O+P Fluidtechnik 10/2018

DRUCKFLÜSSIGKEITEN 03

DRUCKFLÜSSIGKEITEN 03 40 °C Fluidtemperatur: Oben die Wirkungsgrade der Axialkolbenpumpen, mittig die Wirkungsgrade der Zahnradpumpen, unten die Wirkungsgrade der Flügelzellenpumpen, n=1500 min -1 der durch Festkörperreibung entsteht, sowie einem hydrodynamischen Anteil zusammen. Dabei setzt das Entstehen von Einlaufeffekten wie z. B. dem Polieren der Oberflächen voraus, dass Festkörperreibung in der Pumpe auftritt (unter Vernachlässigung von elastohydrodynamischen Effekten). Ein Maß für die Dichtwirkung der Pumpe sowie die durch Kompression des Öls bedingten Verringerung des Fördervolumenstroms ist der volumetrische Wirkungsgrad. Er wird als Verhältnis vom gemessenem Fördervolumenstrom und dem aus dem Verdrängungsvolumen berechnetem Wert angegebenen. Das Produkt aus volumetrischen und hydraulisch mechanischem Wirkungsgrad ist der Gesamtwirkungsgrad einer hydrostatischen Verdrängereinheit /Mur12/. 1.5 VORUNTERSUCHUNGEN FORSCHUNG UND ENTWICKLUNG Um ein Vermischen der Testfluide zu minimieren, werden entsprechend den zu untersuchenden vier Ölgruppen alle großflächig benetzten Komponenten vierfach gefertigt und sind leicht austauschbar. Die mehrfach vorhandenen Komponenten sind: Der Tank, das Lastventil, der Kühler, die Filter, sowie ein großer Teil der Verrohrung neben den Pumpen. 1.4 PUMPENWIRKUNGSGRADE Um das Betriebsverhalten von hydraulischen Verdrängereinheiten zu charakterisieren wird zwischen hydraulisch-mechanischem und volumetrischem Wirkungsgrad unterschieden. Der hydraulisch-mechanische Wirkungsgrad ist als Verhältnis zwischen dem theoretisch benötigten Antriebsmoment und dem tatsächlich an der Pumpenwelle gemessenen Antriebsmoment definiert. Da die Berechnung des theoretischen Antriebsmomentes hier die auftretenden Reibungskräfte nicht mit berücksichtigt, liegt der theoretisch berechnete Wert immer unter dem real gemessenen, woraus sich ein Wirkungsgradbereich zwischen Null und Eins ergibt. Die in der Pumpe auftretenden Reibkräfte setzen sich aus einem Anteil, Neben den Prüfstandskomponenten wurden auch die Versuchspumpen entsprechend der verwendeten Ölklassen getauscht, um eventuelle Einflüsse von oberflächenwirksamen Additiven sowie Ölrückständen zu vermeiden. Diese Vorgehensweise impliziert allerdings, dass die fertigungsbedingte Streuung der Pumpen im Wirkungsgrad bekannt ist, um Wirkungsgradänderungen auf die verwendeten Versuchsöle zurückführen zu können. Zusätzlich muss der Einlauf der Pumpen mit berücksichtigt werden. In /Ott16/ wurde das Einlaufverhalten der Pumpen in je drei unterschiedlichen Betriebspunkten untersucht und der Zustand anhand der beschriebenen Wirkungsgrade bewertet. Dabei zeigte sich ein asymptotisches Verhalten des Wirkungsgrades über der Versuchszeit. Für die Einlaufzeiten wurde für die Axialkolbenpumpe 10 h für die Zahnradpumpe 25 h sowie für die Flügelzellenpumpe 40 h Betriebsstunden vorgeschlagen, die in der vorliegenden Untersuchung ebenfalls verwendet wurden. Um die fertigungsbedingten Wirkungsgradstreuungen zwischen den Pumpen zu erfassen, wurden für je fünf baugleiche Pumpen Wirkungsgradkennfelder unter Verwendung des Öls HLP 46-1 gemessen. 2 WIRKUNGSGRADEINFLUSS In Bild 03, Bild 04 sowie Bild 05 wird anhand der Wirkungsgradkennlinien der Öleinfluss auf den Pumpenwirkungsgrad ausgewertet. Oben in den Abbildungen sind die Wirkungsgrade der Axialkolbenpumpen, in der Mitte die der Zahnradpumpen und unten die der Flügelzellenpumpen gezeigt. Als Pumpendrehzahl wurde die übliche Nenndrehzahl von 1 500 min -1 gewählt. Der Druckbereich ist der jeweiligen Pumpenbauform angepasst. Die angegebenen Streuungen beziehen sich auf die fünf mit HLP-1 vermessenden Pumpen sowie auf eine Messung mit einem weiteren Mineralöl (HLP 46-2). Berücksichtigt wurden also die fertigungsbedingte Streuung der Pumpen sowie unterschiedliche Formulierungen der Mineralöle. Angegeben ist jeweils die zweifache Standardabweichung in den Diagrammen. Durch die hydrostatischen Entlastungen in den Pumpen steigen die 40 O+P Fluidtechnik 10/2018

DRUCKFLÜSSIGKEITEN Reibkräfte mit steigendem Druck langsamer an als die sich aus der Druckerzeugung ergebenen Triebwerkskräfte, so dass das Verhältnis aus theoretisch berechnetem Antriebsmoment und gemessenen, reibungsbehafteten Wert mit steigendem Druck größer wird. Dies gilt für die hydraulisch-mechanischen Wirkungsgrade aller hier dargestellten Pumpenbauformen. Der volumetrische Wirkungsgrad nimmt nur für die Axial- sowie Flügelzellenpumpen mit steigendem Druck streng monoton ab. Dem gegenüber wird bei den untersuchten Zahnradpumpen die axiale Spaltkompensation der Lagerbrillen bei höheren Drücken immer wirksamer, so dass der Wirkungsgrad hier wieder zunimmt /Ott16/. Für die untersuchten Axialkolbenpumpen lassen sich weder für den hydraulisch mechanischen noch für den volumetrischen Wirkungsgrad signifikante Wirkungsgradunterschiede zwischen den untersuchten Ölen feststellen. Die Kurven liegen innerhalb des Streuungsintervalls und können somit nicht eindeutig von den Referenzmessungen unterschieden werden. Für die Zahnradeinheiten liegt bei 60 und 80 °C der volumetrische Wirkungsgrad bei Verwendung von HETG insbesondere bei niedrigen Drücken leicht oberhalb der Streuung. Unterschiede im Hinblick auf die Wirkungsgrade bei verschiedenen Ölen zeigen sich am deutlichsten bei den Flügelzellenpumpen. Insbesondere bei 80 °C Fluidtemperatur liegen der volumetrische Wirkungsgrad des HETG sowie der des HEES signifikant über dem des Mineralöls. Bei HETG liegt der volumetrische Wirkungsgrad etwa 5 % über dem Mittelwert von Mineralöl bei 200 bar Betriebsdruck. Auch hinsichtlich des hydraulisch-mechanischen Wirkungsgrades ist das HETG-Öl der Mineralölreferenz überlegen. Anders als beim volumetrischen Wirkungsgrad trifft dies nicht auch auf das HEES Produkt zu, sondern auf das HVLP-Öl. 04 Werden die gemessenen volumetrischen Wirkungsgrade der Flügelzellenpumpe mit den Viskositäten der Testfluide bei 80 °C verglichen, so fällt auf, dass beide Bio-Hydrauliköle gegenüber den HLP-Mineralölen eine höhere Viskosität aufweisen. Dies führt, konstante Dichtspaltgeometrien vorausgesetzt, in der Pumpe zu einer Verringerung des Leckagedurchflusses und vergrößert so den volumetrischen Wirkungsgrad. Da die Viskosität des HVLP-Öls ebenfalls über dem der Mineralöle bei 80 °C liegt, hätte man bezüglich des volumetrischen Wirkungsgrades hier einen ähnlichen Effekt erwartet. Eine Erklärung dafür, dass dieses Verhalten nicht beobachtet wurde, kann aus dem nicht newtonschen Verhalten des HVLP-Öls resultieren. Bei Mineralölen und Bio-Hydraulikölen wird für die meisten Anwendungen davon ausgegangen, dass die Viskosität keine signifikante Scherratenabhängigkeit besitzt (newtonsches Fluid). Dem gegenüber wurde in /Sta73/ gezeigt, dass die Viskosität bei Mineralölen mit VI-Verbesserern unter hohen Scherbeanspruchungen deutlich abfallen kann. Da die in Bild 01 gezeigten Messungen bei, im Vergleich zum Pumpenbetrieb, sehr kleinen Scherraten aufgezeichnet wurden (Ubbelohde 60 °C Fluidtemperatur: Oben die Wirkungsgrade der Axialkolbenpumpen, mittig die Wirkungsgrade der Zahnradpumpen, unten die Wirkungsgrade der Flügelzellenpumpen, n=1500 min -1 Kapillare), ist es möglich, dass die reale Viskosität des HVLP-Öls in der Pumpe deutlich geringer ist. Da die Viskosität des HETG bei 40 °C geringer ist als die der Mineralölprodukte, würde umgekehrt in den Pumpen ein geringerer volumetrischer Wirkungsgrad erwartet werden (vgl. Bild 01). Da dies nicht der Fall ist, wird die Hypothese aufgestellt, dass die Fluidtemperatur in der Pumpe deutlich höher ist als am Sauganschluss. Hierfür wurde mit einer vergleichbaren Flügelzellenpumpe (31,8 cm -1 ) bei 200 bar Druck sowie 1 500 min -1 zusätzlich die Auslasstemperatur auf der Hochdruckseite der Pumpe gemessen. Unter Verwendung von ISO VG 46 Mineralöl beträgt die Temperatur bei einer Einlasstemperatur von 40 °C am Auslass der Pumpe 44 °C. Dies deutet darauf hin, dass die Temperatur in den Spalten der Pumpe deutlich höher ist als am Sauganschluss. Zumal das Öl, welches die Pumpe verlässt, eine Mischung aus Leckageöl sowie verlustfrei gefördertem (nicht erwärmten) Öl ist. Die Erwärmung aufgrund der Kompression des Öls beträgt für eine 300 bar Druckerhöhung etwa 0,1 °C bei Mineralöl und kann hier vernachlässigt werden. Wird von einem ähnlichen Temperaturverhalten auch bei Verwendung von HETG ausgegangen und das Ergebnis O+P Fluidtechnik 10/2018 41