder Hyd-
rotransformatoren mit
Arbeitszylindern,
3 geregelte Hilfs-
antriebe + Drehzahl-
und/oder Lageregler,
1 Druckquelle mit im
allg. 1 Pumpe + Druck-
regler
Keine Nebenstromver-
luste, Verluste in Hilfs-
antrieben
p
Last1
p
Last3
p
Last2
t
p
p
DQ
= konst.
p
Dr i
= 0
3.
3 Load-
sensing-An-
triebe an
Druckquelle
verstellbaren
Drucksollw.
(Druck-
abschneidung
oder Leistungs-
regelung nicht
aktiv)
3 Verbraucher,
3 Steuerungen (mit
Wegefkt. und Volu-
menstromregelung),
Schaltung zur Er-
mittlung von p
Lastmax
,
1 Druckquelle mit im
allg. 1 Pumpe + Druck-
regler + Sollwert-
eingang
Keine Nebenstromver-
luste, keine Verluste in
Hilfsantr.
p
Last1
p
Last3
p
Last2
t
p
p
DQ
p
Dr i
p
Lastmax
14.6 Vergleich der Kreislaufkonzepte 477
Tabelle 14.4 Vergleich mehrerer Kreislaufkonzepte (Fortsetzung)
Kreislaufbei-
spiel
Erforderl. Komponen-
ten
/zus. Verluste
Lastdrücke p
Lastk
(t) und Druckabfälle
'
p
HSi
im Haupt-
strom
4.
3 Antriebe mit
Drei-Wege-
Strom-
regelventilen
an 3 Konstant-
pumpen
3 Verbraucher,
3 Steuerungen (mit
Wegefunktion und Vo-
lumenstromregelung),
t 3 Konstantpumpen
als Volumenstrom-
quellen + 3
Druckbegrenzungs- als
Sicherheitsventile
Nebenstromverluste
vorhanden (P
Verlk
=
(Q
Pk
– Q
Vk
)
.
p
VQk
),
keine Verluste in Hilfs-
antrieben
t
p
Last1
p
Last3
p
Last2
p
p
Dr i
p
VQ1
p
VQ3
p
VQ2
5.
3 Antriebe an
3 verdränger-
gesteuerten Vo-
lumenstrom-
quellen
3 Verbraucher,
3 Verstellpumpen als
Volumenstromquellen
+ n Druckbegrenzungs-
als Sicherheitsventile,
meist 3 Hilfsantriebe
für die Pumpenver-
stellung
Keine Nebenstromver-
luste,
Verluste in Hilfs-
antrieben
p
Last1
p
Last3
p
Last2
t
p
p
VQ1
p
VQ3
p
VQ2
p
Dr i
= 0
In Tabelle 14.4 sind für die 5 Kreislaufbeispiele zusammengestellt:
der Aufwand an Komponenten,
die für die Kenntlichmachung der unterschiedlichen Wirkungsweisen und für
die Abschätzung der Drosselverluste entstehenden Druckabfälle im Hauptstrom
zu den Verbrauchern
'
p
HSi
,
zusätzliche Verluste (in einer Spalte mit den erforderlichen Komponenten).
Am Komponentenaufwand wird ein wesentlicher Unterschied zwischen den
Grundkonzepten Druckquelle und Volumenstromquelle deutlich: der Aufwand an
Pumpen, Antriebsmotoren und Behältern. Zusätzlichen Aufwand ergeben auch die
für Verdrängersteuerungen fast immer erforderlichen Hilfsantriebe mit ihrer
Druckquelle.
Die unterschiedlichen Wirkungsgrade der Konzepte können mit Hilfe der Spal-
te „Lastdrücke p
Lastk
(t) und Druckabfälle
'
p
HSi
im Hauptstrom” verglichen werden.
Die Druckabfälle
'
p
HSi
sind am größten im Beispiel 1, weil der Druck der Druck-