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1. Rhein Nr Name Jahr Turbinen MW m s H m 19 Ryburg Schw rstadt 1931 84 4K 149 2 1440 11 5 20 Rheinfelden 1898 85 6K 27 3 600 51 21 Augst 1912 94 7S 4F 46 2 750 4 5 6 7 22 Wyhlen 1912 93 65 5F 38 5 750 4 5 6 7 23 Birsfelden 1955 4K 70 4 1200 6 6 24 Zwingen 1913 62 IK 0 3 11 37 25 1945 IK 0 9 12 8 0 Aare Nr Name Jahr Turbinen MW 8 m 1 Interlaken 1894 32 3P 0 8 30 3 7 2 Thun Aare I 1964 2K 6 3 124 6 1 3 Thun Aare II 1917 2 1 7 37 5 8 4 Matte 1879 86 1S 1 1 40 3 2 5 Felsenau 1909 79 1B 11 2 100 12 3 6 M hleberg 1920 65 6F IK 48 0 290 18 2 7 Lessoc 1973 3F 8 5 42 23 1 8 Oelberg 1910 80 2K 3F 17 7 97 20 0 9 Niederried 1963 2K 15 0 170 9 0 10 Aarberg 1968 2K 14 7 170 10 0 11 Kallnach 1913 80 1B 8 3 45 20 5 12 Hagneck 1900 2K 3P 12 7 175 9 0 13 Le Chalet 1894 52 1 7 15 13 5 14 Orbe Moulins 1920 82 0 5 15 4 6 15 Br gg 1995 2K 5 2 220 2 7 16 Hagersh sli 1854 85 1S 0 5 11 5 7 17 B tterkinden 1855 83 1S 0 4 12 4 1 18 Utzensdorf 1893 49 IK 0 3 12 3 8 19 Gerlafingen I II 1889 57 2K 0 7 12 4 9 20 Biberist 1864 85 0 5 13 4 6 21 Emmenhof 1863 41 0 3 12 3 3 22 Derendingen I II 1876 18 2F 0 6 10 8 0 23 Flumenthal 1970 3B 23 4 351 7 5 24 1970 3B 25 3 360 8 1 25 Wynau 1896 79 2K 2 6 64 5 0 A2 Anhang
2. Anhang Niederdruckkraftwerke der Schweiz A7 Rhein Ars Aan P Ars ArstA Nr Name m m m 1 Reichenau 41 12 6 79 1 00 0 19 0 87 0 13 7 Rheinau 270 40 18 79 43 78 0 23 0 30 0 70 14 Eglisau 50 40 2 84 2 03 0 10 0 58 0 42 17 Laufenburg 202 26 21 43 2 88 0 13 0 88 0 12 18 S ckingen 334 65 37 94 17 39 0 16 0 69 0 31 19 Ryburg 1420 40 181 60 218 40 0 28 0 45 0 55 21 Augst 111 20 11 90 13 50 0 20 0 47 0 53 23 Birsfelden 116 85 12 10 14 00 0 22 0 46 0 54 Aare Ars Ars Ars A Nr Name m 4 Matte 6 86 0 89 0 01 0 14 0 89 0 11 5 Felsenau 8 00 1 01 1 24 0 28 0 45 0 55 6 M hleberg 24 75 2 64 0 84 0 14 0 76 0 24 7 Lessoc 16 20 4 50 1 30 0 36 0 78 0 22 8 lberg 293 80 42 64 18 71 0 09 0 70 0 30 9 Niederried 230 58 28 27 25 90 0 24 0 52 0 48 10 Aarberg 226 92 14 95 23 30 0 17 0 39 0 61 11 Kallnach 72 35 17 84 5 46 0 32 0 77 0 23 12 Hagneck 43 08 5 53 5 40 0 25 0 51 0 49 15 Br gg 233 99 41 15 41 24 0 35 0 50 0 50 22 Flumenthal 111 50 21 25 21 40 0 38 0 50 0 50 23 Bannwil 356 76 59 98 36 33 0 27 0 62 0 38 24 Wynau 219 10 27 09 18 20 0 21 0 60 0 40 25 Schwarzh usern 81 13 8 45 8 20 0 21 0 51 0 49 26 Ruppoldingen 28 00 4 20 3 00 0 26 0 58 0 42 27 G sgen 86 00 16 20 8 00 0 28 0 67 0 33 28 Aarau 120 60 15 58 8 20 0 17 0 66 0 34 29 R chling 56 2
3. i i 5 EE EE Ee CEAR EE 0 1 0 3 0 4 0 5 0 6 Vergleichende Darstellung der berechneten Verlustbeiwerte in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades P nach verschiedenen Autoren f r die einzelnen Rechen Rechen A Rechen B Rechen Rechen D A Rang A A Rang Kirschmer 5 4 Spangler 96 84 97 Fellenius 65 48 Escande 84 99 Berezinski Idel cik 92 USBR Gl 4 2 Tab 4 6 135 Auflistung der berechneten Verlustbeiwerte nach verschiedenen Autoren f r die einzelnen Rechen mit Rechteck St ben A gibt den Prozentsatz im Vergleich zu den Werten nach Kirschmer an Die Werte nach Kirschmer kursiv sind als Referenzwerte mit 100 angenommen da die Beziehung von Kirschmer bis heute die in der Praxis am meisten verwendete ist 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 102 Je nach betrachtetem Rechen ist die Reihenfolge kleinster Verlustbeiwert Rang 1 gr sster Verlustbeiwert Rang 8 unter den Autoren verschieden Zum Beispiel ergibt sich f r Rechen A nach Escande 1947 der kleinste Rang 1 und nach USBR 1977 der gr ss te Rang 8 Verlustbeiwert Hingegen ergib
4. 6 E SES ITT EFIA a E Kirschmer Mosonyi 1 Spangler 2 J 5 Idel cik 6 8 H Zimmermann 7 gt 014 6 9 E 4 eat J u 5 2 E rE 0 S a aall II KEE LEE 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 4 13 Vergleichende Darstellung der am Modell gewonnenen Ergebnisse Gl 4 6 mit berechneten Verlustbeiwerten Gps f r 15 in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades P nach verschiedenen Autoren 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 112 Autoren Vergleich 30 6 FIT et U FFFA m t 8 Kirschmer Mosonyi1 J E Spangler 2 J 5 Idelcik 6 E Zimmermann 7 5 01 4 6 9 AE m z st E 0 E STEI Ir pr EE L 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 4 14 Vergleichende Darstellung der der am Modell gewonnenen Ergebnisse Gl 4 6 mit berechneten Verlustbeiwerten f r 30 in Abh ngigkeit
5. TSA TSA TSH SA B24 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung 7 99 INZ 8 04 wP ZU MqAN 33 joyur Dia 7149 INZ ESH dAL B25 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung 1195 SUOMTIGISAIISA INZ SEIASSISSON STH geEL wP ZU MqAN 33 joyur Dia 7149 INZ Presi Sfyospnejug B26 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zuoing n 449 INZ 15 97 g
6. wP ZuU MqAn 33 joyur Dia 7149 INZ 5 dAL osmej Vergleich Naturmessung Modell Anhang Vergleich Naturmessung Modell Vergleich Naturmessung Modell Naturmessung 3 x 10 kg EK Abb 2 Einbau der Verlegungselemente einem der BKW Energie AG Cl Anhang Vergleich Naturmessung Modell Kolonnen Messpunkte f r Durchflussmessung 2 Q 9 6 oi E HO e T e ZIII 0 092 L 0 092 L 825 0 3675 L 0 3675 L Abb C 3 Allgemeiner Messraster nach 150 3354 1975 Rechenfeld 2 Rechenfeld 1 Kolonne Kolonne Kolonne Kolonne Kolonne Kolonne Kolonne Kolonne 8 7 6 5 4 3 2 1 Gewicht Gewicht Gewicht Gewicht Gewicht Gewicht Gewicht Gewicht k k k k k k k k I 2 3 3 2 2 3 3 2 H 2 0 0 2 2 0 0 2 G 5 3 3 5 5 3 3 5 F 0 6 6 0 0 6 6 0 E 6 0 0 6 6 0 0 6 D 0 6 6 0 0 6 6 0 5 3 3 5 5 3 3 5 B 2 0 0 2 2 0 0 2 A 2 3 3
7. 6 15 30 4 1 T T T T T T T T T T T T T T 4 KS T T T T T T T T T T T I T T T T ERR 2 J el RechenD J g5 en a EE EE F Rechent J 2 5 C Q Ch gt Zach nechen Cl 9 BCEE re 5 Se nn SE S BE J Bu Rechen A __ ost Seege J en ns E e 1 E Bett le LE Ch EEN ers 20 lee 1000 2000 3000 4000 5000 1000 2000 3000 4000 5000 b Abb 4 10 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes von der Reynolds Zahl Re a f r einen Schr ganstr mwinkel 6 15 b f r einen Schr ganstr mwinkel 6 309 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 107 In Abb 4 11 ist der Verlustbeiwert ps in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades f r die einzelnen Anstr mwinkel 0 6 15 30 mit der jeweiligen Trendkurve dargestellt Die detaillierten Zahlenwerte der Messungen und die daraus resultierende Ermittlung des Verlustbeiwertes sind im Anhang Tab 5 bis B 7 angegeben 6 09 15 4 EEE ITT T 4 Br ET ERTL BASE FI J FI J ant EE ne er ant SE Pet EE
8. gt Spangler Idel cik Zimmermann GI 4 5 Kirschmer Mosonyi 5 10 15 20 25 d Autoren Vergleich Rechen B P 0 34 Ek H Kirschmer Mosonyi Spangler Idel cik Zimmermann 0145 B I Er KK E Wen dek J 0 5 10 15 20 25 30 Autoren Vergleich Rechen D P 0 55 KA CET EES ck H J Kirschmer Mosonyi E Ee r Spangler C Ide cik S Zimmermann J 8 01 45 I no 5 d gd 6174 ET SCH l l I gr e 0 5 10 15 20 25 30 113 Vergleichende Darstellung der hier entwickelten Beziehung nach Gl 4 5 mit den be rechneten Verlustfaktoren ks infolge der Schr ganstr mung nach verschiedenen Au toren a f r Rechen A b f r Rechen f r Rechen d f r Rechen D Ein m glicher Grund daf r K nnte sein dass die Werte nach Kirschmer Mosonyi aus Beobachtungen in der Natur stammen und somit der Gesamtverbauungsgrad bei den Na turmessungen mitber cksichtigt wurde da bekannterweise die Beziehung nach Kirschmer
9. 5 30 N herungskurven nach GI 4 5 N herungskurven nach GI 4 5 N i COE e Fr Bi 0 5 LAST KE KK KE 0 5 KEE ZE SE EK 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 5 10 15 20 25 30 a b Abb 4 12 Messresultate und N herungskurven der Abh ngigkeit des Verlustfaktors k infolge Schr ganstr mung vom Verbauungsgrad b vom Anstr mwinkel 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 109 Die N herungskurve kann folgendermassen beschrieben werden 0 1 1 Aua k 1 6 426 4 5 9 Dabei entspricht ks Verlustfaktor infolge Schr ganstr mung allein P Verbauungsgrad und Winkel der horizontalen Schr ganstr mung Die Gl 4 5 besitzt gegen ber den Messwerten eine Korrelation von 0 99 und erf llt die Rand bzw Extremwertbedingungen P0 gt k gt o undP gt 1 gt k 1 90 gt k gt 1undd 90 gt k Der Gesamtverlustbeiwert Ces resultierend aus Verbauung und Schr ganstr mung 0 0 gt 1 ergibt sich somit zu 3 Gp k Ir Sj f LLa psa GI 4 6 In der Praxis werden Schr ganstr mungen von 50 und mehr sehr selten sein Als m gliche Ursachen f r sehr grosse Winkel der Schr ganstr mung 6 gt 50 k nnen z B der Rechenebene unmittelbar vorgelagerte Rankine Wirb
10. INZ 5 55 mt 97 PUNY B19 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zuofng n L 449 IOMIOgISN IOA Zunuysarog INZ 6 9 LCU REN unug 47 Py dAL 33joyur Dia 149 JUNUYIII J 107 IJEIPMSIASSIIN wwo 47 puny dAL 20 Anhang Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zuofng n L 449 IOMIOgISN IOA INZ 0 LCU REN 17 SPPA TAL 33joyur Dia 149 JUnNUYIII J 107 IJEIPMSIASSIIN wuli 47 SPPA zdu L B21 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zuofng n L 449 IOMIOgISN IOA Zunuysarog INZ
11. ee e eE E 0 1 2 3 4 5 Ve mis Abb 2 37 Vergleich der Rechenverluste Ahr nach verschiedenen Autoren f r eine frontale Anstr mung 09 in Abh ngigkeit der Anstr mgeschwindigkeit vr Den h chsten Energieverlust liefert die Berechnung nach USBR Gl 2 33 Der Ener gieverlust nach USBR ist ca 2 75 mal so gross als der nach Escande und immer noch dop pelt so gross als nach Kirschmer der in der Praxis am meisten verwendeten Berechnungs methode Die Berechnungsweise nach USBR Gl 2 33 ergibt recht genau denselben Ver lustkoeffizienten Gr wie nach Fellenius Durch die Ber cksichtigung der Geschwindigkeit nach USBR zwischen den Rechenst ben welche im vorliegenden Fall 20 gr sser ist als 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 56 die Geschwindigkeit vor dem Rechen f llt der Energieverlust am Rechen deutlich gr sser aus als mit der Gleichung von Fellenius Berezinski ber cksichtigt in seiner Beziehung unter anderem auch einen Faktor mit dem das Alter des Rechens und die Effizienz der Rechenreinigung ber cksichtigt wird Dieser Faktor Kperez ist f r die Berechnung bewusst tief mit 1 15 gew hlt worden Dies ent spricht einem neuen Rechen mit moderner Rechenreinigungsanlage Der Faktor Kgerez be r cksichtigt das Verh ltnis Stabl nge zu lichter Stabweite b und nimmt mit der gew hl ten Geometrie den tiefst m glichstenen Wert an Bei konstanter lichter Stabweite b und ver
12. 0 19 0 34 0 46 b 45mm b 15mm b 7 5mm Abb 4 3 Schemaskizzen der untersuchten Rechen 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 99 Die Beziehung nach USBR 1977 ber cksichtigt als einzige der bekannten Verlustfor meln die freie Durchflussfl che zwischen den Verbauungsteilen und somit auf indirekte Art den Verbauungsgrad Kirschmer 1926 und andere bekannte Autoren ber cksichtigen in ihren Formeln zur Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen jedoch nur die Verbauungsfl che der Rechenst be Ars z B durch das Verh ltnis s b bzw s b s Damit wird ein bedeutender Teil bis zu 70 der tats chlichen Verbauungsfl che nicht erfasst Es liegt auf der Hand dass dadurch der Rechenverlust massiv untersch tzt wird Aus die sem Grund wird f r die vorliegende Untersuchung die Verbauung P bewusst ber cksich tigt Wird der Verbauungsgrad P mit dem Verh ltnis s b s welches dem Verbauungsgrad allein durch die Rechenst be entspricht verglichen f llt auf dass der Gesamtverbauungs grad P beim Rechen A um 90 beim Rechen B um 36 beim Rechen C um 15 und beim Rechen D um 10 gr sser ist als die Verbauung durch die Rechenst be siehe Tab 4 5 Die Modellrechen weisen somit dieselbe Verbauungscharakteristik wie die mittels Fragebogen ausgewerteten Rechen in der Natur auf Die meisten Rechen in der Praxis entsprechen hinsichtlich dem Verbauungsgrad P d
13. 85 3 4 3 Versuchsstand unter Druckabfluss AAA 86 3 5 eier lan dE 88 3 59 15 BEE 88 3 5 2 Resultatermittlung bei Freispiegel und Druckabfluss 0 0 89 4 DARSTELLUNG UND DISKUSSION DER 93 41 EE ee ae RE EEE 93 4 1 1 Methodik und onen 93 4 1 2 Untersuchung auf Massstabseinfl sse AA 95 4 27 Einfluss der EI Rn a 98 KGR Su 98 4 2 2 Ergebnisse Ess 99 4 2 3 Vergleich und Folgerungen een 100 4 3 Einfluss der horizontalen Schr ganstr mung 2240224022002 en 103 4 3 Emilen ec Hin 103 43 2 EE 106 4 3 3 Vergleich und Folgerungen 110 4 4 Einfluss der Verlegung ra eis isses Ei kan 115 Inhaltsverzeichnis 4AT SE EE 115 44 11 use aaa lan ls 115 4 4 1 2 klar in 115 4 4 1 3 228 denn Han 117 4 4 1 4 Zusammenhang Verbauung Verlegung Blockierung 119 4 42 TErgebnissern nn nee E A ESA 120 4 4 2 1 Verlustfaktor f r Verlegungsarten der Gruppe 1 125 4 4 2 2 Verlustfaktor f r Verlegungsarten der Gruppe 2 129 4 4 3 Vergleich und F
14. 9 45 SIP MNZ 155 8 Anhang Ergebnisse der experimentellen Untersuchung US2IOINY IN Q 3 1 01 508861425 945 s p get Op 1 9 Jop pun s Ozu S P 8 9 del aan 949 49 949 4 945 10 49 to Io EI 949 45 3 stm JP PPI 1 51 9 deg yoru 10 Fr dey yoru 4 UIIOINY INJ ST 9 q 8 949 S P 9 Anhang Ergebnisse der experimentellen Untersuchung MJ 06 9 FunwgnsuegeIyag 94 ed ey 45 49 ey zo 19 49 10 a e5 4 3 XD PPI aapdue
15. 945 1 MZ F A QBL gt H uPA 0 9 pun 8 9 49 S P INZ IJEIJPMSIISSIIN Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung ST 9 FSunwgnsuegeiyss 949 49 SSUOMIIAISNIIA S P INZ eynsaisssawW 9 9 gt H uPA 0 8 33joyur 9 45 S P MZ IJLJPNSIASSIN B7 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung 0 0 8 949 49 SIIIMISAISNLIIA S P INZ 5 L LL gt H uPA Ess Funwo ysugsgAaydS
16. AH x D N 4 Trendlinie DEREN Rechen 7 C 1 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 d Abb 4 24 Einfluss der Verlegung V auf den Verlustfaktor f r Verlegungsarten aus Gruppe 2 a f r Rechen A Verbauungsgrad P 0 19 lichte Rechenstabweite b 45mm b f r Rechen B Verbauungsgrad P 0 34 lichte Rechenstabweite b 15mm f r Rechen Verbauungsgrad 0 46 lichte Rechenstabweite b 7 5mm d f r Rechen D Verbauungsgrad P 0 55 lichte Rechenstabweite b 5mm Die in Abb 4 24 dargestellten Trendlinien f r den Verlustfaktor in Abh ngigkeit der Verlegung V lassen sich mit der Gl 4 15 folgendermassen beschreiben 12 nn Gl 4 15 1 V 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 131 Dabei entspricht Verlustfaktor infolge Verlegung f r Verlegungsarten aus der Gruppe 2 P Verbauungsgrad P nach Gl 4 7 Verlegungsgrad nach Gl 4 8 Gegen ber den Messwerten weist die Gl 4 15 eine Korrelation von 0 97 auf und erf llt die folgenden Extremwert und Randbedingungen V gt 0 gt y gt l V gt l l gt y gt Die N herungskurven nach Gl 4 15 und die Messwerte sind in Abb 4 25a dargestellt Die Abb 4 25b zeigt die Abh ngigkeit des Verlustfaktors vom Blockierungsgrad wobei der Blockierungsgrad nach Gl 4 10 ermittelt werden kann
17. PUN AP IMJ Ay us oyyepsn oA 449 CT Ay Ay 45 4 Ay 45 4 Ay REELLE 21 6 AN dey 99215 3 58 g AP INJ Ay 449 B14 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung O1 CT IN AP A PUN J Ay VALP JIA 449 IMISSNA Ay Ay 49 4 Ay 45 4 Ay REELLE 9T EL AN geL E Tr r dey 99215 8 8 g AP INJ Ay 449 B15 Wesgungs Io A Ay 4 NOM ININ et
18. Verlustfaktor Gruppe 2 Verlustfaktor k Gruppe 2 5 EFFE Ek Frl T 1 EES 4 5 PET CC 7 T LEE C kel J Ek E V2025 s 45 Messung RechenA R m Messung RechenB E 4 Messung RechenC 3 5 e GEBE L Messung RechenD 3 5 3 gain re Or E C gJ 5 3 E 2 5 E EES C ee S I E EE GI 15 J 2 5 E A 22 15 H E g E BH 1 4 DER EE pie l je amp 0 5 EE EE UE KA KE GEZ 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 0 0 1 02 03 04 05 06 07 a b Abb 4 25 Darstellung der Verlustkurven nach Gl 4 15 f r die Verlegungsarten nach Gruppe 2 f r die untersuchten Rechen A bis D a in Abh ngigkeit der Verlegung V b in Abh ngigkeit der Blockierung B Die Gr sse der einzelnen Verlustanteile aus Verbauung P und Verlegung V am Verlust beiwert sind in Tab 4 13 aufgelistet Der Verlustfaktor infolge einer Verlegung V aus der Gruppe 2 ist beim Rechen f r alle Verlegungsgrade gegen ber dem aus der Verbauung P dominierend Faktor gt 2 nimmt jedoch mit zunehmendem Verbauungsrad bei konstantem Verlegungsgrad kontinu ierlich ab Die Verlustcharakteristik ist f r die Gruppe 2 dieselbe wie schon f r die Gruppe 1 lediglich die prozentuale Zunahme ist f r eine Verlegung
19. 1 1000 2000 3000 4000 5000 Typ TP1 rund 0mm 4 LT T T T T T T T T T T T T T L Deg H A p REN Rechen D ER ee 2 5 ee Biest e Er EN EISESPRERFR d Seier Eege 2 J en E ss gt EE Rechen A 000 A F Re 5 0 L KL 3 1000 2000 3000 4000 5000 3 5 2 5 TP2 eckig 1 1200mm 144 E T T T T T f T T T T T T T T T T sl e i lem Rechen Dr EE 2 pen 0 L I L I I 11 11 1000 2000 3000 4000 5000 b Typ TP2 eckig 400mm 4 I Sp Mee bes F H Rechen D BEER EE BEE EE e See EEN Rechen C Eege S E elen rn Se J JEE sii ie EE EE 2 MEN RechenB O O OOo 3 De Rechen Ava 9 0 1 1 1000 2000 3000 4000 5000 TP2 eckig 0mm auch 1 T T T T T T T T T T T T T T E en HI 4 3 5 SE Bien DEE EEE ET at Hp RE ER Rechen Er Don en Se Eee SE S
20. E SN gt H rz 77 Niederried St KW Niederried Radelfingen OW Kanal 0 Aare Abb 6 1 Situation der Wasserfassung KW Kallnach beim KW Niederried Radelfingen Aare Transport ffnung 461 14 Winterstau sommes OO gt Freispiegelstollen zum KW Kallnach Abb 6 2 L ngsschnitt durch die Wasserfassung des KW Kallnach Durch die Transport ffnung wurde die Wasserspiegellage nach dem Rechen gemessen 6 Naturmessung 181 Das Kraftwerk besitzt folgende Kenndaten Anlagekenndaten Rechenkenndaten Maschine 1 Kaplan Rohrturbine Rechenstabprofil Fischbauch Leistung 1 x 8 050 kW Lichte Rechenstabweite b 49 8mm Ausbauwassermenge 4517 5 Rechenstabdicke 8 16mm Fallh he 20 5m Rechenstabl nge 120mm Energieproduktion 48 Mio kWh a Verbauungsgrad P 0 335 bzw 33 5 Tab 61 Anlage und Rechenkenndaten des KW Kallnach Die vertikale Rechenneigung gegen ber der Horizontalen betr gt 70 und der Win o zwischen gedachtem mittlerem Stromfaden und der Rechenebene im Vertikalschnitt wird mit 85 angenommen Abb 6 2 6 22 Durchf hrung 6 2 2 1 Lastf lle Die Naturmessung wurde am 25 und 26 April 2001 durchgef hrt Die 0 76 m breiten und 6 m hohen Verlegungselemente wurden an der VAW vorbereitet und mit Hilfe eines Mobilkranes vor den Rechenfeldern vertikal eingebaut Anhang Abb
21. Gl 4 5 64 91 87 Tab 4 9 Auflistung der berechneten Verlustfaktoren ks f r einen Anstr mwinkel 30 nach verschiedenen Autoren f r die einzelnen Rechen Die Werte nach Kirschmer Mosonyi kursiv sind als Referenzwerte mit 100 angenommen Generell ist der Einfluss der Schr ganstr mung auf den Gesamtverlust resultierend aus Verbauung und Schr ganstr mung f r Rechen mit kleinem Verbauungsgrad Rechen A und B bedeutend gr sser als f r Rechen mit hohem Verbauungsgrad Rechen C und D Die empirisch am Versuchsstand im Labor entwickelten Beziehungen nach Idel cik und Spangler stimmen in allen Belangen recht gut mit der hier entwickelten Beziehung nach Gl 4 5 berein Dies gilt ebenso mit Ausnahme des Rechen A aus bekannten Gr nden f r die Beziehung von Kirschmer Mosonyi welche aufgrund von Naturmessungen hergeleitet wurde Es darf deshalb davon ausgegangen werden dass der Einfluss der horizontalen Schr ganstr mung auf die Energieverluste mit diesen Beziehungen realit tsnah abge sch tzt werden kann 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 115 4 4 Einfluss der Verlegung 441 Einleitung 4 4 1 1 Allgemeines Der haupts chliche Grund f r Einlaufrechen ist der Schwimm und Schwebstoffe zum Schutz der Turbinen zur ckzuhalten Trotz leistungsstarker Rechenreinigungsmaschinen sind Teilverlegungen einzelner Rechenfelder h ufig und unvermeidlich Dies ist eine der Ursachen die
22. 1 Era o E i i 29 i J wage rar er 1 5 se ee 7 EE gd RechenB GE ME Bechenp EE de D Rechen A SE He Rechen A GEES Base z Bett Glace Bett 0 L I I L I I 11 kal LL I I 0 L I L I I el 11 LL I 1000 2000 3000 4000 5000 1000 2000 3000 4000 5000 ES4a ES4b 4 LT T T T T T T I T T T T T T T Tr 4 KC T T T T T T T T T T T T T T r E Corl Rechen E Rechen D J 3 5 i 3 5 1 65 BE ENEE SE eet E SSL pechen z C 2 0 7 3 a een ern EE 4 ERBE Bechen pr J ES ea ten Rechen A Ss EE L Re L TETROR y 0 1 1 0 1 1 1000 2000 3000 4000 5000 1000 2000 3000 4000 5000 d Abb 4 40 Verlustbeiwert infolge Verbauung P und Turbulenz Tu in Abh ngigkeit der Re chenstab Reynoldszahl Re f r die untersuchten Einlaufsohlenformen Gestrichelte Li nie entspricht Verlustbeiwert infolge Verbauung P allein durchgezogene Linie ent spricht Verlustbeiwert pr infolge Verbauung und Turbulenz Tu In der Abb 4 41a sind die Verlustbeiwert Der in Abh ngigkeit der Verbauung f r die untersuchten Sohlenkonfigurationen aufgetragen Die einzelnen Mess
23. J lt e 4 6 J E E ee ee eng H 21 2 47 ii NEE GE ie SE EE E en L ar E man e 2 m cn 9 0 0 1 5 Ve mis Abb 2 38 Vergleich der Rechenverluste Ahr nach verschiedenen Autoren f r eine schr ge An str mung 6 30 Als zus tzlicher vergleich ist der Rechenverlust nach Kirschmer f r die frontale Anstr mung 0 09 eingezeichnet Die grosse Diskrepanz der Rechenverluste f r den Fall der Schr ganstr mung zwi schen Zimmermann und den Autoren del cik Spangler und Kirschmer amp Mosonyi bedarf einer genaueren Betrachtung Mosonyi hat seinen Faktor D um den er die Formel von Kirschmer f r die zus tzliche Ber cksichtigung der Schr ganstr mung erweitert aus Beo bachtungen an bestehenden Kraftwerken in der Natur abgeleitet Aus diesem Grund wer den im folgenden lediglich die Ergebnisse nach del cik Spangler und Zimmermann disku tiert Der wesentliche Grund f r den grossen Unterschied zwischen den Ergebnissen von Zimmermann und den Autoren del cik und Spangler liegt im Prinzip der Versuchsanord nung siehe Abb 2 39 und Abb 2 40 Idel cik und Spangler verwendeten im Prinzip dieselbe Versuchsanordnung siehe Abb 2 39 Der Versuchsrechen ist bei ihnen an der Knickstelle des Versuchsgerinnes ange bracht Als Winkel der horizontalen Schr ganstr
24. TT g LCU REN unugor 47 SAA 33joyur Dia 149 107 IJEIPMSIASSIIN unugor 47 SPPA TdL B22 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zuofng n L 449 INZ 97 SA dL 33joyur Dia 149 INZ 5 1559 wwo 47 SPA AAL B23 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zusing n L 449 YIOMIgISNLIOA INZ 8 T g maan 33 joyur Dia 7149 INZ
25. Die N herungskurven nach Gl 4 13 und die Messwerte sind in Abb 4 22 dargestellt Die Abb 4 22b zeigt die Abh ngigkeit des Verlustfaktors vom Blockierungsgrad wobei der Blockierungsgrad nach Gl 4 10 ermittelt werden kann Verlustfaktor Kir Gruppe 1 6 Verlustfaktor ku Gruppe 1 T CFE FT 1 ITT CEET EA TITT TITT i i 1 TEREPET lt _ BR lt Messung RechenA Messung RechenB N Messung RechenC Messung RechenD N herungskurven 2 nach Gl 4 13 ee Ke Ka Fa 4 1 Rechen D euere 1 C 1 T EE E araa i eeh a ra 1111 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 0 0 1 0 2 03 04 05 06 07 b Abb 4 22 Darstellung der Verlustkurven nach Gl 4 13 f r die Verlegungsarten aus der Gruppe 1 f r die untersuchten Rechen a in Abh ngigkeit der Verlegung b in Abh ngigkeit der Blockierung B Die Tab 4 12 zeigt den Gesamtverlustbeiwert infolge Verbauung und Verlegung den Verlustbeiwert infolge Verbauung allein und den Verlustfaktor infolge ei ner Verlegung aus der Gruppe 1 f r die untersuchten Rechen und Verlegungsgrade Der Verlustfakto
26. Re Hecker R 2g 2g 5 4 Ber cksichtigung der Geschwindigkeitsverteilung Wie gut der in der Projektierungsphase ermittelte Energieverlust am Einlaufrechen mit dem tats chlich in der Natur auftretenden bereinstimmt h ngt entscheidend von der Be stimmung der einzelnen verlustrelevanten Parameter ab Pkt 1 bis 6 Bekanntlich wird die Str mung im Nahbereich eines Einlaufrechens sowohl vom Ober wasser als auch von der Abstr msituation in Richtung der Turbinen beeinflusst Auch bei bester Formgebung der Berandung des Einlaufbereichs ergeben sich immer ungleichm s sige Geschwindigkeitsprofile und zwar sowohl in der Tiefe wie auch nach der Breite sie he Abb 1 1 Zwangsl ufig werden dadurch gewisse Teilfl chen eines Rechens st rker und andere schw cher beaufschlagt Da die hydromechanischen Verluste mit dem Quadrat der Geschwindigkeit zunehmen hat eine inhomogene Anstr mung einen h heren Gesamtver lust zur Folge als eine homogene Zus tzlich werden meist weitere Ph nomene berlagert die eine Verkleinerung der durchstr mbaren Rechenfl che zur Folge haben es sind dies Rechenverlegung Eck und Rankinewirbel sowie lokale R ckstr mungen Schliesslich sei auch die Schr ganstr mung erw hnt die sich aus der Lage des Kraftwerkes und der An ordnung der gegebenenfalls ungleich belasteten Turbinen ergibt Werden in der Projektierungsphase bez glich der Kraftwerksanstr mung Modellversu che mit gr
27. Abb 2 22 Direkte Numerische Simulation der Str mung durch einen Rechen bei einer Schr gan str mung von 45 Hermann amp Hollenstein 1998 Hermann et al 1998 haben um den Str mungsvorgang bei einem schr g angestr m ten Rechen zu untersuchen eine Direkte Numerische Simulation DNS durchgef hrt Das Resultat ist in Abb 2 22 wiedergegeben Nach Hermann et al bildet sich auf der Luvseite der St be eine extrem zusammenge dr ckte kaum sichtbare Scherschicht aus die ihrerseits h here Geschwindigkeitsgradien ten erzeugt als sie es im ungest rten Zustand w rde Auf der Leeseite der St be bildet sich eine ausgepr gte R ckstr mung aus die die dortige Wirbelzone weit in den Raum zwi schen den St ben dr ckt Dadurch wird die effektive lichte Stabweite verringert und die Durchflussgeschwindigkeit erh ht Gegen ber der geraden Anstr mung sind die Ge 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 35 schwindigkeitsgradienten in der Wirbelschicht wesentlich h her Die Druckverluste stei gen also Die Firma Sulzer Hydro 1995 hat Modellversuche durchgef hrt die den Zusammen hang Rechenverlust Turbinenverlust in Abh ngigkeit der lichten Rechenstabweite b auf zeigen Den Modellversuchen ist eine gew hlte Anstr mgeschwindigkeit vr 1m s ein An str mwinkel des Rechens von 8 20 und eine k nstlich angebrachte Rechenverschmut zung von 5 zugrunde gelegen Die Ergebnisse sind in Abb 2 23 dargestellt un
28. Allgemeine Anlagekenndaten Die wichtigsten Anlagekenndaten der 88 Kraftwerke sind nachfolgend in Tab A 1 ta bellarisch zusammengestellt Die Lage der Kraftwerke ist in Abb 2 24 ersichtlich Die Nummerierung der Kraftwerke erfolgt in Richtung des Flusslaufes von der Quelle bis zur M ndung und ist geordnet nach Einzugsgebieten MW Installierte Leistung s mtlicher Turbinen Q 022 8 Ausbaudurchfluss H m Mittlere Bruttofallh he Turbine K Kaplanturbine F Francisturbine Propellerturbine B Bulb Kegelradturbine S Durchstr mturbine Strafloturbine Rhein Nr Name Jahr Turbinen Pr MW 17 5 m 1 Reichenau 1962 2K 21 4 120 18 2 2 Lienz 1906 27 1B 0 3 13 3 4 3 Blatten 1906 27 1B 0 3 13 3 3 4 Montlingen 1906 27 1B 0 3 15 3 1 5 Schaffhausen 1967 2K 22 0 420 6 8 6 Neuhausen 1951 IF 4 6 25 21 0 7 Rheinau 1956 2K 36 8 400 10 2 8 Bischofszell 1864 35 1 0 16 7 5 9 B rglen I 1872 47 0 7 15 5 7 10 B rglen 1956 1B 0 4 19 3 1 11 Thur 1947 76 0 7 18 4 6 12 Weinfelden I 1878 48 IK 0 3 9 4 1 13 Weinfelden II 1948 1 0 4 31 4 3 14 Eglisau 1920 27 32 4 406 10 8 15 Reckingen 1941 2K 32 0 424 8 5 16 Albbruck 1933 78 3K 81 0 900 10 0 17 Laufenburg 1914 60 10S 110 0 1370 10 3 18 S ckingen 1966 4K 73 6 1300 6 6 Anhang Niederdruckkraftwerke der Schweiz
29. EE ee 2 Rechen Po a 1 0 LEBEN 11 1000 2000 3000 4000 5000 f Abb 4 34 Verlustbeiwert infolge Verbauung P und Turbulenz Tu in Abh ngigkeit der Re chenstab Reynoldszahl Re f r die untersuchten Trennpfeilerformen 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 145 Es l sst sich erkennen dass f r alle untersuchten Trennpfeilerformen die Mittelwerte von den Einzelwerten nur geringf gig abweichen und von der Stab Reynolds Zahl unabh ngig sind Die Modell hnlichkeit ist folglich vorhanden Weiter l sst sich aus ver gleichenden Betrachtungen erkennen dass der Verlustbeiwert f r alle untersuchten Trennpfeilertypen nahezu identisch ist Der Rechenverlust ist somit unabh ngig von der Form des Pfeilerkopfes und der L nge des Trennpfeilers er h ngt lediglich von der Ver bauung P des Rechens ab Der Vergleich des Verlustbeiwertes Verbauung und Tur bulenz durchgezogene Linie mit dem Verlustbeiwert Verbauung gestrichelte Linie zeigt dass sie in etwa gleich gross sind Die Abb 4 35a zeigt die Trendlinie der Mittelwerte des Verlustbeiwertes f r alle untersuchten Trennpfeilerformen in Abh ngigkeit der Verbauung P Auch bei dieser Dar stellung l sst sich erkennen dass die einzelnen Messwerte f r alle Verbauungsgrade P und Trennpfeilerformen von der Trendlinie nur geringf
30. B4 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung 12395 8 uayss mz 323506 pun 9A NOYSIPUIMYISIH pusysgurgep UFI 181 49 8 Asu q pun 10 aisen ray omg USJOINY MJ 49 Fa geL 4 8 K EN FY 45 10 AP PPI ag je Ipgsurz319g 45 KI Se satt 49 3 49 ay TTY dey yoru 10 kr deg yoeu usujozuls 2 8 INJ B5 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung LO 4
31. RechenD p T J 8 3 3 DEET re ee GER E J Rechen 7 2 S E E 1 J o og Peig J F Rechen A Be Ee EE nen en 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 a b 6 30 Vergleich 0 6 15 6309 4 EN EA E 4 CITIT TITT SEKR ITT Rechen Do E Gps F1 3 5 nn SE Se Barmen ea u Ba ee era I i J 5 30 J a als k i J E Io Ce 2 5 esse ee D ECH E a E 2 J m EE Be en E lt d RR EE C J B D 55 J E 3 D 2 J 7 E 2 E I Veen E WW 1 dees 0 5 Bechen A SE EE a 0 5 a Ee ee E EE EE e ei 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 4 11 Messergebnisse mit Trendkurven f r a Winkel der Schr ganstr mung 0 b Winkel der Schr ganstr mung 15 Winkel der Schr ganstr mung 30 Vergleichende Gegen berstellung der Trendkurven f r 0 15 30 Mit telwerte
32. nimmt mit ansteigender Verlegung Abb 6 10 bzw zuneh mender Blockierung B Abb 6 11 stark zu und ist im Fall der 25 Verlegung ca 4 5 mal so hoch wie ohne Verlegung Dies trifft sowohl f r die Ergebnisse nach Gl 6 1 bzw Gl 6 2 als auch f r die Ergebnisse der Naturmessung zu Diesbez glich stimmen die Ergeb nisse sehr gut berein Das charakteristische Verlustverhalten ist in der Natur dasselbe wie jenes der hydraulischen Modellversuche welches mit Gl 6 1 bzw Gl 6 2 erfasst wird Die beiden Kurven Naturmessung und Berechnung f r das Rechteckprofil verlaufen ann hernd parallel Mit zunehmender Verlegung steigt die mittlere Geschwindigkeit in der noch freien Durchflussfl che was die Energieverlusth he berproportional ansteigen l sst Dies ist ei ner der massgebenden Gr nde daf r dass die Energieverluste an Einlaufrechen mit den bekannten Gleichungen von denen keine die Verlegung mitber cksichtigt h ufig unter sch tzt werden Werden die Ergebnisse der Naturmessung mit den Ergebnissen der Berechnung f r ein Fischbauchprofil verglichen stellt man fest dass sowohl qualitativ wie auch quantitativ deutliche Unterschiede sind Die berechneten Ergebnisse sind deutlich tiefer als die gemes senen Dies trifft vor allem auf steigende Verbauungs bzw Blockierungsgrade zu Als m glicher Grund f r diese Differenz kommt das durch Belag und mechanischen Abrieb am Stabkopf ver nderte Rechenstabprofil in Frage Im Zug
33. 0 mm eine Ausnahme bildet liegt daran dass die Messebene wo die Turbulenzmessung erfolgt ca 40 mm vor der eigentlichen Abl sekante liegt welche b ndig mit der vorderen Rechenebene ist Zus tzlich kommt hinzu dass der Rechen unmittelbar an die Abl sekante anschliesst und so die ansonsten auftretenden Abl sungen durch seinen Gleichrichtereffekt vermindert werden Der mittlere Turbulenzgrad Tum in der x y Ebene unmittelbar nach dem Rechen 5 ist weitgehend unbeeinflusst von der Trennpfeilerform und l nge vor dem Re chen Die Abb 4 37 zeigt dass der mittlere Turbulenzgrad in der x y Ebene nach dem Re chen nur vom Verbauungsgrad P des Rechens abh ngt Die einzelnen Messpunkte f r die verschiedenen Trennpfeilerformen weichen nur unwesentlich von der Trendkurve des Mit telwertes ab Mittlere Turbulenzgrad Tum nach dem Rechen MER 0 4 B T T T T T T T T T T T T T T T o 1 BE Passen _ D OU 7 E m E 1 0 3 E See EE E Ee E EE E 55 gt Doer EE _ L TP1 1 1200mm f 0 15 8 TP1 1 400mm d Trendlinie f r 1 01 9 alle u
34. Mittlere Turbulenzgrad dem Rechen 4 0 1 2 T T T T T T T T T T T T T T T T H TP1 1 1200mm TP1 400 DU EEE una 2 0mm TP2 1 1200mm u Trennpfeiler TP2 400mm L Am 5 1 400mm TP2 0 eckiger Trennpfeiler 1200mm ONSE E Le dl O LS LEE 4 2 4 0 04 LE wie 0 La 22 9 1 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 4 36 Mittlere Turbulenzgrad Tum f r die untersuchten Trennpfeilerformen unmittelbar vor dem Rechen in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades Auffallend ist bei der Turbulenzgradverteilung unmittelbar vor dem Rechen dass die Turbulenz f r die eckigen Pfeiler mit 400 bzw 1200 mm mit steigender Ver bauung P abnimmt Dies ist darauf zur ckzuf hren dass der Rechen einen sogenannten Gleichrichtereffekt auf die turbulente Str mung aus bt Dieser ist umso st rker je geringer 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 147 die lichte Rechenstabweite b ist Da die Str mung bei den runden Pfeilern kaum turbulent ist die Turbulenz entspricht etwa der der Str mung ohne Einbauten muss die Str mung nicht gleichgerichtet werden Dass der eckige Trennpfeiler mit
35. resultiert aus dem Einfluss der Verbauung und dem der Turbulenz vor dem Einlaufrechen G1 4 18 D GI 4 18 Wird nun oben stehende Gleichung Gl 4 18 nach dem Verlustfaktor kr aufgel st folgt x m GI 4 19 k P 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 146 Die Abb 4 356 zeigt das Ergebnis der Gl 4 19 Der Verlustfaktor kr ist in Abh ngigkeit der Verbauung P aufgetragen und ist von dieser wie auch von der Trennpfeilerform voll kommen unabh ngig Der berechnete Mittelwert kr 1 02 ist nur unwesentlich gr sser als 1 2 was im Bereich der Messgenauigkeit liegt Damit dieses unerwartete Ergebnis in terpretiert werden kann wird im Folgenden der Turbulenzgrad einer n heren Betrachtung unterzogen 4 5 2 2 Turbulenzgrad Der mittlere Turbulenzgrad Tum in der x y Ebene unmittelbar vor dem Rechen Messebene 4 variiert je nach Trennpfeilerkonfiguration zwischen ca 0 03 3 und 0 08 8 siehe Abb 4 36 Diese Werte decken sich in etwa mit denen bei der durchge f hrten Naturmessung festgestellten Turbulenzgraden infolge Trennpfeilern in der x y Ebene siehe Kap 6 Relativ hohe Turbulenzgrade vor dem Rechen erzeugen die eckigen Pfeiler mit den L ngen fe 400 bzw 1200mm Der eckige Trennpfeiler mit und alle runden Trennpfeiler weisen in etwa dieselben niedrigen Turbulenzgrade auf Der eckige Trennpfeiler erzeugt an seiner Kante Str mungsabl sungen welche den Turbulenz grad erh hen
36. 06 Kolonne8 06 Kolonne4 2 1 0 100 1 10 100 1000 Abb 6 8 Turbulenzverteilung vor Rechen 1 und 2 f r Lastfall 2 Die Sohle vor dem Rechen be findet sich bei 7 0 m 6 Naturmessung 186 Stellvertretend f r alle anderen Lastf lle ist in Abb 6 8 die Turbulenzverteilung in der x z Ebene f r Lastfall 2 dargestellt Der mittlere Turbulenzgrad betr gt ca 10 Lediglich im sohlnahen Bereich und im Nahfeld der Verlegung sind vereinzelt Turbulenzspitzen zu beobachten Diese sind mit den erh hten Abweichungen der Geschwindigkeitskomponenten in y und z Richtung und der kleineren mittleren Geschwindigkeit in Hauptstr mungsrichtung zu erkl ren Im Anhang C Abb C 12 bis C 14 ist die Turbulenzverteilung mittels Diagrammen dargestellt 6 2 3 4 Durchfluss Der bei der Naturmessung nach 150 3354 1975 ermittelte Gesamtdurchfluss liegt bei allen 3 Lastf llen ca 10 ber dem der von der Leitstelle Aarberg f r die Dauer der Na turmessung angegeben wurde 42 m s Eine m gliche Ursache liegt der Angabe des Durchflusses von der Leitstelle Der Durchfluss wird in der Regel aus der Leistung ab Generator oder Trafo berechnet Durch die Annahmen f r die Wirkungsgrade von Turbine Generator und Trafo entstehen gewisse Unsicherheiten Der Durchfluss f r die einzelnen Rechenfelder ist im Anhang Tab C 3 bis C 5 angegeben 6 2 3 5 Energieverlusth he und Ver
37. Das Abstimmen der Rechenauslegung auf den Turbinentyp und nicht umgekehrt geh rt zu den unabdingbaren Grundregeln und Sicherheitsvorkehrungen 1 Einleitung 2 Horizontale asymmetrische Anstr mung Einlaufwirbel Eckwirbel Rankine Wirbel Vertikale asymmetrische Anstr mung Sohlstr mung Abb 1 1 M gliche Str mungsinhomogenit ten vor Einlaufrechen Sie f hren oft zu instation ren Str mungsanteilen mit dreidimensionalem Charakter und erschweren die Bestim mung der effektiven Anstr mrichtung und Netto Durchstr mfl che Dabei entspricht 1 5 der Rotation in Richtung der jeweiligen Hauptachse z den Hauptachsen richtungen und u v w m s den Geschwindigkeiten in Richtung der Hauptachsen 1 2 Zielsetzungen Aus den genannten Tatsachen mit den damit verbundenen Defiziten zur genauen Be rechnung der Energieverluste am Einlaufrechen stellen sich f r die vorliegende Arbeit somit folgende Fragen Welche Anforderungen werden an die heutigen Rechenkonstruktionen gestellt und welches sind die unabdingbaren Randbedingungen f r die Auslegung eines Wie sind im Konkreten die Rechenanstr mungen heutiger Flusskraftwerke zu beurtei len und wie s hen m gliche hydraulische Verbesserungsmassnahmen aus Gen gen die in den bekannten Beziehungen bis anhin verwendeten Parameter zur Berechnung der Energieverluste am Einlaufrechen Wie wirkt sich die unvermeidlich
38. 0 25 etwas tiefer 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 132 Rechen Tab 4 13 Gesamtverlustbeiwert Verlustbeiwert und Verlustfaktor infolge einer Ver legung aus Gruppe 2 f r alle untersuchten Rechen infolge der Modellmessungen Aus den Gleichungen Gl 4 2 kp Gl 4 11 und Gl 4 15 kv gt ergibt sich der re sultierende Verlustbeiwert P gt 1 2 Bee 4 16 Dabei entspricht kr Stabformbeiwert nach Kirschmer 1926 nach Abb 2 19 P Verbauungsgrad nach Gl 4 7 Verlegungsgrad nach Gl 4 8 Die Beziehung weist gegen ber den Messwerten eine Korrelation von 0 98 auf und ge n gt den Extremwert bzw Randbedingungen V gt 0 P gt 0 0 S 1 Die N herungskurve nach 4 16 f r den Verlustbeiwert in Abh ngigkeit des Blockierungsgrades B ist in der Abb 4 26 den Messwerten gegen bergestellt 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 133 Gruppe2 Verlustbeiwert nach GI 4 16 und 4 17 10 ei T T T T T T T T T T KC T T T T T T E 5 E _ u o Bene E A C u ES VE Wees B a C S wem ee C 5 A b
39. 2 Die Art der Verlegung musste f r die Naturmessung wie auch schon bei den Modell versuchen im Gegensatz zur tats chlich auftretenden Verlegung vereinfacht werden Aus Gr nden der einfachen Montage w hrend des Kraftwerkbetriebes wurde eine vertikale Verlegung ber die gesamte H he des benetzten Fliessquerschnittes gew hlt Die damit er zeugte Verlegung variierte zwischen 0 12 5 und 25 pro Rechenfeldfl che Abb 6 3 Verlegung f r Lastfall 2 bei Rechenfeld 1 und 2 Beide Rechenfelder sind jeweils rechts vertikal mit je 12 5 verlegt 6 Naturmessung 182 Abb 6 4 Detailansicht der Verlegung im Rechenfeld 1 f r Lastfall 3 Die R der an den Elemen ten sichern die Verlegung gegen seitliches verschieben und gew hren eine bessere Montage Folgende Lastf lle welche sich nur durch die Verlegung der einzelnen Rechenfelder unterscheiden wurden dabei untersucht Lastfall 1 Rechen 1 0 verlegt Rechen 2 0 verlegt Lastfall 2 Rechen 1 12 5 verlegt Rechen 2 12 5 verlegt Abb 6 3 Lastfall 3 Rechen 1 25 verlegt Rechen 2 0 verlegt Abb 6 4 6 2 2 2 Datenerfassung Die Abb 6 4 zeigt die Detailansicht der Wasserfassung Kallnach mit den eingezeichneten Punkten f r das Wasserspiegel Nivellement Messpunkte f r das Nivellement Freispiegelstollen KW Kallnach Abb 6 5 bersicht der Messpunkte A bis I f r das Nivellement der Wasserspiegellage 6
40. 2 42 nach Kirschmer gew hlt Die vertikale Rechenneigung o betr gt 90 Diese geometri schen Abmessungen entsprechen einem durchschnittlichen Rechen wie er in der Natur h ufig vorkommt Berechnet wird der Energieverlust Ahr in Abh ngigkeit der mittleren Anstr mgeschwindigkeit vr Die Abb 2 37 zeigt die Ergebnisse der Berechnungen nach verschiedenen Autoren Es sind betr chtliche Unterschiede festzustellen Frontale Anstr mung 0 0 5 FEH III ERLI EE TFE EEEE RTE E e Kirschmer 1 H Spangler 2 Br H Fellenius 3 I 4 04 Escande 4 Se ses EEN aa a a A Berezinski 5 5 Idel cik 6 i i 4 Zimmermann 7 Err er lee N G T d ES ee e CH d USBR8 SCH 3 e ae a E o di 7 Fee ER EDER E EEE E 22 482 5 1 E e ak En KEE EE Dest ee eet Zeie EE _ Ze 2 Are J D ee ee L E EB PR i i N u o i ee giereg SE EE 2 ER BR 0
41. 2 42 scharfkantig rechteckig kr 0 76 fischbauchf rmig 5 Rechenstabdicke 5 16 mm b lichte Rechenstabweite b 48 9 mm Winkel zwischen gedachtem mittlerem Stromfaden und der Rechenebene aus Abb 6 2 gesch tzt 85 Neue Gleichung Gl 5 2 mit 2 Ge ak f k 1 12 ky 1 1 8 2 1 V k sind folgt 3 12 vu k 14 1 8 P Gl 6 1 1 P 1 V Dabei entspricht kr Stabformbeiwert nach Kirschmer laut Tab 5 1 und Abb 5 2 kr 2 42 scharfkantig rechteckig kr 0 76 fischbauchf rmig P Verbauungsgrad P 0 34 Modell bzw 0 335 Natur Verlegungsgrad 0 0 125 bzw 0 25 Winkel zwischen gedachtem Stromfaden und der Rechenebene aus Abb 6 2 gesch tzt 85 Die Grundanstr mung Lastfall 1 auf beide Rechen ist ann hernd frontal siehe An hang Abb C 7b Der Verlustfaktor ks infolge der Schr ganstr mung wird aus diesem Grund gleich 1 gesetzt Die gew hlte vertikale Verlegung darf der Gruppe 2 zugeordnet werden Die Verle gungsarten dieser Gruppe zeichnen sich dadurch aus dass sie dasselbe charakteristische 6 Naturmessung 190 Verlustverhalten wie die Verbauung P aufweisen Der Einfluss der Verlegung und der Verbauung P zusammen darf somit durch den Blockierungsgrad B ausgedr ckt werden Die Gl 6 1 darf in diesem Fall auch durch die einfachere Gl 6 2 ersetzt werden 2
42. 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 122 macht und anderseits Verlegungsarten die sowohl von ihrer Gr sse V 25 als auch von ihrer Ausrichtung vertikal weniger praxisrelevant aber dennoch einer systematischen Betrachtung sehr dienlich sind Gruppe2 Verlustbeiwert 10 TTT DE e uU lt P ER BE En EEE ER EEE EEE HEERES x A 0 KH KKH KKH SE S GERN I ie 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 Nr 4 V 0 25 Nr 5 V 0 25 Nr 6 V 0 25 Nr 7 V 0 125 Nr 8 V 0 125 Nr 9 V 0 25 Nr 10 V 0 125 Nr 11 V 0 25 Nr 12 V 0 25 Nr 13 V 0 25 Nr 14 V 0 25 Nr 15 V 0 25 Nr 16 V 0 125 Abb 4 19 Mittelwerte der Messergebnisse des Verlustbeiwertes in Abh ngigkeit des Blockierungsgrades B f r Gruppe 2 mit den Verlegungsarten Nr 0 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 und 16 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 123 Die Verlustbeiwerte der Gruppe 1 infolge einer horizontalen 25 Verlegung oben bzw unten sind bedeutend h her als alle anderen Gruppe 2 Im Folgenden wird dieser Unterschied n her hinterfragt Vergleich Gruppe 1 und Gruppe 2 Abb 4 20a und Abb
43. Aus Abb 4 11 ist zu erkennen dass der Verlustbeiwert mit steigender Verbauung und wachsendem Anstr mwinkel berproportional zunimmt Die Kurven f r die verschie 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 108 denen Anstr mwinkel in Abb 4 11d weisen denselben charakteristischen Verlauf auf Allerdings ist der Einfluss der Schr ganstr mung am Gesamitverlust bei Rechen mit gerin gem Verbauungsgrad P Rechen A Rechen B bedeutend gr sser bedingt durch die schlechtere Gleichrichterwirkung als bei Rechen mit hohem Verbauungsgrad Rechen C Rechen D wo die Gleichrichterwirkung des Rechens hervorgerufen durch den kleineren lichten Rechenstababstand b wirksamer ist Betrachtet man den Verlustfaktor bedingt durch die Schr ganstr mung isoliert vom bisherigen Gesamtverlustbeiwert so ergibt sich Gl 4 3 k Sm Gl 4 4 gt Dabei entspricht Verlustbeiwert infolge Verbauung und Schr ganstr mung Verlustbeiwert infolge Verbauung allein Verlustfaktor infolge der Schr ganstr mung allein Die Abb 4 12 zeigt einerseits die Abh ngigkeit des Verlustfaktors k vom Verbauungs grad des Rechens und anderseits vom Anstr mwinkel Eingetragen sind die Mittelwerte aus den Messungen berechnet nach Gl 4 4 und die N herungskurven nach Gl 4 5 Schr ganstr mung Schr ganstr mung ee EI EE SE 2 Er Da U Da EEE Fa a a EN u Eu u
44. Diese vier relevanten Gr ssen Verbauungsgrad P Winkel der horizontalen Schr gan str mung Verlegungsgrad und die Str mungsinhomogenit ten ausgedr ckt durch den Turbulenzgrad Tu werden systematisch in der im folgenden noch zu beschreibenden Ver suchsanlage untersucht 3 Methode der experimentellen Untersuchung 81 3 3 Versuchsanlage 331 Allgemeines Bei der experimentellen Untersuchung von Energieverlusten an Einlaufrechen stellt sich die Frage ob die Untersuchung mit freiem Wasserspiegel oder unter Druckabfluss erfolgen soll Alle aus der Literatur bekannten Untersuchungen bez glich Energieverluste an Ein laufrechen sind mit freiem Wasserspiegel durchgef hrt worden Die hydraulischen Modellversuche f r diese Arbeit wurden in einer ersten Phase mit Freispiegelabfluss durchgef hrt An dieser Versuchsanlage wurde der Einfluss des Ver bauungsgrades und des horizontalen Anstr mwinkels untersucht Bei der Untersuchung der Parameter Verlegung V und der Str mungsinhomogenit t welche durch den Turbulenzgrad Tu ausgedr ckt wird hat sich jedoch gezeigt dass diesen Untersuchungen im hydraulischen Modellversuch mit Freispiegelabfluss Grenzen gesetzt sind Dies gilt vor allem f r Rechenanstr mungen mit grossem Geschwindigkeitsgradien ten sowohl horizontal als auch vertikal ebenso auch f r grossr umige Wirbelstrukturen mit horizontaler oder vertikaler Drehachse wie sie zum Beispiel um Eck oder Trennpfeiler in der
45. J TARR O me un A EE ____ Beust E EE Bees Bechen B 2 J F 7 TEA J Eo 7 C A J Rechen AS Rechen A o 0 Ei LEI KEE er H 0 S De H 0 1 0 15 0 2 0 25 0 3 0 35 0 4 1000 2000 3000 4000 5000 a b Abb 41 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes f r Freispiegelabfluss a von der Froude Zahl b von der Reynolds Zahl 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 97 Druckabfluss Druckabfluss 4 El tz I 4 1 T T T T T T T T T T T T T T Eech GH J GH ap EE Bechen D ne ER Sa RE Rechen D E Se O C a ee Be sn Ee ER RER RechenC u Rechen C l i i l J C l 7 Ee WEE 1 _ RechenB 1 E ek Ba A Rechen a BEE 0 5 ee Bechen A 0 Ei 11 SSR BER ISESE GC PH 0 S 0 1 0 15 0 2 0 25 0 3 0 35 0 4 1000 2000 3000 4000 5000 a b Abb 4 2 Abh ngigkeit des Verlustkoeffizienten Ce f r Dru
46. UHA V UPA __ __ lt pun A USYISTISTLIIFTTEIEYI IIP A sap 8 8 Ay Ay Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung B17 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zuofng n L Uep IA 449 IOMIOgISN IOA INZ 9 LICU REN 47 Dong 33joyur Dia 149 INZ 5 1559 97 PUNY L B18 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung zu nqmn y 158 5 IIIMIAQISNJI A INZ 8 9 LCU REN 17 puny 44 33joyur Dia 149
47. chenstabweite b mit Hilfe direkter numerischer Simulation Das Verh ltnis lichte Re chenstabweite zu Stabdicke b s variiert a b s 9 b b s 3 c b s 1 5 d b s 1 Die Stabdicke s wurde konstant gehalten Meusburger et al 1999 Im Folgenden soll nun die Dimensionierung der lichten Rechenstabweite in der Praxis f r die verschiedenen Turbinentypen n her dargelegt werden 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 26 Kaplan und Rohrturbine Bei Kaplanturbinen mit sehr grosser Schluckf higkeit und kleinen Fallh hen lassen die Herstellervorschriften lichte Stabweiten bis etwa 300 mm zu Nach einer von Zowski 1960 vorgeschlagenen auf amerikanischen Erfahrungen beruhenden Faustregel kann die lichte Rechenstabweite b je nach Maschinentyp bis zu 1 30 des Laufraddurchmessers an nehmen Nach Voith Siemens Hydro 2001 darf bei doppelt regulierten Kaplan und Rohrturbi nen die maximale lichte Rechenstabweite nicht nur vom engsten Laufradspalt abh ngig gemacht werden Bei der grossen Empfindlichkeit dieses Turbinentyps auf richtigen An str mwinkel des Laufrades bewirkt bei kleinem Laufraddurchmesser bereits eine Verle gung des Leitrades mit Gras oder dergleichen eine starke Leistungseinbusse die erfah rungsgem ss nur durch Abschalten der Turbine und der damit erzeugten R ckstr mung beseitigt werden kann Deshalb soll bereits ab einem Laufraddurchmesser D 1000 mm bis zu einem Laufrad durchmesser D 5000 mm die lichte Rec
48. 0 19 0 291 0 34 0 423 0 46 0 528 0 55 0 606 Tab 4 11 0 19 0 393 0 34 0 505 0 46 0 595 0 55 0 663 Nach Gl 4 10 ermittelte Blockierungsgrade B in Abh ngigkeit der Verlegung V f r die untersuchten Rechen 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 120 Auffallend ist dass der Blockierungsgrad B lediglich von der Verbauung P und der Verlegung V abh ngt Die Verlegungsart selber horizontal vertikal unten oben mitte rechteckig dreieckig usw spielt f r die Ermittlung des Blockierungsgrades eher eine untergeordnete Rolle und ist vernachl ssigbar siehe Abb 4 16 Somit l sst sich mit Hilfe des aus Gl 4 7 berechneten Verbauungsgrades P und einem angenommenen Verlegungs grad der Blockierungsgrad B f r alle Rechen einfach nach Gl 4 10 berechnen Charakteristisch f r den Zusammenhang Verbauung Verlegung Blockierung ist f r die vier gew hlten Rechen A bis D dass sich der Blockierungsgrad B beim Rechen A ge ringster Verbauungsgrad P durch eine 25 Verlegung gegen ber dem unverlegten Re chen mehr als verdoppelt sich hingegen beim Rechen D gr sster Verbauungsgrad P nur um 20 vergr ssert Dieser Umstand wird sich auch direkt proportional auf die Energie verluste auswirken Dieser Zusammenhang ist beliebig auf die Rechen in der Natur ber tragbar da die Modellrechen die selbe Verbauungscharakteristik vorweisen wie die mittels Fragebogen
49. 4 0 022 Francis i Ge Ausf hrungen Rohrturbine Ausf hrungen Francisturbine Ausf hrungen Kaplanturbine Maximalgrenze Grenze Kaplan amp Rohrturbine Grenze Francisturbine a 0 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Laufraddurchmesser D mm Beziehung Laufraddurchmesser D zu lichter Rechenstabweite b in Abh ngigkeit des Turbinentyps f r ausgef hrte Anlagen in der Schweiz Die Dimensionierungsgrenzen sind nach Sulzer Hydro 1997 eingezeichnet 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 24 Die Abbildungen zeigen dass die Maximalgrenze der lichten Rechenstabweite b f r die meisten Kraftwerke eingehalten ist Die empfohlenen Ausf hrungsgrenzen von Sulzer Hydro f r die einzelnen Turbinentypen werden hingegen vereinzelt berschritten Der Grund liegt einerseits darin dass die verschiedenen Turbinenhersteller zum Teil andere Grenzwerte f r die maximal zul ssige lichte Rechenstabweite b angeben Anderseits kann die maximal zul ssige lichte Rechenstabweite je nach Geschwemmselaufkommen indivi duell f r jedes Kraftwerk bestimmt werden In Regionen mit sp rlicher Vegetation ober halb der Waldgrenze und abseits der Zivilisation z B Skandinavien wird teilweise auf ei nen Rechen berhaupt verzichtet Die Abbildungen zeigen aber auch dass die rein tech nisch zul ssigen lichten Rechenstabweiten teilweise massiv
50. 4 14 10 CA T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T Lk EE EE C 7 EE 055 J EC GER e de EE EK e C Rechen C J eege EEA EM F ng A N herungskurve J S C nach GI 4 14 a Rechen J C P 0 34 3 BE ER EN E EC GE EE E RechenA J C 0 19 J 2 SE ee WE eege ee u Mee EE E DH 0 C 3 1 1 L L 1 1 1 L 1 1 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 Abb 4 23 N herungskurve f r den Verlustbeiwert nach Gl 4 14 Gruppe 1 den Mittelwer ten der Messergebnisse in Abh ngigkeit des Blockierungsgrades B gegen bergestellt 4 4 2 2 Verlustfaktor f r Verlegungsarten der Gruppe 2 Die Gruppe 2 umfasst alle untersuchten Verlegungsarten nach Tab 4 10 einschliesslich den Fall ohne Verlegung 0 und ausschliesslich der Verlegungsarten Nr 1 und 2 welche in der Gruppe 1 behandelt wurden siehe auch Tab 4 10 Die aus den Messwerten ermittelten Trendlinien f r den Verlustfaktor sind f r alle untersuchten Rechen in der Abb 4 24 dargestellt und die detaillierten Messwerte im Anhang B Tab B 16b tabella risch aufgelistet Die Messergebnisse der Verlustbeiwerte aus Gruppe 2 liegen berraschenderweise un abh ngig von ihrer Form und Lage sehr nahe beieinander Der Verlustbeiwert h ngt ledig lich vom Blockierungsgrad B ab Der Rechen A weis
51. 4 206 Stellvertretend und zwecks der besseren bersicht f r die vergleichenden Betrachtun gen ist hier die Verlegungsarten Nr 1 f r die Gruppe 1 und die Verlegungsarten Nr 0 5 8 und 10 f r die Gruppe 2 gew hlt worden Aus Abb 4 20a erkennt man dass alle Rechen Rechen A B C und D mit einer hori zontalen 12 5 Verlegung unten Nr 10 Gruppe 2 dasselbe Verlustverhalten aufweisen wie die Rechen ohne Verlegung Nr 0 Hingegen zeigen die Rechen mit der markanten 25 Verlegung unten Nr 1 Gruppe 1 die deutlich h heren Verlustbeiwerte Horizontale Verlegung unten 0 12 5 25 Vertikale Verlegung rechts 0 12 5 25 8 CI TTT F ET 17 dE GL LTE m E BV 7 Nr 0 0 Verlegung J Nr 0 0 Verlegung 6 Nr 10 12 5 unten J C Nr 8 12 5 rechts Nr 1 25 unten 6 Nr 5 25 rechts 52 Trendlinie Nr 0 10 J E Trendlinie 0 5 8 8 I Dr Trendlinie Nr 1 Bei 5 e 4E E e m J Recheri c J 3 F 4 Rechen 2 L 2 F Rechen A A Be J A See re Rechen B et 0 F Pr T 50134 E EN 1 0 Eoaea I ELE __ _ BS BER 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0
52. Der Rechen ist aus eloxiertem Aluminium angefertigt Er besteht aus den Rechenst ben und den Abstandhaltern Die Abmessungen des eingebauten Rechenfeldes betragen 500 mm in der Breite und 600 mm in der H he Die Rechenst be haben im Modell einen Querschnitt s von 5 50 mm und eine H he von 600 mm Die Stabdicke der Randst be be tr gt 2 5 mm da der Modellrechen als ein Teilausschnitt aus einem ganzen Rechen gedacht ist Die Abstandhalter sind auf 3 Ebenen angebracht oben mitte unten und haben einen Durchmesser von 20 mm Abb 3 6 Insgesamt werden 4 unterschiedliche Rechen unter sucht die sich lediglich durch die lichte Rechenstabweite b unterscheiden Die lichte Re chenstabweite b betr gt im Modell je nach Rechen 5 mm P 0 55 7 5 mm P 0 46 15 mm P 0 34 bzw 45 mm P 0 19 Die verwendeten Rechen und ihre Parameter sind in Tab 3 1 aufgelistet 3 Methode der experimentellen Untersuchung 84 Abstandhalter 1 L V s 2 gt 5 2 5 gt gt lt 5 10 5 gt 5 N b w4 p4 b Ah b E b SS Rechenstab 0 N D i B 500mm gt a b Abb 3 6 Abmessungen des Modellrechens b eingebauter Modellrechen im Versuc
53. FREE ee Trendlinie f r ES3 0 15 0 1 098 f r ES1 2 4b _ P 0 1 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 4 42 Mittlere Turbulenzgrad Tum f r die untersuchten Einlaufsohlenformen unmittelbar vor dem Rechen in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades Der mittlere Turbulenzgrad Tum in der x z Ebene unmittelbar nach dem Rechen 5 ist in Abh ngigkeit der Verbauung in Abb 4 43 dargestellt Anders als bei der Betrachtung f r die Trennpfeiler Turbulenzen in der horizontalen x y Ebene wird der Turbulenzgrad in der x z Ebene nach dem Rechen von der Turbulenz vor dem Rechen mitbestimmt Die Turbulenz ist nach dem Rechen gr sser als vor dem Rechen und nimmt 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 153 analog zur Turbulenz in der x y Ebene mit zunehmender Verbauung zu Dies ist darauf zur ckzuf hren dass zum einen die Turbulenz in der x z Ebene nahezu ungehindert ohne Gleichrichtereffekt durch den Rechen transportiert werden kann und zum anderen die horizontal eingebauten Abstandhalter zus tzliche Turbulenzen in der x z Ebene nach dem Rechen erzeugen welche mit kleiner werdender lichter Stabweite gr sser werdender Ver bauung P sich noch steigern siehe auch Abb 4 44 bis Abb 4 46
54. Flechten Knospenh llen Samen Algen Wasserpflanzen Kadaver Leichen etc Siedlungsabfall F sser Pneus Flaschen Plastikfolien Boote etc Geschiebe Grobsand Kies Steine rollend gleitend springend Schwebstoffe Alle organischen und anorganischen Feinpartikel mit Durchmesser schwebend lt Imm Treibeis Platten Schollen schwimmend schwebend Tab 2 1 Art der transportierten Feststoffe ihre Definition und Transportart im Fluss nach Sch lchli et al 1997 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 6 Bei Hochwasser kann der Holzanfall extrem zunehmen Abb 2 2 Der Zustrom von Wasserpflanzen und Laub ist im wesentlichen auf die entsprechende Jahreszeit beschr nkt Das herbstliche Geschwemmselaufkommen ist abh ngig vom Ausmass der gew sserbe gleitenden laubabwerfenden Vegetation im Einzugsgebiet und damit auch von der H hen lage der Wasserfassung Bei Kraftwerken die sich im Alpenraum in einer H henlage ber 900 m M befinden spielt die Zufuhr von Laub eine untergeordnete Rolle Sch lchli et al 1997 Besonders leichte Zivilisationsabf lle werden bei starkem Wind vermehrt ange schwemmt Abb 2 2 Starker Geschwemmselanfall am Rechen des Rheinkraftwerks Albbruck Dogern beim Maihochwasser 1991 Innerhalb von zwei Tagen fielen insgesamt rund 4000 m Geschwemmsel an was dem Transportvolumen von ca 500 Lastwagen entsprechen w rde Material welches aus betrieblichen Gr
55. GEL tri Ay 49 Ay 49 Ay 49 4 Ay 49 en Legend OZA 151 0 AN 2 2 1284 OUt ARL EI Fr de aya s lt 8 usdunpfiggV 1 58 8 g AP INJ Ay 49 Anhang Ergebnisse der experimentellen Untersuchung J A s p Ia up Ay 49 9 ALL B16 Ay pzu Ay PHN Ay IA Ay Ay Ay PAIN Ay pzu Ay geg Susan ynu yone prm LC UA SAYUNG 8 7 INZ 9upIoadnz PIIM OI IN addn g ny A 1358 Ji 9 9 BJ ren z sez Ce 0620 EE pm I PWN pm Dm I pm I am pm E d YA 2 WP
56. Geometrische Kriterien zur Gestaltung von Kraftwerkseinl ufen Dissertation Technische Universit t M nchen Oskar v Miller Institut Heft Nr 88 Leder A 1992 Abgel ste Str mungen physikalische Grundlagen Grundlagen und Fortschrit te der Ingenieurwissenschaften Verlag Vieweg Braunschweig Wiesbaden Levin L 1967 Problemes de pert de charge et de stabilite des grilles de prise d eau La Houil le Blanche Nr 3 1967 Louie D S amp Allen A E 1971 Trash Rack Studies Seneca Pumped Storage Plant Pro ceedings of ASCE National Water Resources Engineering Meeting American Society of Civil Engineers Phoenix Arizona Martin H amp Pohl R 2000 Technische Hydromechanik Band 4 Hydraulische und numeri sche Modelle Veralg Bauwesen Berlin Meier J 2001 Rechenreinigungsmaschinen neue Denkans tze Entwicklungspotenziale Wasser energie luft eau Energie air 93 Jahrgang Heft 1 2 33 35 Meusburger H amp Hermann F amp Hollenstein R 1999 Comparison of Numerical and Ex perimental Investigations of Trashrack Losses Proceedings 28 IAHR Congress Graz Austria Meusburger H amp Hermann F amp Volkart P amp Minor H E 2000 Energieverluste an Einlaufrechen von Flusskraftwerken Elektrizit tswirtschaft Jg 99 2000 Heft 13 Frankfurt Meusburger H amp Rutishauser K amp Volkart P amp Minor H E 2001 Einfluss der Teil verlegung auf die Energi
57. Im vorliegenden Fall der Turbulenzbetrachtung in der vertikalen x z Ebene liefern die Rechenst be selber keinen Beitrag zur Erh hung der Turbulenz in der x z Ebene nach dem Rechen Der Grund liegt darin dass die Rechenst be vertikal ausgerichtet sind und deshalb in der x z Ebene keine Abl sewirbel entstehen k nnen im Gegensatz zur horizontalen x y Ebene Darin ist auch der Grund zu sehen dass die Turbulenzen nach dem Rechen in der x z Ebene deutlich kleiner sind als in der x y Ebene Mittlere Turbulenzgrad nach dem Rechen MER 0 3 T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T H 0 25 ee ae ee e 52 55 55 T d 7 D ren RE Trendlinid 77 un f r Es3 J ER E A eo l 015 ER Ze be ee _ 1 Trendlinie 22 01 _ gt o a E E o on ATrendlinie Ban 0 05 MESZ 1 0 1 1 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 4 43 Mittlere Turbulenzgrad Tum f r die untersuchten Einlaufsohlenformen unmittelbar nach dem Rechen 5 in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades P Die Abb 4 44 Abb 4 45 und Abb 4 46 zeigen Str mungsbilder Vektorenfelde
58. Lediglich im Knickpunkt Sohle Schwelle ist ein kleines Totwassergebiet auszumachen Die Str mung vor dem Rechen ist im sohlnahen Bereich stark nach oben z Richtung ge richtet Dies hat zur Folge dass nach dem Rechen an der horizontalen Sohle ein relativ grosses Abl segebiet mit erh htem Turbulenzgrad und R ckstr mungszonen entsteht Dies zusammen mit den Turbulenzen bedingt durch die horizontalen Abstandhalter f hrt zu dem relativ hohen mittleren Turbulenzgrad in der x z Ebene nach dem Rechen 4 5 4 Vergleich und Folgerungen Da keine hnlich gearteten Untersuchungen hinsichtlich des Einflusses des Turbulenz grades auf die Energieverluste an Stabgittern bekannt sind muss an dieser Stelle auf einen diesbez glichen Vergleich verzichtet werden Als wesentliche Erkenntnis stellt sich heraus dass der Energieverlust am Einlaufrechen durch die untersuchten Turbulenzgrade nicht oder nur so unwesentlich erh ht wird dass er in der Messgenauigkeit liegt Die untersuchten Trennpfeilerformen erzeugen vornehmlich Turbulenzen in der Ebene horizontal und die Einlaufsohlenformen in der x z Ebene vertikal Der durch diese Turbulenzen hervorgerufene Verlustfaktor kru 1 02 Trennpfeiler bzw kru 1 03 Einlaufsohle Da dies im Bereich der Messgenauigkeit liegt darf der Verlustfaktor infol ge Turbulenz kr 1 gesetzt werden was beinhaltet dass der Gesamtenergieverlust am Einlaufrechen von der Turbulenz im untersuchten Bereich
59. Nach einer Ein laufstrecke unter Freispiegelabfluss bestehend aus diversen Beruhigungselementen mit verschiedenen Maschenweiten und einer Tauchwand erfolgt sowohl im L ngs wie auch im Querschnittsprofil eine Str mungskontraktion und damit eine Beschleunigung der Str mung die gleichzeitig eine Verminderung des Turbulenzgrades mit sich bringt Unmit telbar nach dieser Kontraktion beginnt der eigentliche Druckabfluss Nach einer Strecke 3 Methode der experimentellen Untersuchung 83 von ca 2 5 m Druckabfluss ist der zu untersuchende Rechen im Kanal eingebaut Unter wasserseitig folgt weiterhin unter Druckabfluss auf einer Strecke von ca 1 5 m die Aus laufstrecke Danach erf hrt der Kanal eine pl tzliche Aufweitung auf 1 m Breite mit Frei spiegelabfluss auf einer L nge von ca 1 m Die frei einstellbare Sch tze am Ende der Ver suchsrinne dient dazu den Wasserspiegel und somit den Einstau des Druckkanals zu regu lieren Durchflussmesser MID Regulierschieber an gt LDA Sonde 6 i i N Zulauf Beruhigungsgitter D 300mm berfallh he verstellbar LDA Signal Analyser Drucksensoren Analyser Traversensteuerung R cklauf Abb 3 5 Isometrische Darstellung des Versuchsstandes unter Druckabfluss mit Grundkonfigu ration der Messkette 3 3 2 3 Rechen Sowohl f r die Untersuchung mit Freispiegelabfluss wie auch f r die Untersuchung un ter Druckabfluss werden die baugleichen Rechen verwendet
60. Sm Gl 4 12 Dabei entspricht Verlustbeiwert infolge Verbauung P und Verlegung V kv Verlustfaktor infolge der Verlegung V allein Verlustbeiwert infolge der Verbauung allein Basiswert Die Betrachtung erfolgt f r die beiden Gruppen 1 und 2 aufgrund ihrer unterschiedli chen Verlustcharakteristik getrennt 4 4 2 1 Verlustfaktor f r Verlegungsarten der Gruppe 1 In der Gruppe 1 sind nur die Verlegungsarten Nr 1 und 2 enthalten siehe auch Tab 4 10 Diese weisen eine horizontale Verlegung von 25 oben bzw unten auf Um eine Trendlinie von V 0 bis V 25 f r diese Gruppe zu erfassen wird die Verlegungsart Nr 10 12 5 horizontal unten in die Betrachtung miteinbezogen Die so ermittelten Trendlinien f r die untersuchten Rechen sind in Abb 4 21 dargestellt und die detaillierten Messwerte im Anhang B Tab B 16a tabellarisch aufgef hrt Der Rechen A kleinste Verbauung P 19 weist den st rksten Anstieg des Verlust faktors kv infolge einer Verlegung V auf Der Verlustfaktor steigert sich in diesem Fall von 1 0 Verlegung auf 7 9 25 Verlegung Hingegen bei Rechen D mit dem gr ssten Verbauungsgrad P P 55 erfolgt der Anstieg des Verlustfaktors von kv 1 0 bis 2 4 25 Der Rechen hat somit den 3 5 mal so grossen Verlustfaktor kv infolge einer 25 Verlegung als Rechen D F r die Praxis bedeutet diese Tatsache dass Rechen mit kleinem Verb
61. che Hr Br entspricht der benetzten Querschnittsfl che Bestimmung der relevanten Verlustparameter 2 Bestimmung des Rechenstabformbeiwertes kr nach Kirschmer 1926 aus Abb 5 2 und Tab 5 1 Der Verbauungsgrad kann aus 5 4 bestimmt werden Ars Ar P Die Fl chenanteile Ars Fl che der Rechenst be Fl che der Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger und Arr Rechenfeldfl che m ssen aus den Konstruktionspl nen des Rechens ermittelt werden Die mittlere Schr ganstr mung soll in der Projektierungsphase anhand von Modell versuchen oder aus Computer Simulationen festgelegt werden Der erfahrene Projek tant kann nat rlich auch f r eine erste Berechnung den Winkel 6 aufgrund seiner Er fahrungswerte annehmen Der Verlegungsgrad V ist durch Gl 5 10 bestimmt Der Fl chenanteil Ay der Verlegung muss angenommen werden Die Fl che der Ver legung h ngt neben dem Einzugsgebiet der Jahreszeit und der Rechenreinigung massgeblich von der lichten Rechenstabweite b ab Je kleiner sie ist umso h ufiger und grossfl chiger wird der Rechen verlegt Durchschnittliche Verlegungsgrade in der Praxis bei Normalbetrieb sind ca 5 bis 10 In Ausnahmesituationen wie Hochwas 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 171 ser Eisgang starker Laubanfall im Herbst etc kann der Verlegungsgrad auch bedeu tend gr sser sein was im Extremfall dann auch zur Abscha
62. dass sich der Wasserspiegel w hrend der Messung konstant verhalten hat Dies bedingt einerseits dass nach der An bringung der k nstlichen Verlegung vor dem ersten Nivellement eine gen gend lange Wartezeit bis zur Einstellung eines station ren Zustandes eingehalten wird anderseits war das Geschwemmselaufkommen an den beiden Messtagen so gering dass sich der Wasser spiegel durch eine m gliche nat rliche Rechenverlegung nicht anhob Die detaillierte Was serspiegellage aller Punkte f r die einzelnen Lastf lle ist im Anhang Tab 2 und die mittleren Wasserspiegel in untenstehender Tab 6 2 angegeben Die Wasserspiegellage im Oberwasser des Rechens zwischen den gemessenen drei Lastf llen unterscheidet sich nur unwesentlich um 2 5 cm voneinander Der Wasser spiegel vor dem Rechenfeld 1 liegt tendenziell etwa 2cm tiefer als der vor dem Rechenfeld 2 Dies kann auf die Str mungssituation vor der Wasserfassung zur ckgef hrt werden Die Wehranlage war an beiden Tagen ge ffnet Bedingt dadurch liegt das Rechenfeld 1 strom ab auf der Senkkurve bezogen auf die Zustr mung der Aare An Tagen an denen das Wehr geschlossen ist d rfte der Wasserspiegel ausgeglichen sein Die Wasserfassung liegt dann im sogenannten Totwasser Bei Lastfall 3 hingegen liegt der Wasserspiegel vor Rechen 1 wegen der dort angebrachten 25 Verlegung um ca 3 cm h her als vor Rechen 2 6 Naturmessung 184 6 2 3 2 Geschwindigkeitsverteilung Die Ges
63. ein kurzes St ck des Turbinenzulaufes und flussaufw rts eine Fl che von ca 20 m in der L nge und 15 m in der Breite ber den Re chen hinausgehend umfassen Ein so ermitteltes Geschwindigkeitsfeld vor dem Einlaufre chen des Kraftwerkes Wahnhausen an der Fulda ist in Abb 5 10 dargestellt S Abb 5 10 Das Geschwindigkeitsfeld aus der 3D Berechnung vor dem Einlaufrechen des Kraft werkes Wahnhausen an der Fulda Deutschland ca 0 5 m unter der Wasseroberfl che Der Rankine Wirbel vor dem linken Rechenfeld ist deutlich erkennbar Der hervorge hobene Pfeil gibt die globale Fliessrichtung an In einem letzten Schritt wird das vorhandene Rechenfeld in Teilfelder aufgeteilt siehe Abb 5 11 F r jedes Teilfeld wird aus einer Vielzahl von Punkten der Mittelwert f r den Anstr mwinkel und die Anstr mgeschwindigkeit gebildet Mit Hilfe dieser Mittelwerte und dem Vorgehen nach Kap 5 3 wird nun f r jedes Teilfeld der Energieverlust am Ein laufrechen berechnet Der Gesamtenergieverlust des Einlaufrechens ergibt sich aus dem Mittelwert der Energieverluste an den Teilfeldern 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 174 p Abb 5 11 M gliche Aufteilung eines Rechenfeldes in Teilfelder 5 5 G ltigkeitsbereich und Einschr nkungen Die in Kapitel 5 2 dargelegten Verlustfaktoren zur Ermittlung des Energieverlustes am Einlaufrechen eines Flusskraftwerkes wurden empirisch mittels
64. f r frontale Anstr mung nur die Rechenst be ber cksichtigt Andere Verbauungsteile wie Abstandhalter Rechentr ger und Aussteifungsdiagonalen sind hingegen nicht miteinbezo gen Der Anteil am Gesamtverbauungsgrad dieser Verbauungsteile ist jedoch gerade bei Rechen mit geringem Gesamtverbauungsgrad recht hoch bis 70 Somit d rften im Ver lustfaktor infolge Schr ganstr mung nach Kirschmer Mosonyi ein betr chtlicher Anteil durch die Verbauungsteile wie Abstandhalter Rechentr ger teilweise ber cksichtigt sein Dies gilt besonders f r Rechen mit geringerem Verbauungsgrad wie die Rechen A und B 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 114 15 Rechen A Rechen B Rechen Rechen D Autor A Rang A A A H H Kirschmer Mosonyi Spangler 98 97 Idel cik Zimmermann 115 4 5 95 Tab 4 8 Auflistung der berechneten Verlustfaktoren f r einen Anstr mwinkel 15 nach verschiedenen Autoren f r die einzelnen Rechen Die Werte nach Kirschmer Mosonyi kursiv sind als Referenzwerte mit 100 angenommen 30 Rechen A Rechen B Rechen Rechen D Autor A Rang A Rang A A H D Kirschmer Mosonyi Spangler 66 87 93 98 Idel cik 69 89 111 Zimmermann 313
65. gig abweichen Verlustbeiwert f r alle Trennpfeiler Verlustfaktor f r alle Trennpfeiler 2 FEEF FPE KE RSC Hal ep Wa Male F FEI 7 m E Fl i 4 KH TP1 1 1200mm e 175 TP1 1 400mm E C TP1 1200 a SS 1 C 4 E i TP1 Lamm 4 3 H 400mm ct 8 J L TP2 1200mm C TP1 0mm z 1 5 4 DEN L i 2 1 400mm E DE TP2 1200mm E J C J e 2 1 0 4 E TP2 400mm 4 J EMS o a Eoo 1 25 i E TP2 1 0mm 4 a 4 J C J Me ken reng J az M cke det J Mittelwert des E Verlustbeiwertes GENRE d oer Ve ki 02 N E 0 5 Ge Pfu q A C PE 1 0 EE 88 520 EEN E EE 233 D E 0 5 E E i 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 a b Abb 4 35 a Rechenverlustbeiwert in Abh ngigkeit der Verbauung f r alle untersuchten Trennpfeilertypen b Verlustfaktor Kr in Abh ngigkeit der Verbauung P Der Mittelwert von kru 1 02 Der Rechenverlustbeiwert
66. he Ahr und des zugeh rigen Verlustbeiwertes Ce ist im Anhang C Tab C 6 bis C 11 aufgef hrt In der Tab 6 2 sind die Ergebnisse zusam mengefasst dargestellt Durch das Anbringen einer 12 5 Verlegung steigt die Energieverlusth he am Rechen von ca 2 cm unverlegt auf ca 5 cm an Dieser Effekt wird durch eine 25 Verlegung noch verst rkt In diesem Fall verf nffacht sich die Energieverlusth he auf 10 cm gegen ber dem Lastfall 1 ohne Verlegung Der Verlustbeiwert ist im Lastfall 1 f r beide Rechen ann hernd derselbe Auch f r Lastfall 2 rechtseitige vertikale 12 5 Verlegung bei Rechen 1 und 2 sind die Verlust beiwerte der beiden Rechen in etwa gleich jedoch ca doppelt so hoch wie bei Lastfall 1 Durch die 25 Verlegung bei Rechen 1 im Lastfall 3 steigert sich der Verlustbeiwert an diesem Rechen gegen ber dem Lastfall 1 um den Faktor 4 5 Der Rechen 2 ohne Verle gung hat ungef hr denselben Verlustbeiwert wie im Lastfall 1 6 Naturmessung 188 Lastfall 1 Lastfall 2 Lastfall 3 Rechen 1 Rechen 2 Rechen 1 Rechen 2 Rechen 1 Rechen 2 Verlegung 0 0 12 5 12 5 25 0 mittlerer Wsp vor dem Rechen 461 043 461 064 461 013 461 029 461 041 461 009 mittlerer Wsp nach dem Rechen 461 030 461 050 460 98 461 000 460 960 460 991 0 82 0 69 0 94 0 79 0 97 0 88 25 38 21 44 25 31 21 36 22 54 27 07 461 077 461 088 461 058 461 061 461 089 461 049 0 007 0
67. hrlich gedankt Dem leider zu fr h verstorbenen Georg Meier Chef der Werkstatt und seinem ganzen Team sei hier an dieser Stelle herzlich gedankt f r die Durchf hrung der konstruktiven Arbeiten am Versuchsstand und der immer w hrenden Hilfsbereitschaft Daniel Gubser und Werner Eberle vom Elektroniklabor haben mir ber die T cken der f r mich manchmal allzu komplizierten Messtechnik sehr kollegial hinweggeholfen F r dies und den an den Tag gelegten Humor bedanke ich mich bei diesen Zwei Danksagung Zur Gestaltung dieses Berichts haben die CAD Zeichnungen von Walter Th rig wesent lich beigetragen F r seine tollen Zeichnungen und die unkomplizierte Zusammenarbeit geb hrt ihm mein besonderer Dank Ebenso bedanke ich mich bei Bernhard Etter f r seine Unterst tzung bei Fotoaufnahmen Die Diplomanden Katja S Rutishauser Hanspeter Hoffmann und Roman Berger haben w hrend ihrer Diplomarbeiten einen grossen Teil der hydraulischen Modellversuche durchgef hrt F r den unerm dlichen Einsatz und die sehr konstruktiven Diskussionen sei ihnen hier ein grosser Dank ausgesprochen In meinen Dank mit einschliessen m chte ich alle meine Arbeitskollegen und kolleginen an der VAW Das Arbeitsklima war ber alle Massen anregend und fruchtbar Ein besonderes Dankesch n f r die niemals langweilige Zusammenarbeit geht an Roland Hollenstein Adriano Lais Urs Keller David Vetsch Dr Michael Benesch und Dr Her mann Felix Ein gros
68. lev s Pour tant il est valable pour les deux groupes que d j de faibles colmatages partiels produisent des pertes d nergie beaucoup plus lev es la grille Dans la pratique cela signifie que la r alisation de la demande souvent exprim e pour des ouvertures plus troites entre les bar reaux afin de prot ger les poissons ne va pas seulement augmenter la perte cause de l am nagement plus tendu En raison du colmatage plus lev des grilles avec des ouver tures plus troites entre les barreaux les pertes d nergie augmenteront extr mement Contre toute attente les inhomog n it s du flux qui ont t tudi es ici et r sultent des piliers de s paration et des formes du canal d amen e usuels dans la pratique ne produi sent pas d augmentation de la perte la grille devant la prise d eau Cela s explique par l ef fet rectificateur de la grille L tude des inhomog n it s du flux de grande dimension qui se manifestent cause de la position de la centrale dans le fleuve et propos du barrage n a pas t possible avec les moyens d investigation disponibles Cependant des observations dans la nature ont montr que de grands tourbillons peuvent se produire dans les secteurs p riph riques des piliers de s paration par exemple cause d une position d favorable de la centrale dans le r gime du fleuve ou d un fonctionnement asym trique des turbines Ces tourbillons causent le colmatage des grilles et la pert
69. mitber cksichtigt werden Die in Kap 2 6 3 ausgef hrten berlegungen und die Tat sache dass die meisten Rechengeometrien in der Praxis Verh ltniszahlen b gt 1 d h b lt aufweisen erlauben es jedoch auch die Stabl nge bei den hydraulischen Modelluntersuchungen konstant zu halten Der Einfluss der Rechenstabform kr auf den Rechenverlust Ahr ist in der Vergangen heit von verschiedenen Autoren sowohl f r frontale 0 als auch f r schr ge 8 gt 0 Anstr mung detailliert untersucht worden Da in der Praxis aus Kostengr nden und der geringeren Schwingungsanf lligkeit wegen h ufig das einfache rechteckige Stab profil zur Anwendung kommt beschr nken sich die in dieser Arbeit behandelten Ver suche auf dieses Rechenstabprofil Der Stabformbeiwert kr wird f r die vorliegende Untersuchung von Kirschmer bernommen nicht variiert und betr gt f r das recht eckige Stabprofil kr 2 42 Unter dem Winkel o gegen den mittleren Stromfaden geneigte Einlaufrechen wurden von mehreren Autoren z B Kirschmer 1926 untersucht Alle Versuche ergaben bereinstimmend dass der Widerstand schr g gestellter Rechen mit dem Sinus des Neigungswinkel o kleiner wird Aus diesem Grund wird der Rechen f r die Modell versuche nur vertikal eingebaut 0 90 und nicht variiert Die Erdbeschleunigung g die Wasserdichte pw die kinematische Viskosit t vw und die Wassertemperatur Tw weichen im Modell und in der Natur nicht messbar ab
70. rich VAW unver ffentlicht Wittmann H 1955 Wasserkraftanlagen aus Schleicher F Taschenbuch f r Bauingenieure Band 692 Zimmermann J 1969 Widerstand schr g angestr mter Rechengitter Universit t Fridericana Karlsruhe Theodor Rhebock Flu baulaboratorium Mitteilungen Heft 157 Zowski 1960 Trashracks and Raking Equipment Water Power Part 1 September 342 348 and Part 2 October pp 399 407 9 Symbolverzeichnis 209 9 Symbolverzeichnis Allgemeine Gr ssen A m Durchflossene Querschnittsfl che m projizierte Fl che des K rpers senkrecht zur Str mungsrichtung m Verbauungsfl che durch Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen Rechen tr ge etc Ap m Fl che der gesamten Verbauung ARF 102 Fl che des gesamten Rechenfeldes Ars m Verbauungsfl che durch die Rechenst be Av m Fl che der Verlegung ab m gr sste Laufradschaufel ffnung der Francisturbine m kleinste Laufradschaufel ffnung der Francisturbine b m Lichte Rechenstabweite Blockierungsgrad des Einlaufrechens 10 Breite des Abflussquerschnittes in der Dammbalkenebene Br m Breite des Abflussquerschnittes in der Rechenebene Cw Allgemeiner Widerstandsbeiwert eines angestr mten K rpers D m Turbinenlaufraddurchmesser fa Hz Anregerfrequenz des Rechenstabes fe Hz Eigenfrequenz des Rechenstabes Fr Froude Zahl g m s Erdbeschleunigung Gravitationskonstante h m Abflusstiefe a
71. ssigerweise durch eine gr ssere Stabl nge kompensiert da durch die Kom pensation mit einer gr sseren Stabdicke s die freie Durchflussfl che verringert wird und in Folge der obengenannten Gr nde der Energieverlust ansteigen w rde Zus tzlich wirkt der statische Druck in Richtung der Stabl ngsachse Richtung der Hauptstr mung was nahe legt dass das Widerstandsmoment in dieser Richtung verst rkt wird Hinsichtlich einer ef fizienten Rechenreinigung ist auch ein gen gend grosser Abstand zwischen Rechenstab 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 22 front und Distanzhalter f r das Eingreifen der Rechenharke zwischen die Rechenst be vor zusehen Bei frontaler Anstr mung ist nach Kirschmer 1926 der Einfluss der Stabl nge Ober fl chenreibung auf die Rechenverluste vernachl ssigbar F r eine schr ge Anstr mung hat Zimmermann 1969 f r den Bereich lichte Stabweite b gt Stabl nge 1 eine starke Abh n gigkeit von der Stabl nge festgestellt im Bereich lichte Stabweite b lt Stabl nge 1 was f r die meisten Rechen in der Natur zutrifft ist der Widerstand aber nahezu unabh ngig von der Stabl nge 2 3 2 3 Lichte Rechenstabweite b Allgemein Die lichte Rechenstabweite b ist eine wichtige Auslegungsgr sse im Hinblick auf einen kologisch und konomisch sinnvollen Betrieb der gesamten Wasserkraftanlage Die lichte Rechenstabweite unterliegt zwei gegenl ufigen Kriterien Einerseits dient sie zum Schutz
72. 0 5 11 Dabei entspricht ka Verlustfaktor infolge der vertikalen Rechenneigung jener Winkel der sich zwischen mittlerem Stromfaden und Rechenebene im L ngsschnitt ergibt siehe Abb 5 1 Der Winkel o kann mit Hilfe der Konstrukti onspl ne durch dortiges Einzeichnen des gedachten mittleren Stromfadens abge sch tzt werden Nicht zu verwechseln mit dem Neigungswinkel des Rechens ge gen ber der Horizontalen o Bestimmung von kg graphisch Mit Hilfe des wie oben beschrieben bestimmten Winkels o kann der Verlustfaktor mit Abb 5 9 graphisch bestimmt werden Verlustfaktor k 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Abb 5 9 Abh ngigkeit des Verlustfaktors k vom Winkel zwischen mittlerem Stromfaden und Rechen in der vertikalen Ebene siehe Abb 5 1 Bei 90 liegt der mittlere Strom faden senkrecht zur Rechenebene 5 3 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 170 Wegleitung f r die Berechnung des Energieverlustes Nachfolgend wird nun gezeigt wie der Energieverlust Ahr am Einlaufrechen in der Pro jektierungsphase ermittelt werden kann Die in den Berechnungsformeln verwendeten Pa rameter sind in Abb 5 1 definiert Berechnung der mittleren Anstr mgeschwindigkeit 1 Berechnung der mittleren Anstr mgeschwindigkeit vr in der unverbauten Rechenebe ne Qr y Br F r Qr muss ein massgebender Durchfluss z B der Ausbaudurchfluss Q angenom men werden Die Fl
73. 0 auftreten Die Gr nde f r die vielfach in der Praxis zu beobachtenden Schr ganstr mungen k nnen verschiedener Natur sein Sie k nnen zum Beispiel erzeugt werden durch Bedingt durch ussere Randbedingungen nicht optimale Gestaltung der Einlaufbe reiche Trennpfeiler Einlaufbucht Einlaufschlauch etc Asymmetrischer Turbinenbetrieb bedingt durch Revision begrenztes Wasserdar gebot etc Grosses Treibgut wie Baumst mme Autopneus Wurzelst cke etc Asymmetrische Rechenverlegungen Wehranlage Maschinenhaus 4 X Rechenst be tr Pa H pH Ebene der Rechen bel e Abb 4 6 Schr ge Anstr mung des Rechens bedingt durch a ussere Randbedingungen nicht optimale Gestaltung des Einlaufbereiches b asymmetrischer Turbinenbetrieb c grosses Treibgut wie z B Wurzelst cke d asymmetrische Rechenverlegung 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 104 F r die Modellierung der Schr ganstr mung der vorliegenden Untersuchung stellt sich massgebend die Frage des Wie Spangler 1928 und Zimmermann 1969 haben die Schr ganstr mung grunds tzlich verschieden modelliert dementsprechend verschieden sind auch die Ergebnisse Die hier gew hlte Modellierung der Schr ganstr mung f r die vorliegende Untersuchung entspricht im wesentlichen derjenigen von Spangler 1928 und Idel cik 1960 da sie eher den Verh ltnissen in der Natur entspricht als diejenige von Zimmermann D
74. 0 0 0 10 20 30 40 50 60 0 10 20 30 40 50 60 Oo Oo Abb 2 35 a Verlustbeiwert o in Funktion des horizontalen Anstr mwinkels amp und der Stab form b Verlustbeiwert in Funktion des horizontalen Anstr mwinkels und des Ver h ltnisses a s1 Idel cik 1979 248 Zimmermann Zimmermann 1969 nimmt als Ausgangsgleichung f r seine Untersuchung zum Fall des horizontal schr g angestr mten Rechens die Beziehung von Kirschmer Er hat vier rechteckige Stabprofile mit jeweils an den Enden Vorne und Hinten abgerundeten Kanten untersucht Um Wand und Sohleinfl sse auf das Geschwindigkeitsprofil bei den Versu chen auszuschalten wurde vom Untersuchungsquerschnitt ab eine zweite kleinere Rinne aus 2mm starkem Stahlblech in die Versuchsrinne zentrisch eingeh ngt Abb 2 40 Der Winkel der horizontalen Schr ganstr mung konnte durch drehen der St be Jalousie von 0 bis 90 variiert werden Da bei starker Schr gstellung der relativ langen Rechenst be 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 52 das wirksame Verbauungsverh ltnis der Randst be zu stark durch die nicht verstellbaren Seitenw nde der Blechrinne beeinflusst wird wurden nur wenige Messungen f r An str mwinkel gleich gr sser 45 ausgef hrt Auch bei einer Drehung der St be bis zu 45 engen die in der Nachbarschaft der Blechrinnenw nde stehenden St be besonders bei ge ringen lichte Stababst nden die Randque
75. 1 12 5 10 102 103 104 105 106 107 Reynoldszahl v s v Abb 3 2 Widerstandsbeiwert eines Kreiszylinders in Abh ngigkeit von der Reynoldszahl nach Blevins 1984 Die in Abb 3 2 dargestellte Abh ngigkeit des Widerstandsbeiwertes von der Reynolds zahl zum Beispiel f r einen einzelnen Kreiszylinder zeigt jedoch einige Besonderheiten die es erlauben die Abh ngigkeit von der Reynolds Zahl in vier Bereiche einzuteilen Bereich 1 lt 0 5 10 Der Widerstandsbeiwert h ngt sehr stark von den Z higkeitskr ften ab Der Reibungs widerstand berwiegt den Druckwiderstand Die bertragung von Versuchsergebnissen auf Naturverh ltnisse setzt gleiche Reynolds Zahlen voraus Bereich 2 0 5 10 lt Re lt 2 105 F r das vorliegende Problem ist der Bereich 2 von Bedeutung In diesem Bereich 0 5 10 lt lt 2 10 ist der Widerstand der zwar durch Z higkeitskr fte hervorgerufen wird nicht oder nur sehr gering von der Reynolds Zahl abh ngig Die bertragung des gemessenen Widerstandbeiwertes am Modell in die Natur ist so lange ohne Ber cksichti gung der ver nderten Reynolds Zahl m glich als die Reynolds Zahlen im selben Bereich 2 liegen Der Formwiderstand berwiegt den Reibungswiderstand Die in der Natur am Rechenstab vorkommenden Reynolds Zahlen liegen in diesem Be reich 2 F r die hydraulischen Modelluntersuchungen wird somit als zus tzliche Randbe dingung gefordert dass 0 5 10 lt Reyog lt 2
76. 10 Gl 3 6 sein muss Damit soll gew hrleistet sein dass die Ergebnisse vom Modell problemlos in die Natur bertragen werden k nnen 3 Methode der experimentellen Untersuchung 79 Es muss hier jedoch darauf hingewiesen werden dass die Einteilung in die 4 Bereiche ex akt nur f r einen Einzelstab mit Kreisprofil g ltig ist und dass sie hier nur deshalb heran gezogen wird da ber Stabgitter nur sehr wenige ausf hrliche Ergebnisse vorliegen Im Weiteren soll dann noch berpr ft werden ob die hier getroffenen Aussagen auch auf die zu untersuchenden Modellrechen zutreffen Bereich 3 2 10 lt Re lt 6 105 In diesem bergangsbereich wechselt die Grenzschicht vor der Abl sestelle vom lami naren in den turbulenten Zustand Der Vorgang ist so empfindlich dass bei der bertra gung von Messergebnissen in andere Systeme neben der Reynolds Zahl auch die relative Wandrauhigkeit exakt eingehalten werden muss Bereich 4 Re gt 6 10 Bis zum Erreichen des Abl sepunktes ist die Grenzschicht turbulent Aufgrund der Schwierigkeit sehr hohe Reynolds Zahlen in Versuchen zu erreichen ist dieser Bereich noch nicht ausreichend untersucht Beim glatten Kreiszylinder variiert der Widerstandbei wert mit ver nderlicher Reynolds Zahl Nach Versuchen von Blumberg amp Rigg Dean amp Harleman 1966 mit Kreiszylindern verschiedener Rauhigkeit ist im Bereich 6 10 lt lt 6 10 der Widerstand nicht mit der Reynolds Zahl ver
77. 2 2 3 3 2 Tab C 1 Gewichtung der Messpunkte nach ISO 3354 1975 Anhang Vergleich Naturmessung Modell C3 Abb 4 Messwagen mit den 2 montierten ADV Sonden kurz vor dem Eintauchen in das Wasser Lastfalll Rechen 1 Abb C 5 3 dimensionale ADV Sonde am Messwagen montiert Anhang Vergleich Naturmessung Modell C 2 Resultate Naturmessung C 2 1 Wasserspiegellage Lastfall 1 Rechen1 0 Rechen2 0 verlegt Punkt vor dem Rechen 236100485 461 043 461 041 261083 461 064 461 067 Oberw 261 087 461 0535 F 461 045 nach dem Rechen Wsp m M m Wsp m M Rechen 1 Rechen 2 OW Kanal G 461 030 461 030 H 461 050 461 050 Lastfall 2 Rechen1 12 5 Rechen2 12 5 verlegt Punkt Wsp m M m Wsp m M vor dem Rechen 26103 461 013 460 996 461 041 461 029 E 461 017 Oberw asser A 461 022 461 0135 F 461 005 nach dem Rechen 460 98 461 00 Lastfall 3 Rechen1 0 Rechen2 25 verlegt Punkt vor dem Rechen u 461 041 461 041 461 009 461 007 Oberw asser 461 022 461 0135 461 005 Bemerkung Rechen 1 Rechen 2 OW Kanal 160800 Rechen 161 000 _ Rechen Wsp m M Wsp m M Rechen 1 Rechen 2 OW Kanal G 460 960 460 960 H 460 991 460 991 Tab C 2 Wasserspiegellagen f r die gemessenen Lastf lle 1 2 und 3 Anhang Vergle
78. 34 zeigt die Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes infolge Verbauung P und der Str mungsinhomogenit t ausgedr ckt durch den Turbulenzgrad Tu von der Stab Reynolds Zahl Geschwindigkeit Die durchgezogene Linie symbolisiert jeweils den Mit telwert des Verlustbeiwertes infolge Verbauung und Turbulenz Tu Diesem gegen bergestellt ist der Mittelwert des Verlustfaktors kp resultierend aus der Verbauung P al lein Kap 4 2 als gestrichelte Linie Die detaillierten Messwerte f r die untersuchten Trennpfeilerformen sind im Anhang B Tab B 17 bis B 22 aufgelistet 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse Typ TP1 rund 1 1200mm E pru E 5 3 5 EE Rechen D Eee ee g gelangen deeg Re 0 __ L __ __ 1000 2000 3000 4000 5000 TP1 rund 1 400mm 4 E an sl PTu H R D J ochen a E Sg 4 een 2 2 Rechen SE I E OSETE A J EE eem ee ee 4 RER SEEN Rechen Aaron 0
79. 8 an amp 6 2 wobei der Blockierungsgrad mit gegebener Verbauung und gew hlter Verlegung aus Gl 5 9 berechnet werden kann B P 1 P V Die Ergebnisse dieser 2 Gleichungen G1 6 1 Gl 6 2 und die der nach Kirschmer wer den nun denen der Naturmessung gegen bergestellt 6 3 2 Ergebnisse und Folgerungen Die Ergebnisse sind in Abb 6 10 und Abb 6 11 dargestellt Die Abbildungen sind iden tisch bez glich des Verlustbeiwertes lediglich wird dieser einmal in Abh ngigkeit der Verlegung V Abb 6 10 und das andere mal in Abh ngigkeit der Blockierung B Abb 6 11 dargestellt Vergleich Naturmessung Formel GI 6 1 f r Rechteckprofil l Naturmessdaten f r Rechen1 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 Abb 6 10 Vergleich der Verlustbeiwerte aus der Naturmessung und Berechnungen nach Kirschmer und GL 6 1 in Abh ngigkeit der Verlegung Die durchgezogenen Linien entsprechen Berechnungen und die gestrichelten denen der Naturmessung 6 Naturmessung 191 BE Vergleich Naturmessung Formel 2 25 1 75 1 5 e Naturmessdaten f r Rechen 1 25 0 75 0 5 0 25 scher Fischbauchprofil us 0 35 0 4 0 45 0 5 0 55 Abb 6 11 Vergleich der Verlustbeiwerte aus der Naturmessung und Berechnungen nach Kirschmer und Gl 6 2 in Abh ngigkeit der Blockierung Die durchgezogenen Li nien entsprechen Berechnungen und die gestrichelten denen der Naturmessung Der Verlustbeiwert
80. 80 MOODY DIAGRANM laminar turbulent WIDERSTANDSBEIWERT ABSOLUTE RAUHIGKEIT REYNOLDS ZAHL GESCHWINDIGKEIT HYDRAULISCHER RADIUS 1 3 107 2 5 x BERGANGSBEREICH ch a HYDRAULISCH GLATT be ellbereic 2 10 Re 4 v Rn SE Abb 3 3 Lage der Rauhigkeitsbereiche des Zulaufkanals in Natur und Modell im Moody Diagramm Die Bedingungen aus Gl 3 4 und Gl 3 6 w ren im Versuchsstand auch f r einen Mo dellmassstab von 1 1 einzuhalten z B h 600mm s 10mm gt h s 60 Trotzdem wird der Modellrechen verkleinert in Froud scher hnlichkeit gebaut Dadurch ist es m glich eine gr ssere Rechenstabgruppe in die Versuchsrinne einzubauen Damit soll ein naturna heres Verhalten des Rechenfeldes gew hrleistet werden Aus den Randbedingungen welche sich aus Gl 3 4 und Gl 3 6 sowohl auch aus Pum penleistung Versuchsrinnenabmessungen und den Abmessungen der Rechen in der Natur ergeben resultiert ein Modellmassstab von 1 2 bis 1 4 oder ein Modellmassstabsfaktor A 2 bis 4 F r konkrete Betrachtungen und Vergleiche Modell Natur wird hier in dieser Ar beit ein mittlerer Modell Massstabsfaktor 7 3 gew hlt Unter der Bedingung dass die Gl 3 4 und Gl 3 6 eingehalten wird und mit den zuvor gemachten Vereinfachungen reduziert sich somit die Abh ngigkeit des Verlustkoeffizien ten abschliessend auf folgende vier Gr ssen Ah f P 5 V Tu Gl 3 7 125
81. Bern Schweiz Zwischen den beiden Haufen angeschwemmten Ger lls wurde ein Einschnitt ausger umt um das Wasser ableiten zu k nnen Zustand vor dem Um bau 1978 aus Kienle 1989 Fr her wurde der Rechen von Hand gereinigt Heute gelangen automatische Rechenrei nigungsmaschinen zum Einsatz Durch die Rechenverlegung steigt die mittlere lokale Durchstr mgeschwindigkeit und mit ihr zum Quadrat die Rechenverluste Schoklitsch 1962 berichtet zum Beispiel dass beim Kraftwerk Rheinfelden in einer Herbstwoche 1650 m ca 120 LKW Ladungen Laub entfernt werden musste Der j hrliche Arbeitsaus fall infolge der Fallh henverluste am Rechen betrug bei Reinigung des Rechens von Hand 5 Mio kWh 5 des Arbeitsverm gens und ging nach Einf hrung der maschinellen Re chenreinigung beim Kraftwerk Rheinfelden auf 3 Mio KWh zur ck Wie gross heutzutage der tats chliche Arbeitsverlust durch Rechenverlegung ist kann da es keine bekannten Untersuchungen dar ber gibt nur grob abgesch tzt werden Moso nyi 1966 gibt f r die damalige Zeit eine Spanne von ca 4 bis 6 des Arbeitsverm gens an Aufgrund der heute effizienteren Rechenreinigung d rfte der Arbeitsverlust aber noch immer ca 2 bis 3 des mittleren j hrlichen Arbeitsverm gens betragen Naturmessungen an einem Kraftwerk haben gezeigt dass innerhalb von 6 Stunden oh ne Rechenreinigung eine Steigerung des Verlustkoeffizienten von 1 19 gereinigt bis 5 86 ungereinigt stattgefu
82. Die Verlegung deckt einen zuvor schr g angestr mten Teil des Rechens ab erh ht je doch lokal sehr begrenzt die Schr ganstr mung aber auch grossfl chig die Anstr mge schwindigkeit Durch die h here Anstr mgeschwindigkeit wird die urspr ngliche Schr ganstr mung verkleinert da der Stromfaden durch den Gleichrichtereffekt des Rechens fr her vor dem Rechen in Richtung der Stabl ngsachsen umgelenkt wird Die se beiden Ph nomene lokal begrenzte h here und grossfl chig kleinere Schr ganstr mung d rften sich in ihrer Wirkung aufheben Es d rfen somit die schon bisher ber ck sichtigten Verlustparameter Verbauung Rechenneigung Schr ganstr mung mit dem Verlustfaktor infolge Verlegung multipliziert werden ohne dass die Genauigkeit der Absch tzung stark leiden w rde Dieses so dargelegte Gedankenmodell m sste jedoch in weiteren Modellversuchen oder auch mit Naturmessungen noch best tigt werden Turbulenzgrad Der Turbulenzgrad unmittelbar vor dem Rechen wurde mittels praxis naher Einbauten Trennpfeiler Sohlenformen modelliert Dabei konnten mittlere Tur 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 177 bulenzgrade zwischen 2 und 16 erzeugt werden Diese erh hten Turbulenzgrade f hr ten zu einer vernachl ssigbar kleinen Steigerung der Verlustbeiwerte Verschiedene Na turmessungen an Kraftwerkseinl ufen unmittelbar vor der Rechenebene haben gezeigt dass diese mittleren Turbulenzgrade
83. Dieser negativen Arbeit steht eine gleich grosse Ab nahme der Energie des Systems gegen ber Es gilt also p g v A Ah W v Gl 2 1 Dabei entspricht der Dichte des Fluids g der Erdbeschleunigung der Anstr mge schwindigkeit A der durchflossenen Querschnittsfl che im ungest rten Bereich Ah der Energieverlusth he und W der Widerstandskraft Es ist blich Informationen ber die rtlichen Energieverluste Ah in Form eines Ver lustbeiwertes und Informationen ber den Widerstand W in Form eines Widerstandbei wertes Cw darzustellen gem ss den Definitionsgleichungen y 91 22 25 und 2 W C A GI 2 3 wobei der senkrecht zur Str mungsrichtung projizierten Fl che des St rk rpers ent spricht Werden nun diese beiden Beziehungen in Gl 2 1 substituiert so stellt man fest dass die zwei Beiwerte in einem festen Verh ltnis zueinander stehen F r den in Abb 2 7 dargestellten Fall gilt A Gl 2 4 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 15 Diese Tatsache kann man sich dadurch zu Nutze machen dass die in der Literatur reich haltig angegebenen Widerstandsbeiwerte Cw f r die Ermittlung des Verlustbeiwertes herangezogen werden F r den Verlustbeiwert lassen sich somit folgende Abh ngigkeiten feststellen Der Str mungswiderstand W eines K rpers l sst sich in einen Anteil der durch Wand schubspannungen an der K rperoberfl che verursacht wird Oberfl chenwiderstan
84. Escande 1947 in Betracht Berezinski 1954 be r cksichtigt in seiner Formel zus tzlich noch einen Parameter der vom Alter der Anlage und der vorhandenen Rechenreinigung abh ngig ist Die 1928 von Spangler 1960 von Idel cik und 1969 von Zimmermann entwickelten Formeln ber cksichtigen auch den Fall der Schr ganstr mung Mosonyi 1966 hat die Formel von Kirschmer um einen Faktor welcher zus tzlich die Schr ganstr mung ber cksichtigt erweitert Je nach Autor ver schieden wurde f r die empirische Entwicklung der Beziehung entweder die Anstr mge schwindigkeit vor bzw nach dem Rechen herangezogen F r die Praxis und die folgenden vergleichenden Verlustberechnungen ist es jedoch von untergeordneter Bedeutung welche Fliessgeschwindigkeit zur Berechnung des Energieverlustes herangezogen wird da die Fliessgeschwindigkeit unmittelbar vor und nach dem Rechen in etwa dieselbe ist Ledig lich die Formel nach USBR bezieht sich auf die Geschwindigkeit zwischen den Rechen 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 55 st ben In diesem Fall muss mit Hilfe der Kontinuit tsgleichung die mittlere Geschwindig keit zwischen den St ben berechnet werden 2 5 2 Frontale Anstr mung 0 F r die folgende vergleichende Betrachtung wird ein Rechenstab mit einer Stabdicke s von 10 mm und einer Stabl nge von 100 mm herangezogen Die Rechenst be weisen ei ne lichte Stabweite b von 50 mm auf als Stabprofil wird ein rechteckiges mit kr
85. Fliessverlusten die eine Re duktion der nutzbaren Fallh he verursachen Zudem kann sich feineres Material welches den Rechen passiert Seegras Grashalme an den Turbinenschaufeln ablagern Diese Ef fekte f hren zu einer Verminderung der Energieproduktion und einer zus tzlichen mecha nischen Belastung der Turbine Bei Grass das sich um den Leitapparat Turbinenschaufel 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 43 oder um Rechenst be gelegt hat hilft h ufig eine R cksp lung durch abruptes Schliessen der Turbine In einer Flusskr mmung verhalten sich das Treibgut und das Geschiebe hinsichtlich ih rer Ablagerung vor dem Rechen diametral Durch die Sekund rstr mung wird das Ge schiebe an der Sohle in einer Flusskr mmung zur Innenseite hin getragen gleichzeitig be wegt sich das Treibgut an und direkt unter der Wasseroberfl che in Richtung der Aussen seite Bei der Konstruktion eines Kraftwerkes und der Gestaltung des Einlaufs soll diesem Umstand Rechnung getragen werden J Abb 2 28 Starke Verlegung des Einlaufrechens mit Wasserpflanzen Da sich die Wasserpflanzen um die Quertraversen gelegt haben kann sie nicht von der Rechenreinigungsmaschine und nur im Zuge einer Revision entfernt werden aus Meier 2001 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 44 5 Abb 2 29 Rechen vor dem Turbineneinlauf des Kraftwerks Felsenau Elektrizit tswerke der Stadt
86. Ihr Variationsbereich ist relativ gering und somit auch ihr Einfluss auf die Energieverlus te Der Verbauungsgrad wird durch die Wahl der lichten Rechenstabweite b variiert P f b Eine den physikalischen Vorgang beschreibende Gleichung mit den oben angegebenen Vereinfachungen l sst sich f r das vorliegende Problem nun vereinfacht auf wenige rele vante Einflussgr ssen in dimensionslose Form bringen Ah f P 8 V Tu Fr Re Gl 3 2 vk 2g Um die Ergebnisse eines hydraulischen Modells in die Natur auf den Prototypen zu bertragen sind hinsichtlich Modell hnlichkeit und Massstabseinfl ssen noch n here Ab kl rungen erforderlich auf die im folgenden Abschnitt eingegangen wird 3 Methode der experimentellen Untersuchung 75 3 2 Modell hnlichkeit und Massstabseinfl sse 3 2 1 Modell hnlichkeit Bei den meisten Fragestellungen die eine experimentelle Ermittlung eines unbekannten Zusammenhanges erfordern werden die notwendigen Experimente an einem Modell aus gef hrt dessen Abmessungen gr sser oder kleiner als die des Originals sind In vielen F llen wie auch im vorliegenden Fall sind die Abmessungen des Originals so gross dass von vornherein nur ein verkleinertes Modell in Frage kommt Nach Kobus 1978 ist ein Modell im weitesten Sinne eine vereinfachte Darstellung eines zu modellie renden Gegenstandes Zustandes oder Ereignisses und die Forderung nach hnlichkeit ei nes Modells mit der Natur erforde
87. K r per periodisch Dadurch werden dynamische Fluidkr fte in Str mungsrichtung und senk recht dazu erzeugt Abb 2 5 Nachlaufwirbel an einem Rechenstab Hermann amp Hollenstein 1998 Nach Schleiss 1985 l sst sich die Strategie zur Vermeidung von Rechenbr chen infol ge Schwingungen in 3 Hauptpunkte zusammenfassen Resonanzschwingungen k nnen durch eine Hochabstimmung des Rechens verhindert werden Die massgebende Eigenfrequenz des Rechens muss also mit einem bestimm ten Sicherheitsabstand ber der zu erwartenden Anregerfrequenz liegen fa lt 0 60 0 65 Das Anbringen von Aussteifungsdiagonalen und die Verwendung weniger hydrodynamischer Rechenstabprofile wie Flachst hle erleichtert die Hochabstim mung Schwingungen mit kleinen Amplituden treten trotz der Hochabstimmung des Rechens auf Die Konstruktionsart des Rechens muss deshalb den dynamischen Beanspruchun gen gen gen eine Bemessung auf Erm dunsgssicherheit ist unerl sslich Rechnerisch schwer zu erfassen sind hingegen die kritischen und relativ h ufigen Schwingungsformen ganzer Rechenfelder Diese m ssen deshalb zum vornherein mit konstruktiven flankierenden Massnahmen wie das seitliche Verbinden der Rechenfel der ausgeschaltet werden Zowski 1960 gibt f r die Verhinderung von Rechenbr chen infolge von Schwingun gen den maximal zul ssigen Abstand der Distanzhalter in Abh ngigkeit der Rechenan str mungsgeschwindigkeit f r verschie
88. Natur entstehen k nnen Aus diesem Grund wurden in einer zweiten Phase die Pa rameter Verlegung V und Turbulenz Tu an einem hydraulischen Modell unter Druckab fluss untersucht Wie sich sp ter dann noch zeigen wird sind auch bei dieser Untersuchung unter Druckabfluss keine Massstabseinfl sse zu erwarten sofern die Bedingungen nach Gl 3 4 und Gl 3 6 eingehalten sind 3 3 2 Beschreibung der Versuchsanlage und des Rechens 3 3 2 1 Versuchsanlage mit Freispiegelabfluss Der Versuchstand besteht aus einer ca 12 m langen Im breiten und 1 2 m hohen Stahl rinne Lediglich die rechte in Fliessrichtung betrachtet seitliche Berandung besteht aus Verbundglas Die eigentliche Versuchsrinne wird in diese Rinne eingebaut und gliedert sich in einen Oberwasserkanal vor dem Rechen und einen Unterwasserkanal nach dem Rechen Die Geometrie wird mit vorgefertigten zirka 1 m langen PVC Elementen herge stellt und kann einfach an die jeweiligen Anstr mwinkel angepasst werden Der Ober wasserkanal besteht aus dem Zulauf einem groben Lochgitter zur erstmaligen Beruhigung der Str mung einem Einengungsteil zur Anpassung an die jeweilige Oberwasserkanalbrei te einem Beruhigungsgitter und der zirka 4 m langen Zulaufstrecke zum Rechen Abb 3 4 Die Breite des Oberwasserkanals ist vom horizontalen Anstr mwinkel abh ngig und variiert zwischen 500 mm 6 09 483 mm 8 15 und 433 mm 6 30 Die Abfluss tiefe des Freispiegelabflusses im Oberwasse
89. Nummerierung der Kraftwerke erfolgt in Richtung des Flusslaufes von der Quelle bis zur M ndung und ist geordnet nach den Einzugsgebieten Rhein ohne Aare Reuss und Limmat Nr 1 25 Aare Nr 1 4 Reuss Nr 1 11 Limmat Nr 1 13 Rhone Nr 1 4 und Adda Nr 1 Die Kraftwerke mit einem gr nen Symbol haben den VAW Fragebogen retourniert 63 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens Leem Sie p asosy ara ooz os 09 sY EMA A Buren ST mm EE 0 lt gt us bejuy Abb 2 42 Niederdruckanlagen der Schweiz mit einer Nettofallh he H kleiner 30m und einer Ausbauwassermenge gr sser 10m s 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 64 Die wichtigsten Anlagekenndaten der Kraftwerke wie Installierte Leistung Pr Ausbau wassermenge Q Mittlere Bruttofallh he H und die Turbinenart sind im Anhang A Tabel le Al tabellarisch aufgef hrt 2 6 2 Kenndaten der Einlaufrechen Um die erforderlichen detaillierten Informationen ber die eingebauten Rechen zu er halten wurde an s mtliche in Tab 1 aufgelisteten Kraftwerke ein Fragebogen versandt Im Zusammenhang mit der zu untersuchenden Problematik wurde der Schwerpunkt der Fragestellung auf den Rechen und das damit verbundene Umfeld gelegt Der Fragebogen hatte folgende Themenbereiche zum Inhalt Allg
90. Qualit t der Zustr mbedingungen des Wassers und der Geschwemmselmenge variieren Der Wert s entspricht der Rechenstabdicke und b der lich ten Rechenstabweite Als massgebende Geschwindigkeit f r die Verlustberechnung liegt die Anstr mgeschwindigkeit vr vor dem Rechen zu Grunde 247 Idel cik Die Beziehung von I del cik 1979 stammt aus dem Jahre 1960 und lautet folgender massen 2 Ah 0 6 6 GI 2 30 22 Die Gleichung von del cik bezieht sich auf die abstr mende Geschwindigkeit nach dem Rechen Der Beiwert ist eine Funktion von der Stabform und dem horizontalen Anstr mwinkel ist eine Funktion und dem Verh ltnis lichte Stabweite zu 51 Die Beiwerte k nnen aus Abb 2 35 ermittelt werden 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 51 Forme des barreaux Wi Wi Wi Wi Wi Wi wi Wi Wi Wi RS EE dM dm du du du dm dM du Js gt gt 4 gt A Las A gt gt gt SE 4 a gt 8 8 5 3 5 5 5 I Do 8 y 2 i Z A A A iH A DI 5 a si x e 5 NI 0 5dm 0 5dm 2 2 dm 1 4 1 2 1 0 0 8 01 0 6 2 Ze 4 0 2
91. aufgenommen Abb 3 10b Bei Str mungsinhomogeni t ten in der x y Ebene welche zum Beispiel durch Trennpfeiler entstehen k nnen muss das Geschwindigkeitsfeld von oben durch den Glasdeckel aufgenommen werden 3 5 Resultatermittlung 3 5 1 Allgemeines Der gesamte an einem Einlaufrechen in der Natur auftretende Energieverlust resultiert somit unter der Voraussetzung der in Kap 3 1 getroffenen Aussagen aus den verlustrele vanten Parametern Verbauung horizontale Schr ganstr mung Verlegung und den Str mungsinhomogenit ten ausgedr ckt durch den Turbulenzgrad Tu Er kann folgender massen beschrieben werden 6 6 Gl 3 8 25 Dabei entspricht Ahr der Energieverlusth he Gesamtverlustbeiwert des Ein laufrechens vr der mittleren Anstr mgeschwindigkeit in der unverbauten Rechenebene und g der Erdbeschleunigung Der Gesamtverlustbeiwert des Rechens ergibt sich aus den verlustrelevanten Parame tern und kann nach Gl 3 9 aus folgenden Faktoren gebildet werden Cr Ka 1 3 9 Der Verlustbeiwert beschreibt den Einfluss der Verbauung Da der Rechen und ihm die Verbauung P der eigentliche Ausgangspunkt des Energieverlustes am Einlaufre chen darstellt wird hier die Nomenklatur Verlustbeiwert mit der Bezeichnung zeta gew hlt Dieser so genannte Basiswert wird dann mit den einzelnen Verlustfaktoren er 3 Methode der experimentellen Untersuchung 89 weitert
92. ausgewerteten Rechen in der Natur 4 4 2 Ergebnisse Die Ergebnisse f r den aus Verbauung P und Verlegung V resultierenden Verlustbei wert ks kru 1 Gl 3 9 sind in Abb 4 17 dargestellt Messergebnisse f r Verlustbeiwert 1 0 ITT ITT el Seh a IST Bebe ITT ec x A E GU 0 9 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 Abb 4 17 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes infolge der Verbauung und der Verlegung vom Blockierungsgrad B Dargestellt sind die Mittelwerte der Messergebnisse Tab C 14 f r alle untersuchten Verlegungsarten Tab 4 10 und Rechen Die Anordnung Nr 0 entspricht dem Fall ohne Verlegung V 0 gt B P 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 121 Die detaillierten Messergebnisse sind im Anhang Tab 11 bis B 14 und die daraus ermittelten Mittelwerte in Tab B 15 f r alle Verlegungsarten und Rechen aufgelistet Er g nzend zu den in Tab 4 10 aufgef hrten Verlegungsarten ist noch die Verlegungsart Nr 0 welche dem Rechen ohne Verlegung 0 gt entspricht dargestellt um auch den Bereich sehr kleiner Blockierungsgrade ab
93. bzw multipliziert Dabei beschreibt der Verlustfaktor k den Einfluss der horizon talen Schr ganstr mung der Verlustfaktor den Einfluss der Rechenverlegung V und der Verlustfaktor kr den Einfluss der Str mungsinhomogenit ten ausgedr ckt durch den Turbulenzgrad Tu Der Verlustbeiwert und der Verlustfaktore k werden am Modell mit Freispiegelab fluss untersucht Die Verlustfaktoren und kr werden am Modell mit Druckabfluss un tersucht Recherchen in der Literatur zum Thema Energieverluste allgemein aber auch die bisher bekannten Untersuchungen verschiedener Autoren hinsichtlich der Rechenverluste aber auch die eigenen Untersuchungen haben gezeigt dass die einzelnen Verlustanteile aus Verbauung Rechenneigung Schr ganstr mung Verlegung und Turbulenz miteinander multipliziert werden m ssen Dies deshalb da sie alle am selben Ort auftreten Addiert werden die einzelnen Verlustanteile nur wenn sie nacheinander in Folge auftreten wie zum Beispiel in Rohrleitungen die Eintritts Kr mmer Abzweigungs Armaturen und Aus trittsverluste Im Nachfolgenden wird das Berechnungsprinzip f r die Versuche mit Freispiegel und Druckabfluss dargestellt 3 5 2 Resultatermittlung bei Freispiegel und Druckabfluss Die Ermittlung der einzelnen Verlustbeiwerte bzw faktoren erfolgt im Prinzip sowohl f r die Versuche mit Freispiegelabfluss Abb 3 11 als auch f r die Versuche mit Druck abfluss Abb 3 12 nach derselben Vorg
94. could not be carried out with the trial installation available However observations in nature have shown that for example an unfavourable position of the power station in the river system or an asymmetrical operation of the turbines may cause extensive vortexes in the periph eral sectors of the separating piles These vortexes produce the blockage of the trashrack and make the loss of energy rise prominently in these areas Finally a new formula to calculate the losses of energy at intake trasracks is derived taking into account the mentioned parameters relevant for the loss With the help of this formula it should be possible in the future to estimate the actually occurring hydro mechanical losses of energy in a practice oriented way and to take them into account for the operation of the plant its security and economic efficiency Resume IX Resume La grille devant la prise d eau l entr e des centrales hydro Electriques sert retenir les l ments en suspension et flottants afin de prot ger les turbines Quand l eau coule tra vers la grille une partie de l nergie cin tique est transform e en chaleur Puisque dans ce cas la chaleur est une forme d nergie qui peut tre consid r e comme perdue pour le sys t me m canique on qualifie cette nergie transform e de perte d nergie dissipation Dans le pass plusieurs formules pour calculer cette perte d nergie ont t publi es Cependant la pratique montre qu
95. der Verle gung auf die Energieverluste an Einlaufrechen lassen sich somit nicht mit anderen hnli chen Untersuchungen vergleichen Der Blockierungsgrad resultierend aus Verbauung P und Verlegung V ist unabh ngig von der Art der Verlegung horizontal vertikal eckig dreieckig etc Das charakteristische Verlustverhalten der Verlegung l sst sich in zwei Gruppen eintei len Die Gruppe 1 umfasst die beiden Verlegungsarten einer horizontalen 25 Verlegung unten bzw oben Die Gruppe 2 umfasst alle anderen untersuchten Verlegungsarten welche sich durch Lage Form und Verlegungsgrad unterscheiden siehe Tab 4 10 Die 25 Verlegungen unten bzw oben mit horizontaler Ausrichtung Gruppe 1 er zeugt wesentlich gr ssere Verluste als die restlichen untersuchten Verlegungsarten Grup pe 2 Das charakteristische Verlustverhalten der Verlegungsarten aus der Gruppe 2 ist dem ohne Verlegung gleich und ist nur vom Blockierungsgrad resultierend aus Verbauung und Verlegung abh ngig F r Rechen mit kleinem Verbauungsrad P wird der Einfluss der Verlegung auf den Ver lustbeiwert gegen ber dem aus der Verbauung dominierend Mit steigender Verbauung nimmt dieser Einfluss jedoch ab Die Verlustbeiwerte der Rechen A B C und D ohne Ver legung liegen auf der selben Trendkurve wie die untersuchten Rechen mit Verlegungsar ten aus der Gruppe 2 Sie weisen somit dasselbe charakteristische Verlustverhalten auf 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnis
96. des Verbauungsgrades nach verschiedenen Autoren Um den Einfluss der Schr ganstr mung allein zu erfassen wird f r die folgenden Be trachtungen der Verlustfaktor k vom bis anhin erfassten Gesamtverlustbeiwert be dingt durch Verbauung und Schr ganstr mung nach Gl 4 4 isoliert Die Berechnungen dazu sind im Anhang Tab C 8 15 und Tab C 9 8 309 tabellarisch aufgef hrt Die Abb 4 15 und die Tab 4 8 Tab 4 9 zeigen die Resultate aus den vergleichenden Berechnungen Die Berechnungen nach Zimmermann ergeben f r alle Rechen und An str mwinkel die h chsten Verlustfaktoren ks infolge der Schr ganstr mung Einerseits nimmt der Unterschied zu den anderen Autoren mit gr sser werdender Verbauung P ab anderseits mit gr sser werdender Schr ganstr mung zu Die Verlustfaktorkurven nach Gl 4 5 und den Autoren Kirschmer Mosonyi Spangler und Idel cik stimmen recht gut berein Lediglich bei Rechen A f r eine Schr ganstr mung 6 309 ergibt die Kurve nach Kirschmer Mosonyi die h heren Werte siehe Abb 4 15a 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse Abb 4 15 Autoren Vergleich Rechen A P 0 19 KH 0 Kirschmer Mosonyi Spangler 1 H Zimmermann DL 4 5 5 17 5 10 15 Autoren Vergleich Rechen C P 0 46_ 20 25 30 Peer KH
97. die str mungsbedingten Energieverluste am Rechen zus tzlich und berpro portional anheben Versch rfend auf diese Problematik w rde sich zudem auswirken wenn wie gelegentlich gefordert die lichte Weite der Rechenst be bei Einlaufrechen von Wasserkraftwerken unabh ngig von Maschinengr ssen und den individuellen betrieblichen Anforderungen auf einen einheitlichen Wert von 20 mm festgelegt w rde Der enge Stab abstand von 20 mm soll verhindern dass Fische in die Turbinen gelangen Von allen bisher bekannten Formeln wird der Einfluss einer m glichen Teilverlegung des Rechens auf die Entstehung des Energieverlustes nicht mitber cksichtigt Im Folgen den soll nun der Einfluss dieses verlustrelevanten Parameters auf die Energieverluste am Einlaufrechen detailliert untersucht werden 4 4 1 2 Definitionen Der Verbauungsgrad P Der Verbauungsgrad entspricht dem Verh ltnis der gesamten Fl che der Rechenkon struktionsteile schwarze Fl che in untenstehender Skizze bestehend aus Rechenst ben Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger zur Fl che des gesamten Re chenfeldes Eine allf llige Verlegung des Rechens ist darin nicht mitber cksichtigt Aus GI 4 7 Ars entspricht dabei der Verbauungsfl che durch die Rechenst be der zus tzlichen Verbauungsfl che durch Abstandhalter Rechentr ger und Aussteifungsdiagonalen und der Fl che des gesamten Rechenfeldes wenn man sich den Rechen entfernt
98. erm glicht hat wo er mir dann neben vielem anderen auch fremde Sitten und Br uche n her brachte Dr Peter Volkart hat das Projekt Energieverluste an Einlaufrechen formuliert und die Arbeit betreut F r die immer w hrende Unterst tzung und die bernahme des internen Korreferates danke ich ihm hier herzlich Seine differenzierte und relativierende Sichtwei se mancher Dinge hat mir in vielerlei Hinsicht geholfen Ebenso hat Dr J rg Speerli dieses Projekt lange betreut Zudem war er lange Zeit mein direkter Vorgesetzter Ihm habe ich beruflich wie auch privat eine sch ne Zeit an der VAW zu verdanken Ein besonderer Dank gilt auch dem ehemaligen Direktor der VAW Prof Dr Ing Da niel Vischer Emeritus der mir durch die Anstellung an der VAW sein Vertrauen entge genbrachte und durch das eine oder andere Pausengespr ch das Abenteuer Wasserbau n h erbrachte Herrn Prof Dr Ing J rgen K ngeter danke ich ganz herzlich f r die bernahme des externen Korreferates Dem Projekt und Studienfonds der Elektrizit tswirtschaft PSEL danke ich f r die fi nanzielle Unterst tzung die es erlaubt hat den Versuchsstand aufzubauen Naturmessun gen durchzuf hren und die notwendigen Messger te anzuschaffen Seitens des PSEL ist die Arbeit von Herrn Peter H ssig begleitet worden Ihm sei ebenfalls gedankt All jenen Kraftwerksgesellschaften und deren Mitarbeiter die den umfangreichen Fra gebogen beantwort haben sei hier ausf
99. ett Tale Tl Leit PERES L Naturmessdaten 6 i E Kirschmer 0 4 J 8 Zimmermann 8 45 F RE EEREN GE y Zimmermann 45 kb J 6 EEE T ES C J E Eed S SE ee Kirschmer 5 0 KAN EA BR RER SPERREN EE EE p agpo ee aa 0 P Kat dech EEE 1 11 1 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 s b Abb 2 41 Vergleich der Verlustbeiwerte Cr aus Naturmessdaten mit den theoretischen nach Kirschmer 6 0 und Zimmermann 6 45 F r einen angenommenen Anstr mungswinkel 0 ergibt sich eine deutliche Diskre panz zwischen den realen in der Natur gemessenen Verlusten und den theoretisch ermittel ten Verlustwerten nach Kirschmer Diese Tatsache zeigt deutlich auf dass der Rechenver lust nicht nur von der Stabform und dem Verh ltnis s b abh ngt Es m ssen also noch an dere Faktoren einen massgeblichen Einfluss haben die den der oben genannten bei weitem bersteigen Die Werte von Zimmermann 8 45 sind bedeutend h her als die Werte von Kirschmer 0 Die Verlustkurve nach Zimmermann 8 45 deckt den oberen Be 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 61 reich der Verluste in der Natur ab Lediglich f r drei Kraftwerke Eglisau G sgen Schwarzh usern liegt der Verlustkoeffizient ber der Kurve nach Zimmermann Kirschmer gibt mit seiner Kurve die minimalsten We
100. geh rt die Beziehung von Kirschmer aus dem Jahre 1926 Die Formeln basieren meist auf den idealen Randbe dingungen der Versuchsst nde im Laboratorium berraschenderweise unterscheiden sich die publizierten Resultate der mit diesen Formeln berechneten Rechenverluste bereits f r ideale Rechen ohne Quertr ger oder Verlegung Zus tzliche Ph nomene wie eine nicht gleichm ssige Geschwindigkeitsverteilung die schon erw hnte Teilverlegung Turbulen zen und Wirbelstrukturen sind bisher kaum wissenschaftlich erfasst oder gar analysiert worden siehe Abb 1 1 Die effektiven Zustr mungen in der Natur sind bei jedem Fluss oder Kanalkraftwerk inhomogen Diese Str mungsinhomogenit ten sowie die Rechenverlegungen werden bei den bekannten Formeln f r Rechenverluste nicht ber cksichtigt Dies mag ein Grund daf r sein dass die tats chlich gemessenen Rechenverluste h ufig um ein vielfaches gr sser sind als die theoretisch berechneten Rechenverluste Versch rfend auf diese Problematik wirken sich zudem die laut werdenden Forderungen aus die lichte Weite der Rechenst be bei Einlaufrechen von Wasserkraftwerken unabh n gig von Maschinengr ssen und den individuellen betrieblichen Anforderungen auf einen einheitlichen Wert von 20 mm festzulegen und die Anstr mgeschwindigkeit auf den Ein laufrechen auf z B 0 5 m s zu beschr nken Dies soll dem postulierten Schutz der Fische dienen denen damit der Eintritt in die Turbinen verwehrt werden soll
101. gt ks 1 V 0 gt ky 1 Tu 0 gt kn Die Abb 4 1 zeigt das Verlustverhalten der verschiedenen Rechen bei Freispiegelab fluss und Abb 4 2 dasjenige bei Druckabfluss Daraus ist klar ersichtlich dass weder f r Freispiegel noch f r Druckabfluss eine Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes Cr von der Froude bzw Reynolds Zahl besteht Der Verlustbeiwert ist hier somit g nzlich unab h ngig von der Anstr mgeschwindigkeit vr h ngt nur von den in 3 7 enthaltenen Einflussgr ssen ab Die Gleichung 3 8 gilt uneingeschr nkt Weiters sind die ermittelten Verlustbeiwerte Ce f r die beiden Abflussarten Freispiegel und Druckabfluss bis auf vernachl ssigbar kleine Unterschiede die im Bereich der Mess genauigkeit liegen gleich gross was f r die Untersuchung ungemein wichtig ist Die Er gebnisse k nnen somit beliebig miteinander verglichen und kombiniert werden Freispiegelabfluss Freispiegelabfluss 4 PZP GEET III FA KI A Ei IT IT T IT T IT TA GH e Sri RechenD 5 33 PT Rechen Di J A S Bere 2 _ _____ iQ EE SE Rechent _______ 2 m GO J C Q St
102. hydraulischen Modellver suchen bestimmt Die Versuche wurden an einem Modell durchgef hrt welches zum gr ssten Teil die Gegebenheiten in der Natur wiedergibt Dies gilt sowohl f r die str mungsmechanischen als auch f r die geometrischen Parameter Gewisse durch andere Autoren schon ausf hrlich erfasste Parameter z B Rechenstabform durch Kirschmer 1926 wurden jedoch hier an dieser Stelle nicht mehr variiert Daraus ergeben sich f r die Anwendung der neuen Beziehung gewisse G ltigkeitsbereiche und Einschr nkungen die im Folgenden nun diskutiert werden 5 5 1 G ltigkeitsbereich Die G ltigkeits respektive die Variationsbereiche der Parameter f r die Modellversu che sind in Tab 5 4 und Tab 5 5 aufgelistet F r praktische Belange sind sie in Naturmas sen angegeben Index N Massstab Natur Modell 1 3 Geometrische Parameter In bn mm 1 11 10 0 19 0 55 Tab 5 4 G ltigkeitsbereich Variationsbereich f r die Modellversuche der geometrischen Pa rameter Naturmasse scharfkantiger Rechteckstab Kirschmer kp 2 42 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 175 Str mungsmechanische Parameter Tu Tun 0 0 25 0 02 0 16 Tab 5 5 G ltigkeitsbereich Variationsbereich f r die Modellversuche der str mungsmechani schen Parameter Naturmasse Die gew hlten Variationsbereiche de
103. im Normalfall realistisch sind In Ausnahmef llen k nnen jedoch auch deutlich h here Turbulenzgrade auftreten Ob diese den Verlust beiwert deutlich erh hen konnte mit den Modellversuchen nicht untersucht werden Fischschutz Rechen F r den Fall dass zum Schutz wandernder Fische spezielle Re chen mit sehr kleinen Stababst nden b ca 10 mm welche den Charakter eines fein maschigen Gitters haben zum Einsatz kommen gilt die hier entwickelte Beziehung eventuell nicht mehr F r diesen Spezialfall geben Kroll 2000 und Rettemeier 2000 einen praktikablen L sungsweg zur Berechnung der Energieverluste an 6 Naturmessung 179 6 berpr fung der neuen Formel anhand einer Naturmessung 6 1 Einleitung Im Zuge dieser Arbeit wurden Naturmessungen am Einlaufrechen der Kraftwerke Wahnhausen an der Fulda Deutschland Neckarsteinach am Neckar Deutschland M h lenplatz an der Reuss Schweiz Schiffm hle an der Limmat Schweiz und Kallnach an der Aare Schweiz durchgef hrt Die Naturmessungen dienten einerseits dazu die Charak teristik der Anstr mung vor der Rechenebene zu erfassen und anderseits die Energieverlus te durch den Rechen zu bestimmen Stellvertretend f r alle anderen wird hier die Naturmessung am Kraftwerkseinlauf Kall nach an der Aare dargelegt Hier war es m glich mit tatkr ftiger Unterst tzung des Kraft werkspersonals den Rechen k nstlich zu verlegen Somit k nnen sowohl die Ergebnisse der Verlegung
104. muss die Anstr mung im weiteren Sinne auch vor dem Rechen m glichst homogen sein damit die Anforderungen der Turbinenhersteller welche sich auf die Dammbalkenebene nach dem Rechen beziehen eingehalten sind Um klarere Anforderungen zu definieren werteten Fisher und Franke 1987 Modell versuche verschiedener Versuchsanstalten die Geschwindigkeitsfelder unterschiedlicher Einlaufgeometrien und Turbinentypen untersucht hatten aus Naturmessungen und Beo bachtungen an den Grossausf hrungen dienten zur Einteilung in die Gruppen vermutlich leistungsmindernd und vermutlich nicht leistungsmindernd Liegen die Werte dieser Geschwindigkeitsfelder innerhalb der in Abb 2 21 dargestellten Fl che so ist nach Fisher und Franke keine Leistungsminderung zu bef rchten Im Gegensatz zu allen anderen An forderungskatalogen setzt das Diagramm der Abb 2 21 die lokale Geschwindigkeitsabwei chung vom Mittelwert in Relation zum davon betroffenen Anteil der Querschnittsfl che Demnach d rfen nach Fisher und Franke kleine Abweichungen eine gr ssere Fl che und gr ssere Abweichungen eine kleinere Fl che betreffen 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 33 2 2 G G GGF Fl che Abb 2 21 Anforderungsdiagramm nach Fisher und Franke 1987 Der schraffierte Bereich ent spricht dem empfohlenen maximalen Fl chenanteil Die Anstr mgeschwindigkeit stellt auch ein wichtiger Parameter f r die Dimensionie run
105. nden entnommen wird darf in der Schweiz nach Artikel 41 des eidgen ssischen Gew sserschutzgesetzes 1971 nicht mehr ins Gew sser zur ckgegeben werden Dementsprechend ist das an den Rechenanlagen entnommene Geschwemmsel fachgerecht zu entsorgen Zunehmend werden vor allem in Deutschland auch Forderungen zum Schutz der Fische erhoben die lichte Weite der Rechenst be bei Einlaufrechen von Wasserkraftwerken un abh ngig von Maschinengr ssen und den individuellen betrieblichen Anforderungen auf einen einheitlichen Wert von 20 mm festzulegen Damit soll den Fischen der Eintritt in die Turbinen verwehrt werden Dies soll jedoch nur ausnahmsweise und nur dann erfolgen wenn der Bestand von Wanderfischen hoch und mit grossen Sch den am Fischbestand zu rechnen ist Zus tzlich muss berpr ft werden ob mit einer hoch wirksamen Umgehungs m glichkeit in Kombination mit einer so genannten Fischschreckanlage die Fische effektiv umgeleitet werden k nnen Reuter amp Rettemeier amp K ngeter 2000 weisen darauf hin 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 7 dass selbst bei einem lichten Rechenstababstand von 20 mm kleine Aale bis zu 40 cm lang durch den Rechen gelangen und Aale ab einer Anstr mgeschwindigkeit von 1 0 m s an den Rechen gedr ckt und dort von der Rechenreinigungsmaschine erfasst werden Ba sierend auf numerischen Berechnungen und hydraulischen Modellversuchen empfehlen sie einen Rechen mit einer lichten Rechenstabweite
106. nicht ber cksichtigte Anteil der Verbauung liegt somit je nach betrachtetem Rechen zwischen 10 und 70 Die detaillierten Werte f r die einzelnen Kraftwerke sind im Anhang A Tab A 3 aufgef hrt 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 66 Verbauungscharakteristik der Einlaufrechen Ir TEEN u een E an ZAE J 07 8 vi IV 2 9 2 J O i 4 0 6 4a anni Flag 4 lt J 6 lt 4 2 L SC lt 0 57 E ei 2 SZ 5 I pn z lt a J lt C J et E L 10 A lt 70 L i RS An EE _ 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 1 Anteil der Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger Abb 2 43 Verbauungscharakteristik f r die 43 mittels Fragebogen erfassten Niederdruck Kraftwerke in der Schweiz entspricht dabei dem Anteil der Abstand halter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger an der Gesamtverbauung und dem der Rechenst be 2 6 5 M gliche Korrelationen Der Verlustkoeffizient Ce h ngt im wesentlichen von den Parametern Stabdicke
107. nicht erforschten Parameter Verbauung und Schr ganstr mung sind am Modell mit Freispiegelabfluss Verlegung und Str mungsinhomogenit t unter Druckabfluss untersucht worden Die Verbauung P wurde zwischen 19 55 variiert die Schr ganstr mung innerhalb 0 30 die Verlegung V variierte zwischen 0 25 und f r die Untersuchung der Str mung sinhomogenit t welche durch den Turbulenzgrad ausgedr ckt wird konnte dieser inner halb 2 und 16 variiert werden Die Modell hnlichkeit wurde f r alle untersuchten F lle nachgewiesen Neben der Verbauungsfl che durch die Rechenst be wird die freie Durchgangsfl che zus tzlich noch durch Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger ver baut Diese wurden jedoch in den bekannten Formeln bisher nicht ber cksichtigt Im Extremfall wird dadurch ein Verbauungsanteil von 70 im Normalfall 30 bis 50 vernachl ssigt Dies ist einer der Gr nde weshalb bisher die theoretisch berechneten Energieverluste kleiner sind als die in der Praxis gemessenen Der Rechenverlust nimmt mit zunehmender Verbauung stark zu Durch Ber ck sichtigung der gesamten Verbauung liegen diese Verluste deutlich h her als unter Be r cksichtigung der Rechenst be allein Jedoch ist das charakteristische Verhalten das selbe Der hier untersuchte Einfluss der Schr ganstr mung stimmt mit dem der bekannten Autoren berein Lediglich mit der Beziehung nach Zimmermann wird der Ei
108. quasi unabh ngig ist Die mittels verschiedener Trennpfeiler und Einlaufsohlenformen erzeugten Turbulenz grade vor dem Rechen liegen zwischen 0 02 2 und 0 16 16 Die in Kap 6 beschrie bene Naturmessung zeigt dass in der Natur Turbulenzgrade mit ann hernd der selben Gr ssenordnung auftreten Grossr umige Str mungsinhomogenit ten deren Ursache von der Lage des Kraftwer kes im Fluss und zur Wehranlage herr hrt konnten mit dem vorhandenen Versuchsstand nicht untersucht werden Beobachtungen in der Natur haben gezeigt dass zum Beispiel bei einer ung nstigen Lage des Kraftwerkes im Flussregime oder bei asymmetrischem Turbi nenbetrieb in den Randbereichen der Trennpfeiler grossfl chige Wirbel auftreten k nnen die quasi zu einer Verlegung der Rechen f hren und den Energieverlust dort infolge der h heren Geschwindigkeit im frei verbleibenden Teil markant ansteigen lassen 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 157 Es wurden Str mungsinhomogenit ten im Nahbereich der Rechenebene untersucht nicht aber Str mungsph nomene innerhalb der lichten Rechenstabweite zwischen den St ben Ebenso wurden m gliche Schwingungen und Vibrationen der Rechenst be nicht be trachtet 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 159 5 5 1 Ener Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen Einleitung gieverluste an Einlaufrechen Ahr sind rtliche Verlust
109. ra gt Kolonne4 2 2 1 1 0 0 20 0 20 40 60 80 100 120 0 20 40 60 80 100 120 5 5 Abb CS Geschwindigkeitsverteilung in x Richtung vor 1 und 2 f r Lastfall 2 Die Sohle vor dem Rechen befindet sich bei z 0 m Lastfall 2 12 5 verlegt a Rechen 2 Rechen 1 Wsp 461 01 M 489 Sohle 456 14 m M y Rechen 2 Rechen 1 Wsp 461 03 m M 0 5m s 0 5m s o wu Abb C 9 Geschwindigkeitsverteilung in a z Richtung und b y Richtung f r Lastfall 2 Anhang Vergleich Naturmessung Modell Lastfall 3 Lastfall 3 Rechen 2 Kolonne5 Kolonne 6 Kolonne 7 Kolonne8 cm s C7 Lastfall 3 Rechen 1 Kolonne 1 2 Kolonne 3 Kolonne4 cm s Abb C 10 Geschwindigkeitsverteilung in x Richtung vor Rechen und 2 f r Lastfall 3 Die Sohle vor dem Rechen befindet sich bei z 0 m Lastfall 3 Rechen 2 0 verlegt Wsp 461 04 m M 17 Rechen 1 25 verlegt 0 5m s 0 5 5 2 Sohle 456 14
110. sich der Winkel entweder visuell grob ab sch tzen oder er kann mittels einer Messung z B mit einer Ultraschallsonde bestimmt werden In der Projektierungsphase hingegen muss die Schr ganstr mung mittels Modell versuchen oder aus Computer Simulationen ermittelt werden Ein erfahrener Projektbear beiter kann den Grad der Schr ganstr mung auch mittels seiner Erfahrungswerte f r ers te Berechnungen des Energieverlustes am Einlaufrechen ber cksichtigen Ein Stromfaden erf hrt auf seinem Weg in Richtung zur Rechenebene eine stetige Kr mmung und damit eine nderung des Winkels Die Schr ganstr mung ndert sich also kontinuierlich Diese Ablenkung des Stromfadens beruht in erster Linie auf der Lage des Kraftwerkes in Bezug auf die Flussachse der vorgegebenen Richtung des Einlaufschlauchs und erst in zweiter Linie auf der Anordnung der Richtung der Rechenstabl ngsachsen Durch den Rechen erfolgt schliesslich eine Gleichrichtung der urspr nglich schr gen An str mung in Richtung des Einlaufschlauches Diese Gleichrichtung ist umso wirksamer gr sser das Verh ltnis der Rechenstabl nge zur lichten Rechenstabweite Ob ist 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 106 Spangler 1928 hat Schr ganstr mungen bis zu einem Winkel 60 und Verh ltnisse 0 77 lt b lt 10 f r verschiedene Stabformen untersucht Dabei hat er festgestellt dass die Abweichungen von der vollkommenen Umlenkung bis auf den Rund
111. von Coherent und optischen Komponenten der Firma Dantec Dazu geh rt eine Transmitterbox mit der Strahlteilung und den Braggzellen f r den Frequenzshift sowie das Lichtleiterkabel mit der wasserdich ten 2 Komponenten Sonde Das System arbeitet nach dem R ckstreuungsprinzip wonach 3 Methode der experimentellen Untersuchung 88 zur Geschwindigkeitsbestimmung im Gegensatz zum klassischen LDA Prinzip die Frequenz der Lichtimpulse beim Teilchendurchgang durch ein reales Interferenzgitter aus gewertet wird Das ausgekoppelte Streulicht wird mit Photomultipliern zum eigentlichen Messsignal gewandelt bzw verst rkt Zur Signalauswertung werden zwei Dantec BSA En hanced Analyser verwendet die wiederum mit dem Computer verbunden sind ein BSA f r jede Geschwindigkeitskomponente Die Messung der lokalen Geschwindigkeit kann so laut Herstellerangaben mit einer Genauigkeit von lt 0 1 des Messwertes gemessen werden Die Verschiebung der LDA Sonde geschieht mit einer 3 dimensionalen Traver siervorrichtung deren Steuereinheit ber den PC angesteuert wird Die LDA Messung ei nes Geschwindigkeitsfeldes kann ber den PC weitgehend automatisiert werden Die Traversiervorrichtung muss je nach dem welches Geschwindigkeitsfeld gemessen werden soll verstellt werden Bei Str mungsinhomogenit ten welche sich vornehmlich in vertikaler Richtung ausbreiten x z Feld zum Beispiel bei Sohlschwellen wird das Ge schwindigkeitsfeld von der Seite
112. von Flusskraftwerken sind immer turbulente Str mungen Gegensatz laminar Die berechneten Mittelwerte der Geschwindigkeit wer den durch Wandeinfluss Scherstr mungen R ckstr mungen oder andere Ungleichm s sigkeiten ber oder unterschritten Es entstehen turbulente Bewegungen im Mikro und Makrobereich Als Ursachen der Turbulenz k nnen nach Martin et al 2000 zwei charak teristische Str mungsarten angesehen werden Die so genannte freie Turbulenz Sie entsteht beim Zusammentreffen zweier Str mungen mit unterschiedlicher Geschwindigkeit Scherstr mung z B asymmetrischer Turbinenbetrieb Die Wandturbulenz Sie entsteht infolge des Vorbeistr mens an einer festen Beran dung z B Trennpfeiler Beide Ursachen erzeugen in der Str mung Geschwindigkeitsgradienten die zur unge ordneten Verwirbelung Turbulenz von Fl ssigkeitsteilchen f hren Der Turbulenzgrad einer dreidimensionalen Str mung wird definiert zu v v v Tu yz Gl 2 17 Aye Dabei entsprechen Ye v v den Standardabweichungen der jeweiligen Geschwin digkeitskomponente in x y und z Richtung und vr der mittleren Anstr mgeschwindig keit vor dem Rechen Bei isotroper Turbulenz ergibt sich der Turbulenzgrad zu Gl 2 18 Diese statistischen Betrachtungsweisen der Turbulenz werden in der weiteren Folge ge nutzt um die inhomogenen Str mungsvorg nge vor den Einlaufrechen zu beschreiben 2 Theoretische Grund
113. 005 0 009 0 006 0 010 0 008 0 004 0 003 0 004 0 003 0 003 0 004 461 051 461 065 461 001 461 015 460 977 461 013 0 016 0 016 0 044 0 037 0 099 0 023 0 46 0 65 0 98 1 15 2 06 0 58 Tab 6 2 Ausgewertete Messergebnisse der Naturmessung 6 3 Vergleich Naturmessung Neue Formel 631 Allgemeines Bei der Naturmessung wurden mit den 3 Lastf llen dieselben Konfigurationen wie schon bei den Modellversuchen untersucht Die f r die Naturmessung gew hlten Verle gungsarten entsprechen den Verlegungsarten Nr 8 und Nr 5 der Modelluntersuchungen und d rfen der Gruppe 2 zugeordnet werden Auch der Rechen B besitzt im Modell P 34 ungef hr denselben Verbauungsgrad wie in der Natur P 33 5 Lediglich das Rechenstabprofil im Modell rechteckig unterscheidet sich von dem in der Natur fisch bauchf rmig Mit den vorhandenen Daten l sst sich nun ein Vergleich zwischen den Ergebnissen aus der Naturmessung und der hier entwickelten neuen Beziehung Kap 5 durchf hren Die Gleichung von Kirschmer 1926 ist im deutschsprachigen Raum nach wie vor die am h u figsten f r die Berechnung der Energieverlusth he am Rechen verwendete und wird des halb f r diese vergleichende Betrachtung erg nzend hinzugezogen Nachfolgend sind beide Gleichungen nochmals aufgef hrt Kirschmer Gleichung Gl 2 21 6 Naturmessung 189 Dabei entspricht kr Stabformbeiwert nach Kirschmer laut Tab 5 1 und Abb 5 2 kr
114. 065 M 068 Tab C 7 Energieverlusth he Ahr und Verlustbeiwert Gr f r Lastfall 1 Rechen 2 Anhang Vergleich Naturmessung Modell C13 Lastfall 2 Lastfall 2 Rechen 1 12 5 verlegt Vor dem Rechen Vol 20 m 5 040 He vor dem Rechen m 461 058 Nach dem Rechen AS Breite 5 400 vo 20 0 021 Tab 8 Energieverlusth he Ahr und Verlustbeiwert Ge f r Lastfall 2 Rechen 1 Lastfall 2 Rechen 2 12 5 verlegt Vordem Rechen Nach Rechen QS Breite 6 400 2 29 0 05 m Tab C 9 Energieverlusth he Ahz und Verlustbeiwert f r Lastfall 2 Rechen 2 Anhang Vergleich Naturmessung Modell 14 3 3 Rechen 1 25 verlegt Vordem Rechen ______ ______ i Vp 29 D mail 2254 i 2 29 0 017 m aas Tab 10 Energieverlusth he Ahz und Verlustbeiwert Ge f r Lastfall 3 Rechen 1 Lastfall 3 Rechen 2 0 verlegt Vordem Rechen _ EE 2 29 0 a mil 27o i 2 29 0 022 EES 461013 M Tab 11 Energieverlusth he Ahr und Verlustbeiwert f r Lastfall 3 Rechen 2
115. 1 Kallnach 16 120 50 s 0 32 70 0 160 1 101 0 04 0 65 12 Hagneck 10 75 80 r 0 25 70 O 2701 0 83 0 04 1 14 15 Br gg 16 120 84 s 0 35 75 20 202 1 001 0 04 0 78 22 Flumenthal 20 125 85 s 0 38 75 20 6761 1 00 0 15 2 94 23 Bannwil 17 160 82 s 0 27 70 O 5801 0 90 0 03 0 73 24 Wynau 17 160 120 s 021 78 45 120 1 00 0 15 2 94 25 Schwarzh usern 9 90 78 0 21 78 0 120 0 61 0 10 5 27 26 Ruppoldingen 12 80 70 s 0 26 70 45 138 0 90 0 15 3 63 27 G sgen 12 80 50 s 0 28 60 10 1704 0 901 0 21 5 09 28 Aarau 10 90 75 0 17 70 O 2001 1 00 0 15 2 94 29 R chling 12 100 68 s 0 19 80 0 9001 0 83 0 03 0 85 30 Rupperswil 14 120 150 r 0 13 75 O 19141 120 0 04 0 55 31 Wildegg Brugg 14 120 150 r 0 15 72 01 580 1 00 0 051 0 98 32 Beznau 15 100 70 s 0 26 70 50 1360 1 00 0 08 1 57 33 Klingnau 15 130 147 0 19 67 0 1300 1 00 0 04 0 78 Anhang Niederdruckkraftwerke der Schweiz A6 Reuss 5 b Profil Ka T VR Ahr Nr Kraftwerk mm mm mm LI 9 m a m s m LI 5 M hlenplatz 10 120 60 0 21 80 0 100 0 66 0 05 1 23 10 Bremgarten 17 164 82 s 0 32 72 50 1000 1 00 0 10 1 96 Limmat s b Profil P T VR Ahr Nr Kra
116. 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 a b Abb 4 20 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes vom Blockierungsgrad B a beieiner variierenden horizontalen Rechteck Verlegung 0 12 5 25 unten b bei einer variierenden vertikalen Rechteck Verlegung 0 12 5 25 rechts Die Ursache wird zum einen in der vertikalen Geschwindigkeitsverteilung der Zustr mung vermutet Die horizontale 12 5 Verlegung unten reicht noch nicht so stark in Ge biete h herer Geschwindigkeiten als im Gegensatz die horizontale 25 Verlegung unten Nr 1 Gruppe 1 Eine horizontale 25 Verlegung in mittlerer H he des Rechenfeldes zeigt jedoch ein weniger markantes eher f r die Gruppe 2 typisches Verlustverhalten Es m ssen somit neben der m glichen Erkl rung mit dem Geschwindigkeitsprofil noch andere Ursachen f r das unterschiedliche Verlustverhalten vorliegen Eine zus tzliche Ursache k nnte z B auch darin liegen dass im Fall der mittleren Verlegung eine quasi Fr herkennung des Wi 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 124 derstandes durch die Str mung erfolgt Daraus resultiert eine geringere Stromfaden kr mmung die mit geringeren Str mungsverlusten einhergeht Der Rezirkulationsbereich bzw Totwasserbereich nach dem Hindernis ist im Fall der mittleren Verlegung kleiner als bei der oben oder unten angebrachten Verlegung Als Analogie kann man sich die mittlere Verlegung V 25 von ihrer Wirkung her quasi als einen Br ckenpfeiler un
117. 12 MW Stand 1989 F r die vorliegende Untersuchung werden nur die so genannten Niederdruck kraftwerke ber cksichtigt Um die Untersuchung und den damit verbundenen Datensatz berblickbar und trotzdem repr sentativ zu machen wird folgende Abgrenzung bez glich Bruttofallh he und Ausbauwassermenge gemacht Bruttofallh he lt 30m Die Energieverluste in Form von Fallh henverlusten an Einlaufrechen wirken sich vor allem bei Fallh hen kleiner 30m stark aus Ausbauwassermenge gt 10m s Kombiniert man diese zwei Bedingungen werden in etwa jene Anlagen ber cksichtigt deren Leistung mehr als 300 kW betr gt In der Schweiz existierten 1999 davon 88 Anla gen In einem ersten Schritt wurden allgemeine Angaben ber die Kraftwerke wie installierte Leistung Bruttofallh he Ausbauwassermenge Anzahl Maschinen und Typ etc aus all gemein zug nglichen Publikationen wie interne Berichte der Versuchsanstalt f r Wasser 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 62 bau Hydrologie und Glaziologie VAW oder Statistik der Wasserkraftanlagen der Schweiz des Bundesamtes f r Wasser und Geologie BWG 1992 beschafft Die Abb 2 42 zeigt die Lage der in Betracht gezogenen 88 Kraftwerke Die Form des Symbols gibt Auskunft ber die installierte Leistung des Kraftwerkes Ein Kreis entspricht einer Leis tung von 0 5MW ein Dreieck einer Leistung von 5 50 und ein Quadrat einer Leis tung von 50 200MW Die
118. 2 A3 Anhang Niederdruckkraftwerke der Schweiz A4 Limmat Nr Name Jahr Turbinen MW 78 m 10 Schiffm hle 1896 60 3K 2 6 95 3 1 11 Turgi 1986 1S 1 0 35 3 0 12 Turgi BAG 1903 35 2K 1 0 24 4 8 13 Turgi Stroppel 1864 78 0 6 30 2 4 Rhone Nr Name Jahr Turbinen Pr MW 78 m 1 Vessy 1867 53 0 4 27 1 8 2 Verbois 1943 53 4K 92 8 510 21 6 3 Chancy Pougny 1925 SF 38 0 525 8 9 4 La Goule 1894 58 1K 2F 7 5 25 28 Adda Nr Name Jahr Turbinen MW 17 5 m 1 1894 58 IK 1 6 14 13 2 Tab Die wichtigsten Anlagekenndaten der Niederdruckkraftwerke in der Schweiz 2 Kenndaten der Einlaufrechen und der Anstr mung Die relevanten Kenndaten der Einlaufrechen von 43 Kraftwerken welche den Fragebo gen beantwortet haben sind in Tab A 2 tabellarisch aufgelistet s mm 1 mm b mm Profil Profil s Rechenstabdicke Lichte Rechenstabweite Rechteckiges Rechenstabprofil Rechenstabl nge in Hauptstr mungsrichtung P 5 m a vr m s Ahr m Sonstiges Rechenstabprofil Verbauungsgrad Vertikale Rechenneigung Horizontale mittlere Anstr mungsrichtung Durchschnittlicher j hrlicher Rechengutanfall Umrechnung 1 3 0 5to a Mittlere Anstr mges
119. 2 pp 79 90 Hsieh T 1964 Resistance of Cylindrical piers in Open Channel Flow Journal of the Hydrau lic Division Proceedings of the American Society of Civil Engineers Volume No 90 HY1 Part 1 pp 161 174 Idel cik I E 1979 Memento des pertes de charge Coefficients de pertes de charge singuli res et pertes de charge par frottement Collection de la direction des tudes et recherches d Electricite De France Paris International Standard ISO 3354 1975 Measurement of clean water flow in closed conduits Velocity area method using current meters International Organization for Standardiza tion Kienle M 1989 Kraftwerk Felsenau Elektrizit tswerk der Stadt Bern Die Anlage im Wandel der Zeit wasser energie luft eau Energie air 81 Jahrgang Heft 10 pp 312 315 Kirschmer O 1926 Untersuchungen ber den Verlust an Rechen Mitteilungen Hydraulisches Institut M nchen Nr 1 8 Literaturverzeichnis 205 Kobus 1978 Wasserbauliches Versuchswesen Deutscher Verband f r Wasserwirtschaft DVWW Mitteilungsheft Nr 4 Kroll L 2000 Laufwasserkraftwerke und der Schutz wandernder Fische L sungswege zu ei ner Koexistenz Teil 1 Ein Bericht der Aalschutzinitiative Rheinland Pfalz RWE Ener gie AG Mitteilungen des Lehrstuhls und Instituts f r wasserbau und Wasserwirtschaft der Rheinisch Westf lischen Technischen Hochschule Band 121 Hrsg Prof Dr Ing K ngeter Lang T 1999
120. 5 8 19 2 63 0 19 0 76 0 24 30 Rupperswil 264 00 22 50 11 92 0 13 0 65 0 35 31 Wildegg Brugg 294 88 24 05 19 00 0 15 0 56 0 44 32 Beznau 37 50 7 49 2 33 0 26 0 76 0 24 33 Klingnau 56 80 5 62 5 19 0 19 0 52 0 48 Anhang Niederdruckkraftwerke der Schweiz AN Reuss Ars Aan P Ars ArstA ArstA an Nr Name m m m 5 M nhlenplatz 90 85 15 37 13 47 0 21 0 53 0 47 10 Bremgarten 86 68 14 74 12 92 0 32 0 53 0 47 Limmat Ars Aan P Ars ArstA an Aan ArstA an Nr Name m m m H H BR 4 Letten 68 25 5 04 3 49 0 12 0 59 0 41 5 H ngg 44 16 5 59 5 17 0 24 0 52 0 48 6 Dietikon 10 81 1 09 0 59 0 16 0 65 0 35 7 Wettingen 84 00 15 75 2 63 0 22 0 86 0 14 8 Aue 26 67 4 02 2 05 0 23 0 66 0 34 9 Kappelerhof 60 49 8 81 7 66 0 27 0 53 0 47 10 Schiffm hle 145 79 15 84 8 96 0 17 0 64 0 36 11 Turgi BBC 43 90 6 58 2 69 0 21 0 71 0 29 13 Turgi Stroppel 44 50 5 46 2 55 0 23 0 68 0 32 Ars Aan P Ars ArstA an Aan Ars A an Nr Name m m m H H 3 Chancy Pougny 142 24 16 13 14 18 0 21 0 53 0 47 4 La Goule 27 60 6 72 1 95 0 31 0 78 0 22 Tab A 3 Verbauungscharakteristik der Einlaufrechen von 43 Niederdruckkraftwerken in der Schweiz welche den Fragebogen beantwortet haben Messergebnisse der expe
121. 55 2 5 3 Schr ge Anstr mung 30 56 2 5 4 Vergleich Kirschmer und Zimmermann mit 59 2 6 Niederdruckkraftwerke der Schweiz 61 2 6 1 Allgemeine Kenndaten der Anlagen 61 2 6 2 Kenndaten der Einlaufrechen 64 2 6 3 Statistische Betrachtungen 64 2 6 4 Verbauungscharakteristik der Emlaufrechen see snesneennennn 65 2 6 5 M gliche Korrelatonen 66 3 METHODE DER EXPERIMENTELLEN 73 3 1 Einfl ssgr ssen onse degt re 73 3 2 Modell hnlichkeit und Massstabsemfl sse nn 75 3 2 1 M odell hnlichkeit 2 2 2222 22 sen 75 3 2 2 rn en 75 3 37 e s nunueni ERBEN LE 81 3 321 Allgemeines 81 3 3 2 Beschreibung der Versuchsanlage und des Rechens seeeneneerrerereerereeee 81 3 3 2 1 mit Freispiegelabfluss u000 81 3 3 2 2 mit 1 82 3 3 2 3 Rechen nr Rau 83 3 4 85 SE EE 85 3 4 2 Versuchsstand mit Freispiegelabfluss u0s00r
122. 9 11 Sell L E 1971 Hydroelectric power plant trashrack design Journal of the Power Division Proc ASCE PO I S 115 121 Spangler J 1928 Untersuchung ber den Verlust an Rechen bei schr ger Zustr mung Mittei lung des hydraulischen Instituts der TH M nchen H2 Spurk J 1992 Dimensionsanalyse in der Str mungslehre Springer Verlag Berlin Steller Fraczak J Steller J 1990 Einige hydraulische und technologische Probleme der Schutzrechen in Wasserkraftanlagen 6 Internationales Seminar Wasserkraftanlagen TU Wien 339 358 Sulzer Hydro 1995 Anlagen Optimierung im Niederdruckbereich Sulzer Hydro Ravensburg unver ffentlicht Sulzer Hydro 1997 Anlagen Optimierung im Niederdruckbereich Sulzer Hydro Ravensburg unver ffentlicht Tesch F 1977 Der Aal Verlag Parey Buchverlag Thang N D amp Naudascher E 1991 Vibrations of Beams and Trashracks in Parallel and In clined Flows ASCE Journal of Hydraulic Engineering Vol 117 Nr 8 pp 1230 US Corps of Engineers USCE 1959 Open Channel Flow Trash Rack Losses Hydraulic De sign Criteria Design Sheet 010 7 US Army Engineer Waterways Experiment Station Vicksburg Mississippi US Department of the Interior Bureau of Reclamation 1977 Design of Small Dams Second Edition Revised Reprint VAW amp Beffa C 1997 Benutzerhandbuch Version 1 4 Beffa Hydrodynamik Schwyz v Raben K 1955 Kaplanturbinen und Fische
123. Die Str mungsinhomogenit ten ausgedr ckt durch den Turbulenzgrad wurden mit tels der in der Praxis bekannten Trennpfeiler und Sohlenformen erzeugt Dabei ten mittlere Turbulenzgrade bis maximal 16 erzeugt werden Die Naturmessungen haben gezeigt dass dies eine in der Natur bliche Gr ssenordnung ist Die so praxisgerecht erzeugten Str mungsinhomogenit ten f hrten zu keiner wesent lichen Erh hung der Energieverluste Grossr umige Str mungsinhomogenit ten deren Ursache von der Lage des Kraftwer kes im Fluss und der Wehranlage herr hrt Konnten mit dem vorhandenen Versuchs stand nicht untersucht werden Beobachtungen in der Natur haben gezeigt dass zum Beispiel bei einer ung nstigen Lage des Kraftwerkes im Flussregime oder bei asym metrischem Turbinenbetrieb in den Randbereichen der Trennpfeiler grossfl chige Wirbel auftreten k nnen die quasi zu einer Verlegung der Rechen f hren und den Energieverlust dort markant ansteigen lassen Es wird empfohlen diese grossfl chigen Wirbel als quasi Verlegung in der Berechnung zu ber cksichtigen Schliesslich konnte eine neue Beziehung f r die Berechnung der Rechenverluste auf gestellt werden Mit dieser neuen Formel ist es m glich alle verlustrelevanten Parame ter zu ber cksichtigen Die neue Formel erm glicht die Rechenverluste in Zukunft re alit tsnah und praxisgerecht abzusch tzen 7 Zusammenfassung und Ausblick 200 71 4 Ergebnisse der Umfrage bei Bet
124. Die Wasserwirtschaft 45 Jg S 197 200 Raben K 1957 Zur Frage der Besch digung von Fischen durch Turbinen Die Wasserwirt schaft 47Jg S 97 100 v Raben K 1958 Zur Beurteilung der Sch dlichkeit der Turbinen f r Fische Die Wasser wirtschaft 48Jg 5 60 63 VDEW 1989 Datenerfassung Rechenverluste Vereinigung Deutscher Elektrizit tswerke un ver ffentlicht VDEW 1989 Messergebnisse in Wasserkraftanlagen mit Voith Turbinen Innwerk Aktienge sellschaft unver ffentlicht 8 Literaturverzeichnis 208 VDEW 1996 Auswertung Rechenverluste Vereinigung Deutscher Elektrizit tswerke unver f fentlicht Vischer D amp Huber A 1993 Wasserbau Springer Verlag Berlin Voith Hydro 1997 Kennzahlen f r Rechenlichtweite Voith Hydro Heidenheim unver ffent licht Voith Siemens Hydro 2001 Abh ngigkeit der lichten Rechenstabweite vom Turbinentyp Ant wort per Fax von H Frobeen Voith Siemens Hydro Volkart P amp Meusburger H 2001 Zwischenbericht an den Projekt und Studienfonds der Elektrizit tswirtschaft PSEL Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziolo gie der ETH Z rich VAW unver ffentlicht Volkart amp Meusburger 2001 Energieverluste an Einlaufrechen Naturmessungen KW Kallnach Projekt und Studienfonds der Elektrizit tswirtschaft PSEL PSEL Projekt Nr 139 Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie der ETH Z
125. Die aufgezeigten Zusammenh nge f hren dazu dass verschiedene Turbinenhersteller bestimmte Anforderungen an die Qualit t der Anstr mung von Wasserkraftanlagen insbe sondere von Niederdruckanlagen stellen Sie beziehen sich blicherweise auf die Str mungsverh ltnisse in der Dammbalkenebene die im Allgemeinen kurz hinter der Rechen ebene angeordnet ist siehe Abb 2 12 Godde 1994 hat die in Tab 2 4 angegebene Auswahl der Anforderungen verschiede ner Turbinenhersteller zusammengestellt Die Anforderungen sind erkennbar sehr unein heitlich Allen gemeinsam ist das Kriterium keine Abl sungen bzw lufteinziehenden Wir bel zuzulassen Godde 1994 hat sich in seiner Dissertation dem Grenzbereich zwischen Wasserbau und Turbinentechnologie angenommen Dabei werden die Fragestellungen welche Aus wirkungen bauliche Massnahmen vor einer Turbine auf die Str mungsentwicklung und die 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 37 so erzeugte Str mung auf den Turbinenwirkungsgrad haben bearbeitet Godde kommt zum Schluss dass aus Sicht des Turbinenherstellers lediglich auf die Vermeidung von Str mungen geachtet werden sollte die bis zur Leitapparat Laufradebene durchschlagen z B lufteinziehende Wirbel Die Hauptverlustquelle ist nach Godde der schr gange str mte Rechen Die dortigen hydraulischen Verluste bestimmen massgeblich den Anla genwirkungsgrad 2 3 3 3 Turbulenzgrad Wasserstr mungen vor den Einlaufrechen
126. Differenz der Druckh hen ohne eingebauten Rechen Dieser Wert wird dann von den Messresultaten mit eingebautem Rechen subtrahiert um den effektiven Energieverlust durch den Rechen zu erhalten Die unterschiedlichen Fliessrichtungen in der Abb 3 11 und Abb 3 12 resultieren aus der tats chlichen Versuchsanordnung und den damit verbundenen fotographischen Auf nahmen Aus Gl 3 10 und Gl 3 11 ergibt sich f r den Energieverlust am Einlaufrechen 2 2 GI 3 12 2g 2g Die Druckh hen h vor dem Rechen und h nach dem Rechen werden mittels Messung Piezometer Drucksonde die mittleren Geschwindigkeiten und mittels der Kontinui t tsgleichung und die Verlusth he des Kanals Ahx mittels einer Nullmessung ohne Re chen bestimmt Durch umformen der 3 8 nach und einsetzen der Gl 3 9 ergibt sich der resultie rende Gesamtverlustbeiwert nach Gl 3 13 Be Gl 3 13 wobei f r Ahr die Ergebnisse nach Gl 3 12 eingesetzt werden k nnen Die einzelnen verlustrelevanten Parameter werden getrennt voneinander am hydraulischen Modell unter sucht Zur Ermittlung des Einflusses der Verbauung P auf den Energieverlust am Einlauf rechen werden die anderen Parameter konstant gehalten und so eingestellt dass sie keinen Einfluss auf die Energieverluste am Einlaufrechen aus ben Hingegen muss zwangsl ufig zur Untersuchung der anderen Parameter Schr ganstr mung Verlegung Turbulenz Tu die Verbauung P immer
127. Energieverluste an Einlaufrechen Fragebogen an alle Niederdruck Kraftwerke in der Schweiz Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie ETH Z rich unver ffentlicht Monten E 1985 Fish and Turbines Fish injuries during passage through power station tur bines Stockholm Vattenfall Mosonyi E 1966 Wasserkraftwerke Band I Niederdruckanlagen VDI Verlag D sseldorf M ller D amp Raemy F 1987 Hydraulische Modellversuche zur Gestaltung von Turbinenein l ufen Wasser energie luft eau Energie air 79 Jahrgang Heft 9 pp 210 213 Naudascher E 1992 Hydraulik der Gerinnebauwerke Springer Verlag Wien Austria New York USA Profos P amp Pfeifer T 1992 Handbuch der industriellen Messtechnik Oldenburg Verlag M nchen amp Wien Pusch M 1997 Die Bedeutung nat rlichen Geschwemmsels f r die Oekologie von Fl ssen und B chen Vortrag an der internationalen Fachtagung in Bad S ckingen Deutschland zum Thema Entsorgung von Geschwemmsel Verbandsschrift 58 des Schweizerischen Wasserwirtschaftsverbandes CH 5401 Baden Rabe J 1989 Hydraulische Maschinen und Anlagen VDI Verlag D sseldorf Rettemeier K 2000 Laufwasserkraftwerke und der Schutz wandernder Fische L sungswege zu einer Koexistenz Teil 2 Ein Bericht der Aalschutzinitiative Rheinland Pfalz RWE Energie AG Mitteilungen des Lehrstuhls und Instituts f r Wasserbau und Wasserwirt schaft der Rheinis
128. Im Anhang B Tab B 4 ist die Berechnung der Verlustbeiwerte f r die jeweiligen Auto ren tabellarisch aufgef hrt In der Abb 4 5 sind die Ergebnisse f r die entsprechenden Re chen und Autoren graphisch und in Tab 4 6 tabellarisch dargestellt Die Beziehung nach USBR 1977 bezieht sich als Einzige auf die Geschwindigkeit zwischen den St ben Damit die Verlustbeiwerte untereinander vergleichbar sind ist dieser f r die Beziehung nach USBR 1977 so umgerechnet dass die Geschwindigkeit vr im un verbauten Rechenquerschnitt f r die Berechnung der Energieverlusth he Ahr eingesetzt werden darf Der Umstand dass die einen Autoren sich auf die Geschwindigkeit vor und andere auf die Geschwindigkeit nach dem Rechen beziehen wird hier f r die vergleichen de Betrachtung der Verlustbeiwerte vernachl ssigt Sie darf wegen dem geringen Ge 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 101 schwindigkeitsunterschied in der Regel auch f r die Praxis vernachl ssigt werden Dies gilt jedoch nicht f r die Beziehung nach USBR 1977 welche sich auf die Geschwindigkeit zwischen den St ben bezieht Abb 4 5 Autor Autoren Vergleich i 8 01429 2 Kirschmer 1 Spangler 2 Fellenius 3 m Escande 4 gt Berezinski 5 Idel cik 6 Bere DB
129. Kolonne 1 El Kolonne2 1 gt Kolonne 3 Kolonne4 0 40 20 0 20 40 60 80 100 120 20 0 20 40 60 80 100 120 cm s 5 Abb 6 6 Geschwindigkeitsverteilung in Hauptstr mungsrichtung vor Rechen 1 und 2 f r Last fall 1 Die Sohle vor dem Rechen befindet sich bei 2 0 m 6 Naturmessung 185 Lastfall 1 Rechen 2 Rechen 1 Wsp 461 06 m M Wsp 461 04 m M 0 5m s 0 5m s 492 Sohle 456 14 m M 17 A 6 6 A 56 168 162 168 56 56 168 162 168 56 EI EI 610 110 610 b Rechen 2 Rechen 1 Wsp 461 06 m M Wsp 461 04 m M wu 0 5m s 0 5m s Abb 6 7 Geschwindigkeitsverteilung in a z Richtung und b y Richtung f r Lastfall 1 6 2 3 3 Turbulenzverteilung Die Turbulenzverteilung darf f r alle Lastf lle als recht einheitlich bezeichnet werden Turbulenz Lastfall 2 Rechen 2 Turbulenz Lastfall 2 Rechen 1 5 11 i ef i i SCT Ba Kolonne 5 4 Kolonne 1 Ek Kolonne 6 S Ek 2 gt 7 gt
130. Kraftwerke ermittelte Verlustbeiwert des Rechens liegt im Minimum bei 0 11 und im Maximum bei 5 27 Der Mittelwert betr gt ca 1 5 72 Ausblick Bei den hydraulischen Modellversuchen wurden die Kombinationen Verbauung allein Verbauung Schr ganstr mung Verbauung Verlegung und Verbauung Turbulenz un tersucht Die einzelnen Verlustfaktoren f r die Schr ganstr mung Verlegung und Turbu lenz wurden dadurch erhalten dass die Ergebnisse aus den Kombinationen durch das be kannte Ergebnis der Verbauung mittels Division getrennt wurden Es sind also maximal Kombinationen von 2 Parametern erfolgt Um die neue Beziehung f r den Gesamtverlust 7 Zusammenfassung und Ausblick 201 beiwert des Rechens zu verifizieren w ren Kombinationen von drei und mehr Parametern am hydraulischen Modell sinnvoll Von grossem Interesse w ren zus tzliche Untersuchungen hinsichtlich Schr ganstr mung und Verlegung mit 2 bis 3 anderen in der Praxis blichen Rechenstabformen Schliesslich k nnte das gesamte Problem einer numerischen L sung zugef hrt werden welches sowohl die Anstr mungsoptimierung als auch die Ermittlung des Rechenverlustes mit der hier entwickelten Gleichung umfasst 8 Literaturverzeichnis 203 8 Literaturverzeichnis ASCE 1995 Guidelines for design of intakes for hydroelectric plants by the Committee on Hydropower Intakes of the Energy Division of the American Society of Civil Engineers New York New Yo
131. Levin 1967 Thang amp Naudascher 1991 zu finden Eine wesentliche Unsicherheit bei der Vorhersage der Anregerfrequenz des Wassers liegt in der tats chlichen rtlichen Durchstr mgeschwindigkeit des Rechens Trotz str 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 34 mungstechnisch g nstiger Ausbildung des Einlaufes k nnen lokale Geschwindigkeitsspit zen auftreten Diese erreichen nach amp Jericha 1968 bei Flusskraftwerken etwa den 2 bis 3fachen Wert der mittleren Geschwindigkeit Meusburger amp Volkart 1999 haben bei Naturmessungen an diversen Kraftwerken in der Schweiz und Deutschland Werte bis zum 4fachen der mittleren Geschwindigkeit festgestellt Dies kann dann dazu f hren dass vermehrt Rechenschwingungen auftreten was im Extremfall zu einem Rechenbruch und in weiterer Folge zu einem Maschinenschaden durch Teile des zerst rten Rechens f hren kann 2 3 3 2 Horizontaler Anstr mwinkel Das Str mungsbild vor der Rechenebene wird von vielen Faktoren bestimmt Durch nicht optimale Gestaltung der Einlaufbereiche Trennpfeiler Einlaufbucht Einlauf schlauch asymmetrischen Turbinenbetrieb und Rechenverlegung kann es zu Str mungs abl sungen Wirbelbildungen und Totwasserbereichen kommen Damit verbunden ist im mer eine Schr ganstr mung des Einlaufrechens In der Praxis wird sich diese trotz gr sster Bem hung nie vermeiden lassen was zum Teil zu einer bedeutenden Erh hung der Re chenverluste f hrt
132. Naturmessung 183 Die Geschwindigkeitsmessung erfolgte 3 dimensional nach ZSO 3354 1975 mit zwei baugleichen ADV Sonden Accoustic Doppler Velocimeter der Firma Nortek Um die Messpunkte im Querschnitt genau abfahren zu k nnen wurde ein speziell an der VAW konstruierter Messwagen verwendet Dieser wurde mit Hilfe des Mobilkranes in die ent sprechende vertikale Position gefahren siehe Anhang C Abb C 3 bis C 5 Um die genaue lastfallabh ngige Lage der Wasserspiegel vor und nach dem Rechen zu ermitteln wurde pro Lastfall jeweils ein Nivellement vor und nach der Geschwindigkeits messung durchgef hrt Die Punkte an denen der Wasserspiegel gemessen wurde sind in Abb 6 5 eingezeichnet Die Wahl der Messpunkte musste in erster Linie aufgrund ihrer Aussagekraft und der Durchf hrbarkeit einer gen gend genauen Messung erfolgen 6 2 3 Ergebnisse F r alle untersuchten Lastf lle wurde die genaue Wasserspiegellage vor und nach dem Rechen die Geschwindigkeits und Turbulenzverteilung vor dem Rechen der Durchfluss die Energieverlusth he durch den Rechen und der effektive Rechenverlustkoeffizient be stimmt 6 2 3 1 Wasserspiegellage Pro Lastfall wurden zwei Nivellements des Wasserspiegels durchgef hrt Ein erstes Ni vellement wurde vor der Geschwindigkeitsmessung nach dem Einbau der Verlegung durchgef hrt Nach der Geschwindigkeitsmessung erfolgte dann ein zweites Nivellement zur Kontrolle des Wasserspiegels Es hat sich jedoch gezeigt
133. Niederdruckkraftwerke der Schweiz Aare Nr Name Jahr Turbinen MW 8 H m 26 Schwarzh usern 1923 79 4P 6 4 132 47 27 Ruppoldingen 1896 85 6 3 207 4 0 28 G sgen 1917 50 1 16 9 374 15 7 29 Aarau 1912 56 IF 1P 16 00 392 6 3 30 R chlig 1929 63 2P 9 31 346 3 2 31 Rupperswil 1945 2K 40 0 492 11 3 32 Wildegg Brugg 1953 2K 50 00 400 14 8 33 Beznau 1902 27 12Pv 2Fv 19 47 418 6 1 34 Klingnau 1935 3K 44 10 820 6 4 Reuss Nr Name Jahr Turbinen MW 8 m 1 Ingenbohl 1885 56 1K 1B 0 5 14 4 5 2 Obermatt 1905 63 IK 1 9 11 21 2 3 Eichibr cke 1957 2 4 12 23 7 4 Emmenweid 1931 75 IK 0 9 11 94 5 M hlenplatz 1889 98 2B 0 8 58 1 5 6 Rathausen 1896 80 1B 2 1 45 4 9 7 Perlen I 1873 81 1S 1 0 45 2 7 8 Perlen II 1875 0 6 45 1 8 9 Hagendorn 1893 27 SF 0 6 12 5 9 10 Bremgarten 1975 2B 20 1 200 10 9 11 Windisch 1830 76 2K 0 3 30 3 2 Limmat Nr Name Jahr Turbinen MW 17 5 m 1 Langgueetli 1912 83 1S 0 8 20 4 4 2 Netstal 1923 60 1 4 35 4 8 3 Ziegelbr cke II 1837 76 0 6 12 6 3 4 Letten 1877 51 2K 3 8 120 4 9 5 H ngg 1898 88 IK 1 4 50 2 9 6 Dietikon 1860 41 2K 2 9 100 3 8 7 Wettingen 1933 64 3K 25 5 132 22 8 8 Aue 1909 67 2 3 7 100 5 6 9 Kappelerhof 1892 76 IK 2 6 67 5
134. SO 3354 1975 0 94 m s i 0 9659 461 01 m M Durchflossener Querschnitt 456 14 m M 5 04 m M 26 92 m Durchfluss gem ss ISO 3354 1975 25 31 3 5 Mittlere Geschw indigkeit nach ISO 3354 1975 0 79 m s i 0 9659 461 03 m M Durchflossener Querschnitt 456 14 m M 5 06 m M 27 03 Durchfluss gem ss ISO 3354 1975 21 36 3 5 CA Durchfluss Oe und mittlere Geschwindigkeit vr f r Lastfall 2 Anhang Vergleich Naturmessung Modell 11 Lastfall 3 Lastfall 3 Rechen 1 Mittlere Geschw indigkeit nach ISO 3354 1975 E 0 9650 461 04 m M Durchflossener Querschnitt 456 14 m M 5 07 m M 4 58 m 23 23 Durchfluss Q gem ss ISO 3354 1975 22 54 mie Mittlere Geschw indigkeit nach ISO 3354 1975 0 88 m s i 0 9659 461 01 m M Durchflossener Querschnitt 456 14 m M 5 04 m M 30 76 Durchfluss gem ss ISO 3354 1975 27 07 3 5 Tab 5 Durchfluss und mittlere Geschwindigkeit f r Lastfall 3 Anhang Vergleich Naturmessung Modell 12 2 5 und Verlustbeiwert 1 1 Rechen 1 0 verlegt Vordem Rechen Tab C 6 Energieverlusth he Ahr und Verlustbeiwert f r Lastfall 1 Rechen 1 Lastfall 1 Rechen 2 0 verlegt Vordem Rechen 461
135. T T T 4 GEET EK EFTA ETAIT Pkt Se Ee SEE RE EE E E E ee 3 GE SE 3 EE a ee ar Een Eet RechenC ______ BS 2 C Ga J m IL J Tok E A J E ee Bar Bechen 05 7 Rechen A Bett FH 0 54 KE EZ LEE 1000 2000 3000 4000 5000 0 02 03 04 05 06 b Abb 4 4 a Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes von der Reynolds Zahl Re Geschwindigkeit f r die Rechen bis D b Darstellung des Verlustbeiwertes in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades mit der ermittelten N herungskurve nach Gl 4 2 f r die Rechen A bis D nach Gl 4 2 4 2 3 Vergleich und Folgerungen Da ber den Einfluss der Verbauung Rechenst be auf die Entstehung der Energiever luste an Einlaufrechen je nach Autor recht unterschiedliche Literaturangaben vorliegen werden nun die am Modell gemessenen Werte mit den berechneten Werten der einzelnen Autoren verglichen Die Beziehung von Zimmermann 1969 wird f r den Vergleich weggelassen da sie im Fall der frontalen Anstr mung dieselben Werte wie Kirschmer 1926 liefert Die Geometrie der f r den Vergleich betrachteten Rechen ist in Tab 4 5 aufgef hrt Der Winkel o betr gt 90
136. Tu untersucht Kap 4 Dabei kristallisierte sich heraus dass die untersuchten Str mungsinhomogenit ten infolge verschiedener Trennpfeiler und Einlaufsohlenformen 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 160 auf den Verlustbeiwert Cr einen sehr geringen Einfluss haben und vernachl ssigt werden d rfen kru 1 Die Wirkung der Stabform ausgedr ckt durch kr auf den Verlustbeiwert wurde an die ser Stelle nicht untersucht Kirschmer 1926 hat in seiner Arbeit den Einfluss verschiede ner Stabformen im Falle frontaler Anstr mung ausf hrlich erforscht Es darf deshalb der Stabformbeiwert f r frontale Anstr mung 0 von ihm bernommen werden Wobei hier der Stabformbeiwert kr in den Verlustbeiwert resultierend aus der Verbauung des Rechens eingebettet wird Dieser Verlustbeiwert stellt zudem der Basiswert f r die Be rechnung des Gesamtverlustbeiwertes dar welcher dann mit den einzelnen Verlustfaktoren k multipliziert wird Der Einfluss des Winkels o auf den Verlustbeiwert ist proportional dem sing Dies wird durch die Forschungsarbeiten mehrerer Autoren best tigt F r die Berechnung des Verlust beiwertes an dieser Stelle wird diese Erkenntnis bernommen 29 Her Dammbalkennut Abb 5 1 Schemaskizze einer m glichen Einlaufrechengeometrie Die Bestimmung des Verlustbeiwertes Basiswert und der verschiedenen Verlust faktoren k wird im F
137. V als auch die der Verbauung P aus den Modellversuchen mit denen der Naturmessung verglichen werden Die detaillierten Ergebnisse der Naturmessung sind in einem Bericht an die BKW FMB Energie AG Volkart amp Meusburger 2001 zusammengefasst 6 2 Naturmessung 6 2 1 Das Kraftwerk Das Wasserkraftwerk befindet sich im Besitz der BKW FMB ENERGIE AG Bern und liegt an der Aare auf ca halber Fliessstrecke zwischen Bern und dem Bielersee Anhang Abb C 1 Das urspr ngliche Wasserkraftwerk Kallnach wurde 1913 in Betrieb genom men Es war nach Hagneck das zweite Kraftwerk zur Erzeugung elektrischer Energie im Seeland 1980 wurde es durch einen Neubau ersetzt Die Wasserfassung Kallnach befindet sich direkt vor der Wehranlage in Niederried welche urspr nglich f r den Betrieb des Wasserkraftwerkes Kallnach erstellt wurde und heute beiden Kraftwerken dient Abb 6 1 Das Wasser fliesst durch einen unterirdischen Freispiegelstollen zum Wasserschloss Kallnach von wo es via Druckleitung in die Turbine gelangt ber den k nstlich geschaffenen Kallnach Kanal wird es offen in den Hagneck Kanal zur ckgef hrt Das Kraftwerk wird mit 2 unterschiedlichen jahreszeitlich bedingten Stauzielen betrie ben Der mittlere Wasserstand im Winter ca 1 Oktober bis 30 April betr gt ca 461 14 m M und der mittlere Wasserspiegel im Sommer 1 Mai bis 30 September steht bei ca 460 34 m M Abb 6 2 6 Naturmessung 180 i
138. Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie der Eidgen ssischen Technischen Hochschule Z rich Mitteilungen 179 Energieverluste an Einlaufrechen von Flusskraftwerken Hubert Meusburger Z rich 2002 Herausgeber Prof Dr Ing H E Minor Vorwort Vorwort Einl ufe von Flusskraftwerken sind mit Rechen versehen die die Turbinen vor Besch digungen durch Holz und andere Schwimmstoffe sch tzen sollen Der Abstand der Re chenst be wird normalerweise durch die Turbinenart und gr sse bestimmt In den letzten Jahren wurde die Forderung erhoben die lichte Weite der Rechen die f r grosse Maschi nen um 100 mm und mehr betr gt generell auf 20 mm zu reduzieren um zu verhindern dass Fische in die Turbinen gelangen Solch eine Verringerung des Rechenstababstandes w rde die Energieverluste erh hen und damit den Gesamtwirkungsgrad der Wasserkraft anlage reduzieren Leider bestand bisher kein ausreichend genaues Verfahren die Erh hung der Verluste auf Grund der Verringerung des Stababstandes zuverl ssig zu ermitteln Eine weitere Unsicherheit bei der Ermittlung der Energieverluste an Rechen ist entstan den weil von Betreibern durchgef hrte Messungen zu Ergebnissen f hrten die teilweise ein Vielfaches der Werte darstellten die durch die g ngigen Berechnungsmethoden zu er warten gewesen w ren Herr Meusburger studiert in seiner Dissertation die mit diesem Mitteilungsheft ver f fentlicht wird den Kom
139. ammbalkenebene Geod tische H he der Sohle vor dem Rechen Allgemeiner Energieverlust Energieverlusth he bedingt durch Kraftwerkseinlauf Gesamter Energieverlust am Einlaufrechen Energieverlusth he bedingt durch Kr mmung Energieverlusth he auf einer bestimmten Fliessstrecke Vertikaler Winkel zwischen mittlerem Stromfaden und der Rechenebene Vertikaler Winkel zwischen der Horizontalen und der Rechenebene Winkel der horizontalen Schr ganstr mung des Rechens Relative Rauhigkeit Dynamische Viskosit t allgemein Kinematische Viskosit t allgemein Massstabsfaktor Modell Natur 9 Symbolverzeichnis Pw Indizes kg m kg m kg m 211 Widertsandsbeiwert Dichte allgemein Dichte der Luft Dichte des Wassers Allgemeiner Verlustbeiwert eines angestr mten K rpers Verlustbeiwert des Kraftwerkeinlaufes Verlustbeiwert infolge Verbauung Verlustbeiwert des Rechens Verlustbeiwert infolge einer Kr mmung Gr sse in der Rechenebene Gr sse infolge des Rechens Gr sse infolge Verbauung Gr sse infolge Verlegung Gr sse infolge Schr ganstr mung Gr sse infolge Turbulenz Gr sse vor dem Rechen oberstromige Gr sse Gr sse nach dem Rechen unterstromige Gr sse Wasser Gr sse in der Dammbalkenebene Anhang Ergebnisse der Umfrage bei Kraftwerksbetreibern Anhang Niederdruckkraftwerke der Schweiz Al A Niederdruckkraftwerke der Schweiz
140. angewendet Die Rechenkonstruktion muss durch Isolierelemente vom Beton und seiner Armierung getrennt werden damit sich keine galvanischen Elemente bilden k nnen In Salama et al 1987 werden die konstruktiven Prinzipien und Anwendungs m glichkeiten des kathodischen Schutzes ausf hrlich dargelegt Mit Erfolg werden in den USA auch Rechenst be aus Kunststoff eingesetzt Diese haben zus tzlich den Vorteil dass sie weniger zu Vereisung f hren und sich besser enteisen lassen In Klimazonen wo mit erh hter Eisbildung zu rechnen ist wird der Rechen gegen Ver eisung gesch tzt Am meisten verbreitet ist die elektrische Heizung der Rechenst be Hier wird Strom niedriger Spannung aber hoher Stromst rke durch die Rechenst be geleitet Oft 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 10 wird aber auch der eingetauchte Rechenstab vom ber dem tiefsten Betriebswasserspiegel angeordneten Rechenstab getrennt Damit wird vermieden dass der Rechenstab die kalte Lufttemperatur in das w rmere Wasser leitet und es somit zu Eisbildung an den Rechen st ben kommt Ebenso kann aber auch der obere Teil der Rechenst be welcher mit der Luft in Ber hrung kommt aus isolierendem Kunststoff sein Die oberen Enden der Stahl rechenst be sollen jedoch mindestens 30 bis 50 cm unter dem tiefsten Betriebswasserspie gel liegen Eine weitere Methode Eisbildung an den Rechenst ben zu reduzieren ist mittels Pressluftleitungen das w rmere Wasser an der Sohle
141. angsweise Der Berechnung zugrunde liegt die Energiegleichung von Bernoulli Gl 3 10 2 2 2 Gl 3 10 pg 28 ps 28 Es gilt Z Z Geod tische H he der Kanalsohle vor bzw nach dem Rechen Pe Pu _ h Druckh hen vor bzw nach dem Rechen P8 v SS Geschwindigkeitsh hen vor bzw nach dem Rechen 8 48 ZAh Summe der Energieverluste 3 Methode der experimentellen Untersuchung 90 L ngsschnitt Aufsicht Masse in mm Abb 3 11 Schemaskizze der zur Resultatermittlung wichtigen Parameter bei Freispiegelabfluss L ngsschnitt Zu Zo E Abb 3 12 Schemaskizze der zur Resultatermittlung wichtigen Parameter bei Druckabfluss Da die Messpunkte bei Freispiegelabfluss ca 6m und bei Druckabfluss ca 3m vonein ander entfernt liegen k nnen die Reibungsverluste des Kanals und diverser Einbauten wie zum Beispiel Eckpfeiler und Sohlrampen sie dienen zur Erzeugung von Str mungsinho 3 Methode der experimentellen Untersuchung 91 mogenit ten nicht vernachl ssigt werden Die Summe der Energieverluste ZAh Gl 3 11 zwischen den beiden Messebenen setzt sich somit zusammen aus dem Reibungsverlust des Kanals Ahx und dem rtlichen Verlust des Rechens Ahr ZAh Ah Ah Gl 3 11 Der Reibungsverlust des Kanals Ahx wird mit Hilfe einer so genannten Nullmessung bestimmt d h einer Messung der
142. as US Bureau of Reclamation 1977 zur Berechnung der Energieverluste noch eine weitere Formel an 2 2 Aes ee GI 2 33 2 A g A 8 5 Darin entspricht ft sec der Geschwindigkeit zwischen den Rechenst ben An ft der freien Durchflussfl che und A ft der Fl che des gesamten Einlaufquerschnittes Auffal 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 53 lend bei der Gleichungen Gl 2 33 ist dass die Stabform nicht mitber cksichtigt wird Die Dimension der Energieverlusth he ist ft 1ft 0 3048m Das Diagramm zur graphischen Ermittlung des Energieverlustes in Abb 2 36 US Corps of Engineers USCE Design Sheet 010 7 1959 zeigt die Verlustkurven nach Kirschmer 1926 und Fellenius 1929 f r verschiedene Stabformen in Abh ngigkeit des Fl chenverh ltnisses der Rechenst be zum Querschnitt an LEGEND Ei FELLENIUS TESTS STOCKHOLM E KIRSCHMER TESTS M MUNICH RAL A H ZS aal E d d gt 0 x EE ER TE 1 Kn NOTE LOSS THROUGH RACK IN FT V VELOCITY AT SECTION OPEN CHANNEL FLOW WITHOUT RACK IN FT SEC TRASH RACK LOSSES HEAD LOSS COEFFICIENT HYDRAULIC DESIGN CHART 010 7 AREA BARS OF SECTION Abb 2 36 Diagramm zur Ermittlung des Energieverlustes f r verschiedene Stabformen in Ab h ngigkeit des Verh ltnisses Fl che aller Rechenst be zur Fl che des Einlaufquer schni
143. auungsgrad P wesentlich sensitiver auf eine m gliche Verlegung reagieren als Rechen mit gr sseren Verbauungsgraden Wie schon bei der in Kap 4 3 er rterten Schr ganstr mung wird bei Rechen mit kleinem Verbauungsgrad eine zus tzlich zur Verbauung auftretende verluster zeugende St rung hier in diesem Fall die Verlegung verlustdominierend 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 126 Da die in der Praxis vorkommenden Rechen berwiegend Verbauungsgrade vorweisen welche in diesem Bereich P 0 15 bis P 0 25 liegen ist dies eine zus tzliche m gliche Erkl rung dass z B nach Kirschmer 1926 ermittelte Energieverluste an Einlaufrechen meist wesentlich tiefer liegen als die tats chlich in der Natur gemessenen Gruppe Verlustfaktor Rechen 6 Gruppe Verlustfaktor Rechen ITTI FE EA LEI ITT ITT KH 4 KH 8 8 7 H SC 6 5 5 E Trendlinie E 2 h a C Dag rk S e UE DEE E Trendlinie Ee re Bien Ee Rechen B net vn vn 1 KE ji 1 Ek KEE 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 b Gruppe Verlust
144. ch Westf lischen Technischen Hochschule Band 121 Hrsg Prof Dr Ing J K ngeter Reuter C amp Rettemeier K amp K ngeter J 2001 Experimental Head Loss Determination at Inclined Wedge Wire Fish Protection Screen Proceedings XXIX IAHR Congress 2001 Beijing China Theme B Rouve 1958 Der Krafthaustrennpfeiler Str mungsverh ltnisse an gekr mmten W nden Technische Hochschule Karlsruhe Theodor Rehbock Flusslaboratorium Dissertation Rutschmann P amp Volkart P amp Vischer D 1987 Design recomendations JAHR Swirling Flow Problems at Intakes Hydraulic Design Manual 1 J Knauss Coordinator Editor A A Balkema Rotterdam 1987 Salama M M amp Rhee H C amp Koo J Y 1987 Materials engineering advanced composites International Symposium and Exhibit on Offshore Mechanics and Arctic Engineering Houston Texas New York American Society of Mechanical Engineers Sch lchli U amp Baumgartner A amp Baumann P 1997 Geschwemmsel bei Kleinwasser kraftwerken Bundesamt f r Energiewirtschaft et al Bern EDMZ 8 Literaturverzeichnis 207 Schleiss 1985 Schwingungen von Einlaufrechen bei Wasserkraftanlagen Wasser energie luft eau Energie air 77 Jahrgang Heft 10 299 303 Schoklitsch A 1962 Handbuch des Wasserbaues Band Springer Verlag Wien Scimemi E 1933 Rilievi sperimentali sul funzionamento idraulico die grandi impianti industriali Energiea Elletrica Heft
145. chen 0 2 und 5 2 und unterscheidet sich somit um den Faktor 26 Meusburger amp Speerli amp Volkart 2000 haben im Zuge einer Untersuchung f r die Vereinigung Deutscher Elektrizit tswerke VDEW e V zur Problematik der Energie verluste an Einlaufrechen ein hnliches Bild f r Kraftwerke in Deutschland und sterreich bekommen Verbauungsgrad Centrale de l Oelberg 0 005 01 015 02 025 03 035 04 Abb 2 44 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes r vom Verbauungsgrad P f r die mittels Frage bogen erfassten Niederdruck Kraftwerke der Schweiz 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 68 Verbauung Schr ganstr mung Verlustbeiwert Ein weiterer wichtiger Parameter f r die Gr sse des Verlustbeiwertes ist der Grad der mittleren horizontalen Schr ganstr mung siehe auch Kap 2 3 3 2 Im Normalfall sollte der Verlustbeiwert bei konstantem Verbauungsgrad mit gr sser werdendem horizontalen Anstr mwinkel ansteigen Wird nun zur Verbauung als zus tzlicher Parameter der Winkel der mittleren horizontalen Schr ganstr mung mitber cksichtigt ergibt sich ein hnliches Bild wie schon bei der Betrachtung mit nur dem Verbauungsgrad In Abb 2 45 ist keinerlei Korrelation zwischen horizontalem Anstr mwinkel und Verlustbeiwerten er kennbar Zum Beispiel k nnen den Kraftwerken mit einem Verbauungsgrad von ca 0 25 und einem mittleren Anstr mwinkel 0 in etwa dieselben tiefen bzw hohen Verlustko effizienten zugeo
146. chen durch den Wasserspiegel in der Dammbalken nut durch zwei Gr nde verf lscht wird Einerseits kann je nach Gestaltung des bergangs von der Dammbalkennut zur Einlauf haube Wasser in die Dammbalkennut eingedr ckt bzw Wasser herausgesogen werden Abb 2 10a Eichler et al 1974 haben in ihrer Untersuchung ber die Gestaltung von Einl ufen bei Rohrturbinen verschiedene Varianten des bergangs der Dammbalkennut zur Einlaufhaube untersucht und dabei f r das zu untersuchende Kraftwerk Altenw rth Donaukraftwerke AG eine ideale Formgebung gefunden mit der eine Vertikalstr mung in der Dammbalkennut weitgehend verhindert werden kann Anderseits kann es durch eine ung nstige Gestaltung des bergangs Prallwand Ein laufhaube in der Dammbalkenebene zu Abl seerscheinungen der Stromlinien mit einem damit verbundenen Unterdruck kommen Abb 2 10b Dieser Unterdruck bewirkt einen tieferen Wasserspiegel in der Dammbalkennut was zur Folge hat dass ein zu hoher nicht der Wirklichkeit entsprechender Energieverlust des Einlaufrechens angezeigt wird Wsp Dammbalkennut OW Spiegel Prallwand Einlaufhaube Wsp Damm balkennut Abl sungs stromlinie Dammbalkennut _____ __ C 1 Vertikalstr mung Abb 2 10 a Je nach Gestaltung der bergangsform Dammbalkennut Einlaufhaube kann Was ser in die Dammbalkennut eingedr ckt oder hersausgesogen werden b Durch
147. chen k nnen alle verlustrelevanten Parameter am Einlaufrechen in die zwei Klassen geometrische Parameter str mungsmechanische Parameter eingeteilt werden siehe Tab 2 2 Die geometrischen Parameter sind allein durch die Re chenkonstruktion gegeben Die str mungsmechanischen Parameter durch die Anstr mung des Rechen 2 2 A ZAh Ah Ah LANGSSCHNITT R Vo 20 29 Wsp D Rechen gt V VD Ho I A Dammbalkennut A SCHNITT DRAUFSICHT Abstandhalter Rechen Trennpfeiler _ on Rechenstab Achse 5 b 5 b 5 _____ EEE Achse 1 Abb 2 12 Definition der verlustrelevanten Parameter 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 21 Geometrische Parameter Str mungsmechanische Parameter Rechenstabdicke m s Anstr mgeschwindigkeit Rechenstabl nge horizontaler Anstr mwinkel lichte Rechenstabweite Turbulenzgrad Rechenstabform Verlegungsgrad vertikale Rechenneigung Blockierungsgrad Kombinati on von V und P Verbauungsgrad Tab 2 2 Verlustrelevante Parameter Die detaillierte Definition der einzelnen Parameter erfolgt in den nachstehenden Kapiteln 2 3 2 Geometrische Parameter 2 3 2 1 Rechenstabdicke s Die einzelnen S
148. chmutzung 5 eine optimale lichte Rechenstabweite b von 125 bis 200 mm Unter der Annahme einer gleichbleibenden Rechenverschmutzung w rde dieser optimale Bereich f r die Rechenstabweite b mit kleiner werdendem Anstr mwinkel gr sser wer 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 36 den und sich weiter nach rechts verschieben gr ssere lichte Rechenstabweiten bzw mit gr sser werdendem Anstr mwinkel kleiner werden und sich nach links verschieben kleinere lichte Rechenstabweiten Turbinenbersteller TH 1 2 4 5 6 Kriterium Abb inet mittel lt 10 lt 5 lt 5 221 lt 15 lt 10 Abweichung der lokalen Str mungsrichtung von der Haupt lt 5 lt 5 lt 5 lt 10 lt 5 str mungsrichtung 25 Quadrantenbeaufschlagung im 25 Verh ltnis zum Gesamtdurchflu 5 2 5 VQuadrant 0 25 Beaufschlagung von rechter und linker Einlaufh lfte im Verh ltnis zum Gesamtdurchflu keine Abl sungen keine lufteinziehenden Wirbel keine in den Einlauf gt hineinreichenden Wirbel ohne Einbeziehung der Grenzschicht darf nicht zu einer Str mungsrotation f hren kurzzeitige nichtlufteinziehende Wirbel erlaubt x von Turbinenhersteller gefordert nicht in Anforderungskatalog des Turbinenherstellers aufgenommen Tab 2 4 Anforderungen an die Str mungsqualit t seitens der Turbinenhersteller nach Godde 1994
149. chten Rechenstabweite b zum Laufraddurchmesser D in Abh ngigkeit des Turbinentyps f r ausgef hrte Anlagen in 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 23 Deutschland und der Schweiz Die Dimensionierungsgrenzen sind f r die einzelnen Turbi nentypen nach Sulzer Hydro 1997 angegeben Abb 2 13 Abb 2 14 Beispiele Deutschland 200 2 40 2 0 03830 2 5 10 D a gt gt 4 0 022D Francis i 8 0 0220 7 Kaplan 7 i Maximalgrenze a Er 7 7 Grenze Kaplan amp Rohrturbine Grenze Francisturbine Ausf hrungen Francisturbine Ausf hrungen Rohrturbine Ausf hrungen Kaplanturbine a lichte Rechenstabweite b mm 0 AN er DE 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Laufraddurchmesser D mm Beziehung Laufraddurchmesser D zu lichter Rechenstabweite b in Abh ngigkeit des Turbinentyps f r ausgef hrte Anlagen in Deutschland nach VDEW 1989 Die Di mensionierungsgrenzen sind nach Sulzer Hydro 1997 eingezeichnet Beispiele Schweiz lichte Rechenstabweite b a gt gt gt S gt
150. chwindigkeit Gemessene Wasserspiegeldifferenz vor und nach dem Rechen Verlustbeiwert des Einlaufrechens Anhang Niederdruckkraftwerke der Schweiz Rhein 5 b Profil P Ka T VR Ahr Nr Name mm mm mm m a m s m 1 Reichenau 12 80 60 s 0 19 75 O 2001 0 85 0 10 2 72 7 Rheinau 12 110 155 r 0 23 70 10 750 1 50 0 20 1 74 14 Eglisau 10 100 164 s 0 10 70 10 534 0 80 0 13 3 99 17 Laufenburg 15 140 135 r 0 13 71 61 1600 1 65 0 301 2 16 18 S ckingen 20 150 156 s 0 16 72 10 640 1 00 0 05 0 98 19 Ryburg 22 200 150 s 0 28 78 3 560 1 00 0 10 1 96 21 Augst 15 140 130 r 0 20 72 0 1300 1 00 0 20 3 92 23 Birsfelden 15 150 150 s 0 22 80 O 640 1 30 0 02 0 23 Aare 5 b Profil Ka 6 T VR Ahr Nr Name mm mm mm m a m s m 4 Matte 12 100 79 0 14 70 O 7001 1 40 0 03 0 30 5 Felsenau 10 100 70 0 28 64 30 1800 145 0 03 0 28 6 M hleberg 10 110 78 r 0 14 90 0 2370 1 00 0 15 2 94 7 Lessoc 12 80 31 s 0 36 75 20 32 1 02 0 021 0 38 8 lberg 16 150 110 r 0 09 90 30 20 0 501 0 04 3 14 9 Niederried 12 120 74 s 0 24 70 20 660 0 83 0 03 0 85 10 Aarberg 12 110 80 s 0 17 70 0 3801 0 77 0 03 0 99 1
151. chwindigkeitsverteilung in der Hauptstr mungsrichtung x ist f r alle Lastf lle und die einzelnen Rechen recht einheitlich Auffallend ist dass der Rechen 1 f r alle Last f lle die h here mittlere Anstr mgeschwindigkeit aufweist was auf die unmittelbare N he des Wehrabflusses zur ck zu f hren ist siehe Abb 6 1 und Abb 6 2 Die mittleren An str mgeschwindigkeiten vr sind in Tab 6 2 angegeben In y Richtung hingegen kann die Geschwindigkeitsverteilung nur bei Lastfall 1 als homogen bezeichnet werden Es treten dort so gut wie keine Geschwindigkeiten in diese Richtung auf Die beiden Rechen 1 und 2 sind somit frontal angestr mt Bei Lastfall 2 wird durch die Rechenverlegung eine starke Geschwindigkeitskomponente in y Richtung erzeugt Diese Geschwindigkeitskomponente wird bei Lastfall 3 vor Rechen 1 durch die dort angebrachte 25 Verlegung noch ver st rkt Die z Komponente der Geschwindigkeit ist f r alle Lastf lle aufgrund der Sohlen topographie im Einlaufbereich nach unten gerichtet und etwa gleich gross Die Geschwin digkeitsverteilung f r die gemessenen Lastf lle ist im Anhang C Abb C 6 bis C 11 gra fisch dargelegt Stellvertretend f r alle anderen Lastf lle ist hier f r Lastfalll die Ge schwindigkeitsverteilung in Abb 6 6 und Abb 6 7 dargestellt Lastfall 1 Rechen 2 Lastfall 1 Rechen 1 Kolonne 5 4 Elke Kolonne 6 gt Kolonne 7 Kolonne8 e e d fe
152. ckabfluss a von der Froude Zahl b von der Reynolds Zahl Die Teil und Endergebnisse der Untersuchung zu den Massstabseinfl ssen sind in Tab Bl und Tab B2 im Anhang B tabellarisch aufgef hrt 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 98 4 2 Einfluss der Verbauung 421 Einleitung Die Verbauung Gl 4 1 der urspr nglich freien Fl che in der Rechenebene setzt sich aus der Verbauung durch die Rechenst be Ars und der Verbauung durch die Abstandhalter und Rechentr ger zusammen schwarze Fl che in untenstehender Skizze Die Auswertung der Fragebogen anhand der beigelegten Pl ne hat gezeigt dass die Verbauungsfl che durch Abstandhalter und Rechentr ger zwischen 10 und 70 der gesamten Verbauungsfl che betragen kann Kap 2 6 4 Dieser Anteil ist im Normal fall umso gr sser je gr sser der lichte Rechenstababstand b ist _ Ars FA ay A P Gl 4 1 RF Nachfolgend sind nochmals die zu untersuchenden Modellrechen mit ihren Verbau ungsgraden in Tab 4 5 und Abb 4 3 aufgef hrt Erg nzend sind die Verh ltnisse s b wie von Kirschmer und s b s wie von anderen Autoren ber cksichtigt hinzugef gt Anzahl Stabl nge Stabdicke s Lichte Weite b s b s St be mm mm mm A 10 50 45 0 10 25 50 15 0 25 40 50 7 5 0 40 50 50 5 0 50 4 5 Abmessungen der zu untersuchenden Modellrechen und deren Verbauungsgrade
153. d und in einen Anteil der aus der meist durch Abl sung beeinflussten Druckverteilung resultiert Formwiderstand aufteilen F r den Gesamtwiderstand l sst sich ein Widerstandsbeiwert Cw nach Gl 2 3 definieren Dieser Beiwert und somit nach Gl 2 4 auch der Verlustbeiwert sind dadurch von folgenden wichtigen Einflussgr ssen abh ngig Randgeometrie und Randrauheit Anstr mbedingungen Reynolds Zahl Re wobei Re v entspricht der kinematischen Viskosit t s entspricht der charakteristischen L nge z B bei einem Rechenstab die Rechenstabdi cke Jedoch nur bei kleinen Re Werten und wenn bei K rpern mit abgerundeten Formen der Abl sungspunkt von der Re Zahl beeinflusst wird Froude Zahl Fr wobei Fr vo g h 0 5 h entspricht der Abflusstiefe Bei Str mungen mit freier Oberfl che wenn stehende Wellen die Druckverteilung beeinflus sen Form und Lage von Nachbark rpern Die Reynolds Zahl gebildet mit relevanten Gr ssen der untersuchten Str mung verliert nach Naudascher 1992 bei gr sseren Werten von Re wie sie f r die praktische Gerinne hydraulik fast ausschliesslich vorliegen dann ihren Einfluss auf Cw bzw wenn die um str mten R nder des betrachteten K rpers oder Bauwerks kantig sind Die Froude Zahl be stimmt jenen Anteil des Widerstandsbeiwerts Cw bzw Verlustbeiwert der durch stehen de Wellen bzw eine verformte Wasseroberfl che verursacht wird Wenn nun Wellen oder Oberfl che
154. d die untere 25 als eine Art Endschwelle vorstellen Weiter ist ersichtlich dass die Verlegung im Fall der 25 Verlegung unten Nr 1 Gruppe 1 einen bedeutend gr sseren Einfluss auf die Rechenverluste hat als die Verbau ung selber Nimmt man z B in Abb 4 20a den Rechen ohne Verlegung Nr 0 betr gt der Blockierungsgrad 0 46 46 und der Rechenverlustbeiwert 1 84 Fast den selben Blockierungsgrad von 0 48 48 weist der Rechen B mit einer Verlegung unten von 25 auf Nr 1 jedoch ist der Verlustbeiwert mit 3 31 bedeutend h her Exemplarisch f r das typische Verlustverhalten der Gruppe 2 ist in Abb 4 20b die Ab h ngigkeit des Verlustbeiwertes py in Abh ngigkeit der Blockierung B f r eine variieren de 0 12 5 25 vertikale einseitige Verlegung dargestellt Die vertikale Rechenver legung verh lt sich anders als die zuvor geschilderte horizontale 25 Verlegung unten bzw oben In Abb 4 20b l sst sich eine eindeutige Trendlinie unabh ngig vom Rechentyp oder der Verlegung angeben py h ngt lediglich vom Blockierungsgrad ab Die Verle gung V hat also in diesem Fall den gleichen Einfluss auf die Verlustbeiwerte wie die Verbauung P Alle Verlegungsarten der Gruppe 2 weisen dieses typische Verhalten auf Dies h ngt f r den betrachteten Fall damit zusammen dass sich die horizontalen Wir belstrukturen hervorgerufen durch Verlegung mit den horizontalen Wirbeln hervorgeru fen durc
155. d zeigen dass der Rechenverlust f r einen horizontalen Anstr mwinkel 20 mit gr sser werdender lichter Rechenstabweite b f llt jedoch dass der Turbinenverlust mit Vergr sserung der lichten Rechenstabweite b steigt 5 T T T T T T T T horizontaler Anstr mwinkel 20 Anstr mgeschwindigkeit Vo m s Rechenverlust Turbinenverlust E Rechenverschmutzung 5 Gesamtverlust _ x optimale Rechenstabweite b Rechenverlust bzw Turbinenverlust 25 50 75 100 125 150 175 200 Rechenstabweite b mm Abb 2 23 Einfluss der Schr ganstr mung auf Rechenverlust und Turbinenwirkungsgrad bei ei nem horizontalen Anstr mwinkel d 20 einer Anstr mgeschwindigkeit vr 1 m s und einer Rechenverschmutzung von 5 der noch freien Durchgangsfl che in Ab h ngigkeit der lichten Rechenstabweite b Sulzer Hydro 1995 Aus Abb 2 23 l sst sich erkennen dass der Turbinenverlust mit kleiner werdender lich ter Rechenstabweite sinkt Dies ist auf die verbesserte Gleichrichterwirkung des Rechens bei kleineren lichten Rechenstabweiten zur ckzuf hren Resultierend aus den gegenl ufigen Tendenzen der Verlustverhalten des Rechens und der Turbine ergibt sich f r die gew hlte Versuchskonfiguration 6 20 vr 1 m s Re chenvers
156. dene Rechenstabdicken an 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 12 Nach Herzog 1985 lassen sich Rechenschwingungen durch keine wie auch immer ge artete Abstimmung v llig vermeiden Die kritischen Abstandhalter der Rechenst be sind vielmehr f r den Resonanzfall zu bemessen Er empfiehlt eine elastische Verbindung zwi schen Rechenstab und Distanzhalter mittels Druckh lse Zugstange und Neopreneplatte als Unterlagsscheibe Schleiss 1985 hingegen r t von dieser Konstruktion ab da dadurch die Grundfrequenz des Rechens vermindert und die Resonanzgefahr erh ht wird Nach Louie 1971 soll die Eigenfrequenz mindestens den 2 5 fachen Betrag der Erre gerfrequenz haben damit eine gen gend grosse Sicherheit gegen ber Resonanzschwin gungen vorhanden ist Abb 2 6 70 Wa N NN 2 50 NA 40 NIN 5 35 ANED 3 NIN 30 3 25 A N 2 2 10 1 2 3 4 5 678910 15 20 Velocity through net area of racks 5 Abb 2 6 Erforderliche Rechenstabdicke zur Vermeidung von Resonanzschwingungen in Ab h ngigkeit der Geschwindigkeit zwischen den Rechenst ben und der max freien Stab l nge Louie 1971 Die Aufgabe einen Rechen zu konstruieren der den kologischen und konomischen Gesichtspunkten Rechnung tr gt ist in vielerlei Hinsicht schwierig Im eigentlichen Sinn geh rt zur Rechenanlage auch die Rechenreinigungsmaschine Rechenanlage und die Re chenrei
157. denkt 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 116 Der Verlegungsgrad Der Verlegungsgrad V resultiert aus dem Fl chenverh ltnis der Verlegung Av schwar ze Fl che in untenstehender Skizze zum gesamten Rechenfeld Die blichen Konstrukti onsteile des Rechens sind in Ay nicht enthalten Gl 4 8 Dabei entspricht Av der Fl che der Verlegung und Arr der Fl che des gesamten Re chenfeldes wenn man sich den Rechen entfernt denkt Der Blockierungsgrad B Der Blockierungsgrad gibt das Verh ltnis der gesamten vom Wasser nicht durchstr m baren Fl che schwarze Fl che in untenstehender Skizze zur Fl che des gesamten Rechen feldes Agr _ Ars eo A Dabei entspricht A rs der Fl che der Rechenst be und derjenigen der Abstand halter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger welche nicht von der Verlegung abge deckt sind entspricht der Fl che der Verlegung Die Unterscheidung Ars zu A p s re spektive Zu muss eingef hrt werden damit die von der Verlegung bedeckten Metallfl chen des Rechens nicht doppelt gez hlt werden Diese auf den ersten Blick um st ndliche Vorgehensweise erm glicht es die Verlegungsfl che Ay ohne komplizierte Zwischenrechnung in die Untersuchung einzubeziehen Am Modell kann man f r die vier verschiedenen Rechengeometrien jeweils die gleichen PVC Platten als Verlegung benu
158. der Maschinenteile was m glichst kleine Stabweiten verlangt anderseits sollen die Ener gieverluste am Einlaufrechen m glichst klein sein was eine m glichst grosse Stabweite bedingt Die maximale zul ssige lichte Rechenstabweite b ist von folgenden Einflussgr s sen abh ngig Turbinentyp Gr sse der Turbine Laufraddurchmesser D darauf abgestimmt Gr sse des Leitapparates Laufradgeschwindigkeit die von der spezifischen Drehzahl und Fallh he abh ngt Qualit t und Quantit t des Rechenguts Auslegung der Rechenreinigung Weiters k nnen noch Forderungen von Beh rden Fischerei Natur und Umwelt schutzverb nden die maximal zul ssige Stabweite zum Schutz der Fische minimieren Dies kann aber neben der in Frage stehenden Sinnhaftigkeit vergleiche Raben 1955 1957 1958 Monten 1985 und H ssig 2000 kontraproduktiv sein Die Fische hier besonders der Aal verenden an den engen Rechen da der dort herrschende Anpressdruck eine Flucht verhindert und die ersch pften Tiere von der Rechenreinigungsmaschine erfasst werden Zus tzlich wird mit der Forderung nach kleinen lichten Rechenstabweiten nach Pusch 1997 den Fl ssen und B chen ein bedeutender Teil des f r die kologie wichtigen Geschwemmsels entzogen Filterwirkung Letztendlich muss die lichte Rechenstabweite von Anlage zu Anlage unter der Ber ck sichtigung aller Forderungen festgelegt werden Die Abb 2 13 und Abb 2 14 zeigen die Beziehung der li
159. der ist dieses Verh ltnis in der Natur stets so gross dass ein wesentlicher Wellenwiderstand nicht auftreten wird F r die Modellversu che gilt somit folgende Bedingung gt 60 Gl 3 4 S Da sich mit wachsender Froude Zahl gleichzeitig direkt proportional bei konstanter Wassertemperatur Tw und Fliesstiefe h die Reynolds Zahl Re erh ht treffen die obigen Aussagen nur dann zu wenn sich mit wachsender Reynolds Zahl das Widerstandsverhal ten der Rechenst be nicht ndert Die Reynolds Zahl ist wie folgt definiert Gl 3 5 Dabei entspricht vr m s der Anstr mgeschwindigkeit s m der Rechenstabdicke und v m s der kinematischen Viskosit t Da sich die Reynoldszahl f r die vorliegende Unter suchung auf die Rechenstabdicke s bezieht wird sie auch Stab Reynoldszahl genannt Die Tatsache dass ideale Fl ssigkeiten keinen Str mungswiderstand hervorrufen d Alembertsches Paradoxon zeigt dass die Z higkeitskr fte f r den Str mungswider stand massgebend sein k nnen Soll eine bertragung von Messergebnissen vom Modell in die Natur erfolgen so m sste zun chst gefordert werden dass die Reynolds Zahlen in beiden Systemen gleich sind 3 Methode der experimentellen Untersuchung 78 10 E FE 11 39 EN EE Zylinder DEI DIS a HHHH 10 1 Widerstandsbeiwert Cp 10
160. dg 14 080 dey yoru IO dey yoru 8 INJ 06 9 Zunwe gsueseiydS 9 5 SIP B10 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung A AP peI3sgunIomppofg A 18580 8 09 S TI qY T 962 991925 207 uzun SIA OCT uzun ST 51991 0 610071100 OCT PAYS eJuoZLIOy 0 6 PAPY Iran SIOA sm 92501 MMP TENNA SA OCT MPAP Ia SUH ASZT ANPA Iran ST AMNYA TENNTA SID AGT MONAMA Iran HST AONYA 12 0021 109 ST EJUOZLIOy Ua00 AGT AMPNYPY eJuozLIoy 7 PAYIA 259 4 981 dey 99215 8 8 8 31 58 aan AP MJ 9 A B11 Anhang B E
161. dickungen der Scherschicht in Erscheinung treten Die Dicke dieser Scherschichten nimmt kaum noch ab Demzufolge vermindert sich der Zwischenraum zwischen den St ben berproportional was zu einem berproporti onalen Ansteigen der Geschwindigkeit zwischen den St ben f hrt Dadurch nimmt auch die Intensit t der Scherung entsprechend zu was durch die immer intensivere Rotf rbung der Scherschicht dokumentiert wird Die einzelnen Wirbelstrassen hinter den St ben exis tieren nicht mehr sondern eine einheitliche Verwirbelung ohne dominierende Struktur wird sichtbar F r die Entstehung der steigenden Druckverluste am Rechen bei enger werdendem Ab stand der St be sind drei Prozesse verantwortlich 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 25 Das Zusammendr cken der seitlichen Wirbelschicht zu einer unregelm ssig geform ten Scherschicht mit viel h heren Geschwindigkeitsgradienten Dadurch steigen die viskosen Verluste in dieser Zone ebenfalls an Die berproportionale Zunahme der Verblockung unter Einbezug der Scherschich ten welche zu einer berproportionalen Geschwindigkeitszunahme zwischen den St ben f hrt was wiederum den Geschwindigkeitsgradienten entlang der St be er h ht Eventuell noch die Wechselwirkung der vorher unabh ngigen Wirbelstrassen zu einer chaotischeren stab bergreifenden Struktur Abb 2 15 Entwicklung der Seitenwirbel und der Wirbelstrasse in Abh ngigkeit der lichten Re
162. die Stromlinienabl sung infolge ung nstiger Gestaltung des berganges Prallwand Einlaufhaube entsteht in der Dammbalkenebene ein Unterdruck Eichler et al 1974 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 19 Diese beiden genannten Umst nde erschweren oder verunm glichen sofern sie auftre ten eine gen gend genaue Ermittlung des Energieverlustes am Einlaufrechen mittels Na turmessung an einem bestehenden Kraftwerk Die Wasserspiegeldifferenz zwischen Ober wasser und Dammbalkennut l sst somit nur bedingt R ckschl sse ber den Energieverlust zu Im Falle eines stark gekr mmten Einlaufschlauches ist zus tzlich zu ber cksichtigen dass die mittlere Geschwindigkeit in der Dammbalkenebene wesentlich von der Geschwin digkeit v abweicht siehe Abb 2 11 F r die Bestimmung der Geschwindigkeitspotential differenz ist in diesem Fall die Geschwindigkeit v zu ber cksichtigen wobei sich vi aus den geometrischen Bedingungen ergibt und folgendermassen bestimmt werden kann v vo Rp R Abb 2 11 Schemaskizze zur Ermittlung der Geschwindigkeitspotentialdifferenz bei stark ge kr mmtem Einlaufschlauch Zus tzliche wichtige Aspekte der Naturmessung zur Ermittlung des Rechenverlustes werden anhand eines konkreten Beispiels im Kapitel 6 erl utert 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 20 2 3 _ Verlustrelevante Parameter und deren Auslegungskriterien 2 3 1 Allgemeines Im wesentli
163. don 1970 Der Vergleich der gemessenen Fliessgeschwindigkeiten am definierten Einlaufquer schnitt als charakteristische Gr sse wurde die berdeckungsh he d gew hlt mit der vorhandenen berdeckung ergab folgende Bestimmungsgleichung f r die erforderliche Absenkung hert der Einlaufoberkante unter den niedrigsten Wasserspiegel im Staubecken 0 725 Gl 2 20 Dabei entspricht v der Geschwindigkeit im Einlaufquerschnitt und d dem Durchmesser bzw der Seitenl nge des quadratischen Einlaufs In dem Faktor 0 725 ist eine Reserve f r den Einfluss einer unsymmetrischen Zustr mung enthalten Bei symmetrischem Zulauf be tr gt der empirische Faktor 0 545 Die erforderliche berdeckung f r den symmetrischen Zulauf ist also Herit sym 3 hkrit unsym 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 41 4 0 3 0 oja O HORIZONTAL INTAKE 1 0 VERTICAL INTAKE on INTAKES WITH VORTEX PROBLEMS on NTAKES WITH NO PROBLEMS 1 0 2 0 3 0 oD Abb 2 27 Bedingung zur Vermeidung von Einlaufwirbeln nach Gulliver et al 1983 Gulliver et al 1983 1984 1986 geben f r horizontale Einl ufe einen Bereich an bei dessen Einhaltung es relativ sicher ist dass keine Einlaufwirbel auftreten Der Bereich ist definiert mit S gt 0 7D Gl 2 21 __ lt 0 5 GI 2 22 Jon 5 entspricht dabei der Distanz zwischen Einlaufschlauchoberkante und dem minimalem Betriebswasserspiegel D entspricht dem Durchme
164. e r ten bestimmt werden Die Geschwindigkeit nach dem Rechen vp wird in weiterer Folge aus der Kontinuit t berechnet Im Fall eines stark gekr mmten Einlaufschlau ches ist Punkt 10 noch zu ber cksichtigen 10 Im Falle eines stark gekr mmten Einlaufschlauches ist zus tzlich zu ber cksichtigen dass die mittlere Geschwindigkeit in der Dammbalkenebene wesentlich von der Geschwindigkeit v abweicht siehe Abb 6 13 F r die Bestimmung der Geschwin digkeitspotentialdifferenz ist in diesem Fall die Geschwindigkeit v zu ber cksichti gen wobei sich vi aus den geometrischen Bedingungen ergibt und folgendermassen bestimmt werden kann vp Rp R Abb 6 13 Schemaskizze zur Ermittlung der Geschwindigkeitspotentialdifferenz bei stark ge kr mmtem Einlaufschlauch Energielinienh henbestimmung 11 Die Energielinienh he He vor bzw nach dem Rechen setzt sich aus geod tischer H he z Druckh he p pg und der Geschwindigkeitsh he 2 zusammen und kann all gemein nach Gl 2 5 folgendermassen beschrieben werden siehe Abb 6 9 6 Naturmessung 196 Da die benetzten Querschnitte vor und nach dem Rechen und in Folge die Geschwin digkeiten differieren k nnen He Be bzw vr ist dies durch die Ber ck sichtigung der entsprechenden Geschwindigkeitsh hen zu ber cksichtigen Energieverlustbestimmung 12 Zwischen den betrachteten Messebenen vor und nach dem Rechen k nnen neb
165. e Les formules utilis es jusqu pr sent tiennent seulement compte de la part des barreaux de la grille L analyse des questionnaires a mon tr entre autres qu entre 10 et 70 du degr total de l am nagement n ont pas t pris en consid ration Par cons quent une partie importante de l am nagement augmentant la perte est n glig e Il ressort de ce fait par exemple que le facteur de perte d une grille usuelle est de 110 plus lev qu il est suivant les calculs classiques Les r sultats des recherches sur le flux inclin ressemblent beaucoup ceux des autres auteurs Si on consid re les param tres de l am nagement et du flux inclin la part du flux inclin devient dominante au degr total de la perte pour la plupart des grilles utilis es en Suisse C est dire qu elle s l ve plus de 50 Les grilles avec un degr d am nagement lev qui ont normalement de petits ouvertures entre les barreaux montrent une variation relativement basse si le flux inclin est n glig Le colmatage produit par exemple par des corps charri s a un effet sur le degr de la perte qui peut tre classifi en deux groupes Le premier groupe de colmatage montre le m me comportement que l am nagement en ce qui concerne les pertes Les degr s de perte Resume X plus lev s s expliquent uniquement par le degr plus lev de blocage cause du colma tage Cependant le deuxi me groupe montre des degr s de perte un peu plus
166. e Arbeit entwickelte sich aus zwei Forschungsauftr gen die die VAW vom Ver band der Elektrizit tswirtschaft VDEW Deutschland 1997 und vom Projekt und Stu dienfonds der Elektrizit tsgesellschaften PSEL der Schweiz 1999 erhalten hat Wir be Vorwort danken uns bei den beiden Organisationen f r die Erteilung dieser Auftr ge Ein Grossteil der Finanzierung dieser Arbeit konnte dank der Unterst tzung durch den PSEL sicherge stellt werden Des weiteren m chte ich mich bei Dr P Volkart von der VAW f r die Betreuung von Herrn Meusburger und die bernahme des Korreferates bedanken Mein Dank gilt auch Prof Dr Ing J K ngeter von der Rheinisch Westf lischen Tech nischen Hochschule Aachen f r die bernahme des externen Korreferates Z rich Januar 2003 Prof Dr Ing H E Minor Danksagung Danksagung Die vorliegende Dissertation entstand neben meiner 6 j hrigen T tigkeit als wissen schaftlicher Mitarbeiter an der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie VAW der Eidgen ssischen Technischen Hochschule ETH Z rich Mein erster Dank gilt Prof Dr Ing Hans Erwin Minor meinem Doktorvater und Di rektor der VAW der ETH Z rich Er hat diese Arbeit mit grossem Interesse verfolgt und mich mit seinen konstruktiven und praktischen Denkanst ssen immer wieder aufs Neue motiviert Auch m chte ich mich bei ihm daf r bedanken dass er mir den einen oder ande ren Kongressaufenthalt in fernen L ndern
167. e Teilverlegung auf Verlust und Abstr mung eines Rechenfeldes aus Wie ver ndern sich die Rechenverluste bei innomogener Anstr mung wie sie zum Beispiel im Bereich von Trennpfeilern und Sohlrampen auftreten 1 Einleitung 3 Wie k nnen in Zukunft die Energieverluste an Rechen praxisnaher abgesch tzt wer den Welche Folgerungen lassen sich f r den praktischen Einsatz daraus ableiten Auf alle diese Fragen eine zufriedenstellende Antwort zu geben ist das erkl rte Ziel dieser Arbeit 1 3 Gliederung der Arbeit In Kap 2 wird in einem ersten Teil die Rechenkonstruktion er rtert Die massgebenden physikalischen Parameter und deren Bedeutung und gegebenenfalls die Auslegekriterien sind ein weiterer Bestandteil Es folgt eine Literatur bersicht der bisher bekannten Bezie hungen zur Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen mit anschliessenden ver gleichenden Betrachtungen Abgeschlossen wird dieses Kapitel mit einem Blick auf die Ist Situation der Niederdruck Kraftwerke in der Schweiz Modell hnlichkeit und Massstabseinfl sse werden im Kapitel 3 besprochen sowie die Versuchsanlage die Messeinrichtung und die Resultatermittlung erkl rt Im Kapitel 4 werden die Resultate der Modellversuche bez glich des Einflusses der Ver bauung Schr ganstr mung Verlegung und Turbulenz pr sentiert und analysiert Die Berechnungsformeln werden hergeleitet und diskutiert Die Handhabung der neuen Beziehung deren G ltigkeitsb
168. e d nergie augmente de mani re pro nonc e dans ces secteurs Une nouvelle formule pour calculer les pertes d nergie la grille devant la prise d eau est d riv e des param tres significatifs mentionn s Cette formule devrait faciliter l estima tion de mani re pratique des pertes r elles d nergie hydrom canique et d en tenir compte pour le fonctionnement la s curit et la rentabilit de l installation 1 Einleitung 1 1 Einleitung 1 1 Problemstellung Unmittelbar vor den Eintritts ffnungen von Niederdruck Wasserkraftwerken wird im Normalfall ein Einlaufrechen angeordnet Die Rechenst be stehen meist in Abst nden von ca 20 bis ca 300 mm senkrecht zur mittleren Hauptzustr mungsrichtung und m ssen durch Quertr ger gehalten werden Der h ufigste Stabquerschnitt weist eine rechteckige Form auf doch finden auch angeschr gte oder gerundete Formen in der Praxis Verwen dung Zweck der Rechen ist das Auffangen und R ckweisen von Schwimm und Schwebstof fen die den Leitapparat verstopfen oder die Turbinen besch digen k nnten Trotz heutzu tage leistungsstarker Rechenreinigungsmaschinen sind Teilverlegungen einzelner Rechen felder h ufig Dies ist eine der Ursachen die die str mungsbedingten Energieverluste am Rechen zus tzlich und berproportional anheben Bereits vor Jahrzehnten wurden Formeln f r die Str mungsverluste an Rechen publi ziert einige haben sich mittlerweile in der Praxis fest verankert dazu
169. e einer Begehung w h 6 Naturmessung 192 rend einer Revision konnte an den Rechenst ben ein aus kleinen Muscheln und Algen be stehender Belag festgestellt werden der das urspr ngliche Fischbauch Profil zu einem an n hernd rechteckf rmigen Profil ver ndert hat Zus tzlich ist der urspr nglich abgerundete Stabkopf durch den Abrieb infolge der Rechenreinigung ann hernd eckig Wird f r die Berechnung mit den Gl 6 1 Gl 6 2 der Stabformbeiwert f r das recht eckige Rechenstabprofil Stabformen 1 k 1 Tab 5 1 kr 2 42 als Extremwert einge setzt liegen diese Werte ber denen aus der Naturmessung Die in der Natur wirksame Stabform liegt somit zwischen den beiden extremen Stabformen Fischbauch und Rechteck Als weitere Ursache dass die Berechnung unter der Annahme eines Fischbauchprofils gegen ber der Naturmessung zu hohe Verlustbeiwerte ausweist ist die Genauigkeit der Naturmessung selber Sowohl vor als auch nach dem Rechen ist der Abfluss mehr oder weniger stark gewellt Bei einer erforderlichen Genauigkeit die hier in diesem Fall im Einmillimeter Bereich liegt ist es beinahe unm glich dies zuverl ssig zu erf llen Hinzu kommt dass nach dem Rechen durch die Transport ffnung der Wasserspiegel aufgrund der Tiefe und der schlechten Einsehbarkeit nur mit M he zu erfassen war Als weitere m gliche Ursache kommen die f r die Verlustbeiwerte des Einlaufs und der Umlenkung getroffenen Annahmen in Frage Die Summe die
170. e ist es n tzlich den Zusammenhang zwischen dem Verbauungs grad P dem Verlegungsgrad V und dem Blockierungsgrad B zu kennen Dieser ist in Abb 4 16 dargestellt und l sst sich mit Gl 4 10 gut ann hern Die kleinen Abweichungen erge ben sich daraus dass die Abdeckung der horizontalen Abstandhalter durch die Verlegung je nach Verlegungsart verschieden ist Die detaillierten aus der Geometrie ermittelten Blo ckierungsgrade f r die einzelnen Modellrechen sind im Anhang B Tab B 10 aufgef hrt B P 1 P V Gl 4 10 Dabei entspricht ein theoretischer Wert von B bzw 1 einer 100 igen Abdich tung des Rechens es kann kein Wasser mehr durch den Rechen fliessen Blockierungsgrad N herungsgeraden nach Gi 4 11 T T T T 0 8 E 0 7 Bechen D P 0 55 0 6 0 5 EE 0 4 0 3 N herungsgeraden nach GI 4 11 0 2 0 1 0 25 0 0 0 05 0 1 0 15 0 2 Abb 4 16 Abh ngigkeit des Blockierungsgrades von der Verlegung und der Verbauung f r die untersuchten Modellrechen A gr sste lichte Rechenstabweite bis D kleinste lich te Rechenstabweite Rechen A Rechen B Rechen Rechen D P B P B P B 0 19 0 190 0 34 0 340 0 46 0 460 0 55 0 550
171. e les pertes d nergie calcul es avec ces formules sont souvent beaucoup plus basses que les pertes qui se produisent effectivement Cette diff rence s explique par le fait que les relations simplifi es consid r es dans ces formules ne tiennent pas compte de tous les param tres de perte essentiels Les recherches faites dans le cadre de ce travail se concentrent sur l tude de litt rature sp cialis e de questionnaires d essais sur maquette et de mesurages dans la nature sur les param tres examin s pour la premi re fois comme l am nagement le colmatage les inho mog n it s du flux en plus du flux inclin qui a d j t tudi par d autres auteurs En qui concerne d autres param tres significatifs comme la forme des barreaux de la grille ou l inclinaison verticale de grille les r sultats des auteurs connus ont t adopt s Les r sultats d investigation sont tonnants et claircissent quelques corr lations Quelques uns des r sultats sont en contradiction avec des hypoth ses soutenues jusqu ici quelques autres les confirment Les essais sur maquette ont t projet s et r alis s de telle mani re que les r sultats peuvent sans probl mes tre transmis dans la nature Le degr total de l am nagement de la grille r sulte des barreaux de la grille des l ments stabilisateurs de la grille et des supports de la grille Il atteint entre 10 et 40 pour les centrales hydro lectriques en Suiss
172. e und k nnen allgemein per Definition mit Gl 5 1 angeschrieben werden 2 Ab 6 5 1 2g wobei der Verlustbeiwert folgendermassen angeschrieben werden kann Ku Gl 5 2 Dabei entspricht Gesamtverlustbeiwert resultierend aus den relevanten Verlustfaktoren vn mittlere Anstr mgeschwindigkeit in der unverbauten Rechenebene g Erdbeschleunigung 9 8 1m s Dave Verlustbeiwert infolge Verbauung Schr ganstr mung Rechenverlegung V und Win kel Durch die Angabe der Indizes wird angezeigt welche verlustrelevanten Parameter ber cksichtigt wurden Cp Verlustbeiwert infolge der Verbauung Basiswert f r die Berechnung des Gesamtver lustbeiwertes ks Verlustfaktor infolge der Schr ganstr mung ky Verlustfaktor infolge der Rechenverlegung ka Verlustfaktor infolge des Winkels o Hydraulische Modellversuche Naturmessungen und das Literaturstudium haben erge ben dass der Verlustbeiwert f r eine gen gend genaue Absch tzung des Energieverlus tes am Einlaufrechen Ahr folgende Parameter beinhalten muss Stabformbeiwert kr nach Kirschmer Verbauung P Schr ganstr mung Verlegung V Winkel o zwischen mittlerem Stromfaden und Rechenebene siehe Abb 5 1 Am hydraulischen Modell wurden systematisch die Parameter Verbauung P Schr gan str mung Verlegung V und die Str mungsinhomogenit ten ausgedr ckt durch den Tur bulenzgrad
173. ebauten Rechen und ein anderes Mal mit eingebautem Rechen ermitteln Die Differenz dieser beiden Werte unter Ber cksichtigung der Geschwindigkeitsh hen w rde dann dem eigentlichen Rechenverlust entsprechen Dies aber ist in der Praxis nicht m glich Somit besteht die Gefahr dass andere nicht dem ei gentlichen Rechenverlust entsprechende Energieverluste in der Berechnung ungewollt mit ber cksichtigt werden Dabei kann es sich zum Beispiel um Einlaufverluste handeln wel che je nach Art der Einlaufgeometrie nicht zu vernachl ssigende Werte annehmen k nnen Aber auch an den Dammbalkennuten k nnen erhebliche Verluste entstehen Fliessgeschwindigkeit Die Fliessgeschwindigkeit im unverbauten Rechenquerschnitt welche zur Ermittlung des Verlustkoeffizienten Gr herangezogen wird wird im Normalfall aus dem Durchfluss ermittelt und der Durchfluss wiederum wird aus der Leistung ab Generator oder Trafo be rechnet Es liegt auf der Hand dass durch die Annahmen des Wirkungsgrades von Turbine 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 71 und Trafo gewisse nicht zu vernachl ssigende Unsicherheiten vorhanden sind Diese wir ken sich besonders stark aus geht die Geschwindigkeit bei der Berechnung des Verlustko effizienten doch mit dem Quadrat ein Rechenverlegung Je nach Einzugsgebiet des Flusses an dem das Kraftwerk liegt und der Jahreszeit zu der die Messung stattfindet kann es zwischen den Rechenreinigungsintervallen zu bedeuten de
174. echens bestimmt werden Bestimmung graphisch Mit Hilfe des aus den Konstruktionspl nen und Gl 5 4 bestimmten Verbauungsgrades P kann der Verlustfaktor kp f r verschiedene Stabformen Abb 5 2 aus der Abb 5 3 gra phisch ermittelt werden VerlustbeiwertQ 2 5 1 5 0 5 0 01 0 15 0 2 0 25 0 3 0 35 0 4 0 45 0 5 0 55 Abb 5 3 Darstellung des Verlustbeiwertes in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades f r ver schiedene Rechenstabformen nach Abb 5 2 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 163 5 2 2 _Verlustfaktor infolge horizontaler Schr ganstr mung Bestimmung von ks rechnerisch Der Verlustfaktor ks infolge einer horizontalen Schr ganstr mung kann mit folgender Gleichung berechnet werden 5 SESCH Gl 5 5 Die darin enthaltenen Parameter sind wie untenstehend definiert ks Verlustfaktor infolge einer Schr ganstr mung Winkel der mittleren horizontalen Schr ganstr mung P Verbauungsgrad des Rechens ermittelt aus den Konstruktionspl nen und mit Hilfe der Gl 5 4 Der Winkel der horizontalen Schr ganstr mung l sst sich in der Praxis bei einem be stehenden Kraftwerk entweder visuell absch tzen dadurch werden jedoch nur die oberfl chennahen Str mungen erfasst oder er wird mittels einer Messung z B mit einer 3 D Ult raschallsonde bestimmt In der Projektierungsphase hingegen soll der Winkel der horizon
175. ei Neigungswinkeln von 45 60 75 90 und bei Geschwindigkeiten von 0 5 bis 1 5m s durch Die untersuchten Stabformen sind in Abb 2 31 dargestellt Sie fassten deren Ergebnisse in der Formel 5 Abh k Gl 2 26 R 2g Fell S b zusammen worin s der Stabdicke b der lichten Stabweite und vr der Anstr mge schwindigkeit vor dem Rechen entspricht Die Versuchsergebnisse f r den Beiwert kren sind aus Tab 2 7 zu entnehmen 62 4 50 71 76 5 50 3 58 2 __ 2 T 62 65 65 6 6 Abb 2 31 Von Fellenius amp Lindquist 1929 untersuchte Stabquerschnitte Abmessungen in mm Profilform A Tab 2 7 Beiwerte kr nach den Versuchen von Fellenius amp Lindquist 1929 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 49 2 4 5 Escande Escande 1947 ber cksichtigt erstmals physikalische Aspekte wie Strahlkontraktion und Abl sungserscheinungen F r die f nf in Abb 2 32 unterschiedlichen Rechenstabpro file hat er die zugeh rigen Einschn rungsbeiwerte m empirisch ermittelt Zur Berech nung der Verlusth he Ahr zieht Escande die Abstr mgeschwindigkeit heran Die Glei chung lautet 2 2 A a 1 GI 2 27 2g K m pa GI 2 28 E e Dabei entspricht E der lichten Stabweite und e der Stabdicke Der Einschn rungsbei wert m kann aus Abb 2 32 in Abh ngigkeit der Stabfor
176. eide ausgebildete Blechrinnenkopf ragte 6 5 cm ber die Drehachse der zu untersuchenden Rechen hinaus Die Rechenst be waren wie die Blechrinne 40 cm hoch und wurden mit ihrem unteren Ab standsstreifen in eine Aussparung der Blechrinnenschneide gesetzt Mit einem weiteren Abstandsstreifen am Kopf der Rechenst be der mit der Betonrinnenwand durch eine ge lenkige Verschraubung verbunden war konnte jede beliebige Schr gstellung der Rechen st be eingestellt werden Der Winkel der Schr ganstr mung konnte durch Drehen der St be von 0 bis 90 variiert werden Da bei starker Schr gstellung der relativ langen Rechen st be das wirksame Verbauungsverh ltnis der Randst be zu stark durch die nicht verstell baren Seitenw nde der Blechrinne beeinflusst wird wurden nur wenige Messungen f r Anstr mwinkel gr sser gleich 45 ausgef hrt Auch bei einer Drehung der Rechenst be bis zu 45 engen die in der Nachbarschaft der Blechrinnenw nde stehenden St be beson ders bei geringen lichten Rechenstabweiten die Randquerschnitte mehr oder weniger stark ein Der Widerstand des Rechens wird dadurch erh ht Zur Verringerung dieses Einflusses wurde entweder das Randverbauungsverh ltnis kleiner gew hlt als das Verbauungsver h ltnis des brigen Stabgitters oder es wurden bei gr sseren Anstr mwinkeln die Rand st be entfernt Bedingt durch den geschilderten Versuchsaufbau ist die Str mungsrichtung bei Zim mermann vor dem Rechen dieselbe wie
177. el welche quasi als Verlegung wir ken gelten Der Rechen wird dann lokal an dieser Stelle nicht oder nur sehr wenig durch flossen Die Gl 4 5 ist anhand von Messungen bis zu einer Schr ganstr mung 30 empirisch ermittelt worden Aufgrund des stetigen Kurvenverlaufs darf sie jedoch bis zu in der Praxis blichen Schr ganstr mungen von ca 45 extrapoliert werden Rechen Tab 4 7 Gesamtverlustbeiwert nach Gl 4 3 Verlustbeiwert infolge Verbauung P nach Gl 4 2 und Verlustfaktor ks infolge Schr ganstr mung nach Gl 4 5 jeweils f r die einzelnen Rechen und f r 15 und 30 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 110 Aus Tab 4 7 ist ersichtlich dass f r eine Schr ganstr mung von 6 159 beim Rechen A der Verlustbeiwert infolge der Schr ganstr mung gegen ber frontaler Anstr mung um 55 erh ht wird Bei einer Schr ganstr mung von 30 steigert sich dieser f r Rechen A um 155 Die Schr ganstr mung ist in diesem Fall verlustdominierend Hingegen bei Re chen mit hohem Verbauungsgrad Rechen C und D wird die Schr ganstr mung nicht ver lustdominierend Es darf die einfache Schlussfolgerung gezogen werden je kleiner der Verbauungsgrad und je gr sser der Winkel der Schr ganstr mung ist umso dominierender wird der Einfluss der Schr ganstr mung auf den Gesamtverlust Da in der Praxis die meisten Rechen Verbauungsgrade P aufweisen d
178. em des Rechen A Dies h tte zum Beispiel zur Folge dass bei der Berechnung des Energiever lustes f r so einen Rechen mit herk mmlichen Beziehungen z B Kirschmer nur etwa 30 bis 50 der effektiven Verbauungsfl che in Rechnung gestellt werden Dies ist sicherlich einer der massgebenden Gr nde weshalb in der Regel die Energieverluste am Rechen in der Praxis stark untersch tzt werden 4 2 2 Ergebnisse Die Ergebnisse der Versuche zur Verbauung P sind in der Abb 4 4 dargestellt und die Teil und Endergebnisse im Anhang B Tab B 3 tabellarisch aufgelistet Zu erkennen ist dass der Verlustbeiwert unabh ngig von der Geschwindigkeit Rey nolds Zahl ist und lediglich vom untersuchten Rechen sprich Verbauungsgrad P abh ngt Mit steigendem P nimmt berproportional zu Die Abb 4 4b zeigt die ermittelte N he rungskurve welche durch folgende Funktion ausgedr ckt werden kann Ke 1 4 2 Dabei entspricht Verlustbeiwert des Rechens infolge der Verbauung P kr Stabformbeiwert nach Kirschmer Abb 2 19 P Verbauungsgrad nach Gl 4 1 Die Funktion nach Gl 4 2 weisst gegen ber den Messwerten eine Korrelation von 0 99 auf und erf llt die Randbedingungen 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 100 000 1 gt Verbauung Verbauung 4 T T T T T T T T T T T
179. emeines Rechengeometrie Rechenanstr mung Energieverlust am Rechen Rechenreinigung Rechengut Von den 88 angeschriebenen Kraftwerken haben 43 den Fragebogen beantwortet In der tabellarischen Zusammenstellung in Tab A 2 im Anhang A sind die wichtigsten Kennda ten der Einlaufrechen aufgelistet 2 6 3 Statistische Betrachtungen Im Folgenden werden einige einfache statistische Betrachtungen hinsichtlich der Re chenanstr mung und geometrie f r die mittels Fragebogen erfassten Niederdruck Kraftwerke in der Schweiz durchgef hrt Rechenstabdicke s Rechenstabl nge Smittel mm 13 2 9 Extrem und Mittelwerte der Rechenstabdicke s und l nge Lichte Rechenstabweite b Verbauungsgrad P Dame in mm 90 0 22 Tab 2 10 Extrem und Mittelwerte der lichten Rechenstabweite b und des Verbauungsgrades 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 65 Vertikale Rechenneigung 07 Mittlerer Winkel der horizontalen Schr ganstr mung H mittel in 72 10 Tab 2 11 Extrem und Mittelwerte der vertikalen Rechenneigung o und des mittleren Winkels der horizontalen Schr ganstr mung Mittlere Anstr mgeschwindigkeit Verlustbeiwert Ce VRmittel CRmittel m s 1 0 Tab 2 12 Extrem und Mittelwerte der lichten Rechenstabweite b und des Verbauun
180. en Die Bedeutung des Trennpfeilers wird in der Praxis sehr unterschiedlich bewertet Ei nerseits existieren sehr komplizierte Pfeilervarianten anderseits wird der Trennpfeiler bei gewissen Kraftwerken g nzlich weggelassen 5 E Wehrpfeiler t Trennpfeiler Abb 4 27 Anordnung des Trennpfeilers bei einem Blockkraftwerk Neben der halbkreisf rmigen und der elliptischen Pfeilerform existieren viele Spezial formen so zum Beispiel die Pfeilerform nach Rouv 1958 welche aus zwei unterschied lich dimensionierten Viertelellipsen besteht siehe Kap 2 3 3 3 Problematisch ist dass die meisten Trennpfeilerformen nur bei bestimmten Anstr m verh ltnissen eine optimale Wirkungsweise entwickeln ndert sich die Anstr mung we sentlich zum Beispiel durch das Schliessen eines Wehrfeldes so k nnen entlang vom Pfei ler Abl sungen auftreten Deshalb wird die Wahl einer bestimmten Pfeilergeometrie im mer eine Kompromissl sung sein die sich aber in der Folge auch auf die Zustr mung zum Rechen auswirken kann Die mittels Fragebogen erfassten Kraftwerke in der Schweiz lassen sich bez glich Trennpfeilergestaltung grob in folgende Kategorien einteilen siehe Abb 4 28 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 137 Typ 1 Typ TP2 Trennpfeilerkopf Trennpfeilerkopf Wehr Trennpfeiler Abb 4 28 Schemaskizzen m glicher Trennpfeilerausf h
181. en stabweite b nicht mehr zu Das m gliche Maximum des Turbulenzgrades ist erreicht b Abb 4 38 Entwicklung der Wirbelstrasse nach dem Rechen in Abh ngigkeit der lichten Rechen stabweite b mit Hilfe direkter numerischer Simulation Meusburger amp Hermann amp Hollenstein 1999 a lichte Rechenstabweite zu Stabdicke b s 9 b lichte Rechenstabweite zu Stabdicke b s 9 Die Turbulenz nach dem Rechen wird somit in erster Linie durch die Abl sewirbel nach den Rechenst ben hervorgerufen Da der Rechen D deutlich mehr Rechenst be aufweist als der Rechen A ist dort deshalb auch der Turbulenzgrad gr sser Zusammenfassend zeigt die Abb 4 39 die Entwicklung des mittleren Turbulenzgrades Tum in der x y Ebene entlang des Trennpfeilers p 1200 mm Aufgetragen sind je weils die gemittelten Werte Vor dem Rechen h ngt der Turbulenzgrad in erster Linie von der Trennpfeilerform eckig oder rund ab Der Turbulenzgrad vor dem Rechen betr gt im betrachteten Fall bei einem eckigen Pfeilerkopf ca 0 6 6 und bei der runden Form ca 0 3 3 Nach dem Rechen wird der mittlere Turbulenzgrad in der x y Ebene durch den Verbauungsgrad P des Rechens bestimmt Es gilt je h her der Verbauungsgrad P je gr sser der Turbulenzgrad Tum siehe auch Abb 4 37 Dieser Turbulenzgrad unmittelbar nach 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 149 dem Rechen nimmt dann jedoch mit steigender Entfernung vom Rechen ins Unterwasser wieder ab und w
182. en dem Rechenverlust noch andere Verluste auftreten Dies k nnen z B Einlauf Umlenk und Reibungsverluste sein Da im Normalfall die beiden Messebenen nur wenige Me ter auseinander liegen darf der Reibungsverlust im Allgemeinen vernachl ssigt wer den Der rtliche Einlauf bzw Umlenkverlust kann durch untenstehende Gl 2 11 be stimmt werden u C 1 Gi 2g Dabei m ssen aus der Literatur z B del cik 1979 Dracos 1990 Bollrich 2000 geeignete und plausible Verlustbeiwerte bestimmt werden 13 Die Energieverlusth he Ahr durch den Rechen ergibt sich somit aus der Differenz der Energielinienh hen vor Her und nach dem Rechen unter Ber cksichtigung eventuell auftretender sonstiger Verluste wie Einlauf und Umlenkverluste und kann mit Gl 2 6 bestimmt werden Ah 14 Der Rechenverlustbeiwert l sst sich abschliessend durch G1 3 10 berechnen 7 Zusammenfassung und Ausblick 197 7 Zusammenfassung und Ausblick 71 Zusammenfassung 711 Vorbemerkungen Gegenstand dieser Arbeit ist die Entstehung und die der Realit t entsprechende praxis gerechte Erfassung des Energieverlustes am Einlaufrechen Insbesondere der Einfluss der Verbauung durch die Rechenkonstruktion die m gliche Schr ganstr mung eine allf llige Verlegung infolge Treibgut und Str mungsinhomogenit ten wurden systematisch am Mo dell und teilweise in Natur untersucht Die hier pr
183. en wesentlichen Einfluss auf die Rechen verluste und kann mittels der Kontinuit tsgleichung ermittelt werden Schwieriger gestaltet sich die Ermittlung der lokalen Geschwindigkeitsverteilung wie zum Beispiel um Trenn pfeiler in diesem Fall wird die Geschwindigkeit h ufig mittels Modellversuchen ermittelt Die Anstr mgeschwindigkeit geht im Quadrat in die Formeln f r die Rechenverlustbe rechnung ein Die Anstr mgeschwindigkeit unterliegt zwei gegenl ufigen Kriterien e Einerseits sollte die Anstr mgeschwindigkeit klein gew hlt werden damit die Rechenverluste Ahr m glichst klein ausfallen e anderseits sollte die Anstr mgeschwindigkeit gross sein damit die Querschnittsfl che des Einlaufbereiches klein wird In modernen Hochleistungs Niederdruckanlagen rechnet man mit einer auf den ganzen Einlaufquerschnitt Brutto Rechenfeldfl che bezogenen mittleren Geschwindigkeit von 0 9 bis 1 2 m s Vom Mittelwert stark abweichende Geschwindigkeitsspitzen f hren zu erh hten Ver lusten am Einlaufrechen und auch zu einem tieferen Wirkungsgrad der Turbine Turbinen hersteller haben dazu verschiedene Anforderungen formuliert bei deren Einhaltung sie Ga rantieversprechen f r den Wirkungsgrad abgeben siehe Tab 2 4 Die Anforderungen der Turbinenhersteller an das Geschwindigkeitsfeld beziehen sich im Normalfall auf die Dammbalkenebene welche sich nach dem Rechen befindet und weniger auf das Ge schwindigkeitsfeld vor dem Rechen Jedoch
184. ereich und erforderliche Ein schr nkungen sind die wesentlichen Bestandteile des Kapitels 5 Im Kapitel 6 wird eine der durchgef hrten Naturmessungen beschrieben deren Ergebnis se mit denen aus der Berechnung verifiziert und eine Wegleitung f r eine m gliche Na turmessung angegeben Eine Zusammenfassung der Resultate inklusive Ausblick erfolgt schliesslich in Kapitel 7 Kapitel 8 beinhaltet das Literaturverzeichnis w hrend das Kapitel 9 mit dem Symbolver zeichnis die Arbeit abschliesst 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 5 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 2 1 Der Rechen 2 1 1 Zweck des Rechens Die Hauptaufgabe der in Wasserkraftwerken installierten Rechen ist es die hydrauli schen Maschinen vor gewissen vom Wasser mitbewegten Festk rpern zu sch tzen Die Unterteilung dieser Feststoffe ihre Definition und die Transportart sind in Abb 2 1 und Tab 2 1 angegeben Geschwemmsel Geschiebe Schwebstoffe Organ Material gt 1mm Grobsand Kies Steine Anorgan und organ Siedlungsabfall Partikel lt ca 1mm Oberfl chennaher Abflussanteil Mittlerer Abflussanteil Sohlennaher Abflussanteil Abb 2 1 Feststoffe exkl Treibeis und ihre Verteilung ber die Abflusstiefe nach Sch lchli et al 1997 Art Definition Transport Geschwemmsel Partikul res organisches Material mit Durchmesser gt Imm schwimmend Laub Nadeln Grobholz Feinholz Gras Heu Spreu Moose schwebend
185. erl utert Hauptparameter der Untersuchung 6 9 19 34 46 55 0 15 30 0 12 5 25 ca 2 bis 16 4 3 Hauptparameter der Untersuchung und ihr Variationsbereich Der Turbulenzgrad ist nicht beliebig steuerbar und h ngt von den zu untersuchenden Einlaufgeometrien ab Die Stoffeigenschaften wie die Dichte des Wassers pw und die kinematische Viskosit t des Wassers Vw sowie auch die Erdbeschleunigung g als physikalische Konstante sind in Modell und Natur gleich gross und werden f r die vorliegende Modelluntersuchung nicht variiert Die Tab 4 4 gibt deren verwendete Gr sse f r die Untersuchung an Stoffeigenschaften und physikalische Konstanten Pw kg m v ms g m s 998 2 1 004 10 9 81 4 4 Stoffkennzahlen f r das Wasser bei einer Temperatur Tw von 20 C g Erdbeschleu nigung 4 1 2 Untersuchung auf Massstabseinfl sse In Kap 3 2 2 wurde der Einfluss des Modellmassstabes auf die Ergebnisse der hydrauli schen Modellversuche ausf hrlich erl utert Dabei konnte anhand verschiedener Literatur quellen aufgezeigt werden dass der Einfluss der f r das vorliegende Problem massgeben den Kr fte Tr gheitskraft Schwerkraft Z higkeitskraft und deren Verh ltniszahlen Froude Zahl Reynolds Zahl keinen Einfluss auf die Entstehung der Energieverluste am Einlaufrechen aus ben Diese Aussagen sind jedoch nur bedingt bertragbar da sie
186. es abh ngig Zur Unterscheidung wird mit der Winkel zwischen der Horizontalen und der Re chenebene eingef hrt Einlaufrechen k nnen vertikal oder geneigt angeordnet werden In kleineren Kraftwer ken fr herer Bauart wurde der Rechen h ufig mit einer Neigung o bis zu 45 ausgebildet was die manuelle Rechenreinigung stark vereinfacht hat In Kraftwerken moderner Bauart mit maschineller Rechenreinigung betr gt der Winkel normalerweise 70 bis 90 wobei zu bemerken ist dass die lotrechte Bauart o 90 in den USA h ufiger angewendet wird als in Europa F r Rechenreinigungsmaschinen g nstig haben sich Neigungen zu 75 er wiesen Versuchsdurchf hrungen von Kirschmer 1926 haben gezeigt dass der Verlust an Ein laufrechen mit sina zur ck geht Der Winkel o zwischen mittlerem Stromfaden und Re chenebene bewegt sich im Normalfall zwischen 70 und 100 Seit Einf hrung der maschinellen Reinigung der Rechen wird in den USA aus wirt schaftlichen Gr nden der Rechen h ufig lotrecht eingebaut Dies verk rzt einerseits die Einbaul nge des Rechens selber und anderseits auch die Baul nge des Einlaufbauwerkes was bei hohen Kraftwerkseinl ufen zu betr chtlichen Minderkosten f hren kann 2 3 2 6 Verbauungsgrad P Die verbaute Fl che Ap des Rechenfeldes resultiert aus der in Hauptstr mungsrichtung projezierten Fl che aller Konstruktionsteile des Rechens GI 2 13 Dabei entspricht Ars der verba
187. everluste am Einlaufrechen Theorie und Praxis Wasser energie luft eau Energie air 93 Jahrgang Heft 11 12 pp 297 302 CH 5401 Baden Meusburger H amp Speerli J amp Hermann F 1998 Energieverluste an Einlaufrechen von Flusskraftwerken Beitr ge zum Symposium Planung und Realisierung im Wasserbau Berichte der Versuchsanstalt Obernach und des Lehrstuhls f r Wasserbau und Wasser wirtschaft der Technischen Universit t M nchen Heft 82 pp 105 117 Meusburger H amp Speerli J amp Volkart P 1999 Untersuchung ber den Einfluss der Geo metrie und Anstr mung von Einlaufrechen auf den Betrieb von Wasserkraftwerken un ver ffentlicht Schlussbericht der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glazi ologie der ETH Z rich VAW an die Vereinigung Deutscher Elektrizit tswerke VDEW Bericht Nr 4109 im Auftrag der Vereinigung Deutscher Elektrizit tswerke VDEW Meusburger amp Volkart amp Minor H E 2001 A New Improved Formula for Calculat ing Trashrack Losses Proceedings 29 IAHR Congress Beijing China 8 Literaturverzeichnis 206 Meusburger amp Volkart amp Minor H E 2001 Verbesserte Bestimmung von Energie verlusten an Einlaufrechen von Flusskraftwerken Beitr ge zum Symposium Betrieb und berwachung wasserbaulicher Anlagen Schriftenreihe zur Wasserwirtschaft Band 34 Technische Universit t Graz 2000 Meusburger H amp Volkart P 1999
188. f rmige Rechenstabprofile verwendet Str mungsg nstige Einzelst be weisen einen erheblich geringeren Verlustbeiwert auf als Rechteckst be k nnen aber hinsichtlich Stabschwingungen kritischer sein und eventu ell Schwingungen ganzer Rechenfelder anregen Wirtschaftliche Abw gungen k nnen dazu f hren str mungsg nstige Rechenst be zu verwenden In Abb 2 19 sind Stabformen welche von Kirschmer 1926 hinsichtlich ihres Str mungswiderstandes untersucht wurden dargestellt Die Stabformbeiwerte wurden von Kirschmer f r Stabgruppen ermittelt Spangler 1928 hat etwas niedrigere Stabformbei werte erhalten dies ist auf die Tatsache zur ckzuf hren dass Spangler die Fliessge schwindigkeit nach dem Rechen in Betracht zieht und Kirschmer unmittelbar vor dem Re chen Spezielle Versuche zur Ermittlung der Stabformbeiwerte wurden von Spangler je 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 29 doch nicht durchgef hrt Zimmermann 1969 und andere Autoren haben die Stabformbei werte von Kirschmer bernommen I 000000 0 58 058 Abb 2 19 Anstr mung m gliche Form und Abmessungen von Rechenst ben nach Kirschmer 1926 25 35 3 55 1 55 gt 2 55 105 Die zugeh rigen Stabformbeiwerte kr f r frontale Anstr mung 8 0 sind in Tab 2 3 aufgef hrt kr 2 42 1 83 1 67 1 04 0 92 0 76 1 79 Tab 2 3 Stabformbeiwert kr bei frontaler Anstr mung nach Kirschmer 1926 Dara
189. faktor Rechen 8 Gruppe Verlustfaktor Rechen D Le mI Es il v Fr ISS ER ITT ITT KE TA ek Fl Bel 8 7 7 8 D 7 na Bere 6 Sr E 5 J P E J 4 Be EE S 5 O J C 2 J 3 EE Trendlinie F et Rechen u RR 4 EL F vn F e 1 L LL L L I I LL 1 _ _ L I I I 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 d Abb 4 21 Einfluss der Verlegung V auf den Verlustfaktor f r Verlegungsarten aus Gruppe 1 a f r Rechen A Verbauungsgrad P 0 19 lichte Rechenstabweite b 45mm b f r Rechen B Verbauungsgrad P 0 34 lichte Rechenstabweite b 15mm f r Rechen Verbauungsgrad 0 46 lichte Rechenstabweite b 7 5mm d f r Rechen D Verbauungsgrad P 0 55 lichte Rechenstabweite b 5mm 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 127 Der Verlustfaktor infolge einer Verlegung l sst sich mit der Gl 4 13 beschreiben Ky 1 5 2 P Gl 4 13 1 V Dabei entspricht Verlustfaktor infolge Verlegung aus Gruppe 1 P Verbauungsgrad nach Gl 4 7 Verlegungsgrad nach Gl 4 8 Die Gl 4 13 besitzt gegen ber den Messwerten eine Korrelation von 0 97 und erf llt die Randbedingungen 0 1 1
190. fluss der Froude und der Reynoldszahl auf die Entstehung der Energieverluste am Einlaufrechen berpr ft werden Daraus folgt dass der Energieverlust des Einlaufrechens eine Funktion der folgenden Gr ssen sein muss Ah f s 6 b k 0 P v 8 Tu V g p Gl 3 1 Diese Parameter m ssen in einem hydraulischen Modell ausreichend wiedergegeben werden Die Anzahl der Einflussgr ssen der Gleichung kann reduziert werden wenn fol gende Vereinfachungen zugelassen werden Der Rechenverlust ist nach Kirschmer 1926 bei konstantem Verh ltnis s b un abh ngig von der Rechenstabdicke s Dies gilt insofern als dass die Stabdicke s die in der Praxis blichen St rken nicht massgeblich berschreitet Da sich die hydrauli schen Modelluntersuchungen an in der Praxis blichen Rechenstababmessungen ori entieren wird die Stabdicke s konstant gehalten Bei frontaler Anstr mung 0 09 ist der Rechenverlust nach Kirschmer von der Ober fl chenreibung unabh ngig und somit die Stabl nge als verlustrelevanter Parameter vernachl ssigbar Bei schr ger Anstr mung 8 gt 0 hat sowohl Spangler 1928 als auch Zimmermann 1969 eine Abh ngigkeit des Rechenverlustes von der Stabl nge festgestellt Ist der Einfluss der Stabl nge auf den Rechenverlust f r den Bereich 6 lt noch vernachl ssigbar wird er f r den Bereich b gt gross und muss nach Zimmermann 3 Methode der experimentellen Untersuchung 74
191. fsohlenformen b Verlustfaktor kr in Abh ngigkeit der Verbauung P Der Mittelwert von kr 1 03 Die in Abb 4 41b eingetragene Trendlinie f r den Verlustfaktor ist konstant ber den Verbauungsgrad und somit unabh ngig von diesem Der Verlustfaktor 1 03 ist nur unwesentlich gr sser als 1 3 was im Bereich der Messgenauigkeit liegt Im Folgenden werden auch f r diesen Fall der Untersuchung der Einlaufsohlenformen der mittlere Tur bulenzgrad und dessen Verteilung einer n heren Betrachtung unterzogen 4 5 3 2 Turbulenzgrad Im Fall der Untersuchung ber den Einfluss der Einlaufsohlenform auf die Energiever luste des Einlaufrechens erfolgt die detaillierte Geschwindigkeitsmessung Turbulenzer mittlung lediglich in den Messebenen unmittelbar vor dem Rechen und MES un mittelbar nach dem Rechen Da sich die St rung welche die zus tzliche Turbulenz in der x z Ebene erzeugt unmittelbar vor dem Rechen angebracht ist Kann an dieser Stelle auf die Messungen in den Messebenen MEI 2 und verzichtet werden Die mittlere Turbulenzgradverteilung Tum in der x z Ebene vertikale Ebene unmit telbar vor dem Rechen 4 in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades ist in Abb 4 42 dargestellt Sie variiert je nach untersuchter Sohlenkonfiguration zwischen ca 0 02 2 und 0 16 16 Die Turbulenzgrade bei der in Kap 6 beschriebenen Naturmessung wei sen in etwa dieselbe Gr ssenordnung vor Die gr
192. ftwerk mm mm mm Im a m s m 4 Letten 8 80 100 r 0 12 78 0 40 0 88 0 10 2 53 5 H ngg 10 100 68 0 24 60 0 52 1 13 0 15 2 30 6 Dietikon 8 80 72 r 0 16 71 0 328 1 32 0 01 0 11 7 Wettingen 15 150 70 0 22 85 0 600 1 50 0 20 1 74 8 Aue 12 80 68 s 0 23 55 0 342 1 00 0 02 0 39 9 Kappelerhof 12 80 70 s 0 27 75 0 646 1 20 0 20 2 73 10 Schiffm hle 10 80 80 0 17 73 0 252 1 50 0 05 0 44 11 Turgi BBC 15 100 80 s 0 21 75 0 136 1 001 0 05 0 98 13 Turgi Stroppel 8 30 25 r 0 23 70 0 201 1 00 0 05 0 98 Rhone 5 Profil P T VR Ahr Nr Kraftwerk mm mm mm m s m 3 Chancy Pougny 8 80 70 r 0 21 87 0 88 0 701 0 04 1 60 4 Goule 10 60 30 r 0 31 65 30 100 1 00 0 20 3 92 Tab 2 Rechenverlustrelevante Parameter der Einlaufrechen von 43 Niederdruckkraftwerken in der Schweiz welche den Fragebogen beantwortet haben Verbauungscharakteristik der Einlaufrechen Aer m Gesamtfl che des Rechenfeldes Ars m Verbauungsfl che durch die Rechenst be m Verbauungsfl che durch die Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen Rechentr ger Verbauungsgrad Ars Arst Aan Anteil der Rechenst be am Verbauungsgrad Anteil der Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger am Ver baungsgrad
193. g von Rechenst ben hinsichtlich der Verh tung von Schwingungen dar Die Frequenz der periodischen Wirbelabl sung ist unter anderem proportional zur Fliessgeschwindigkeit Mit steigender Fliessgeschwindigkeit wird die Anregerfrequenz hervorgerufen durch die periodische Wirbelabl sung gr sser und mit ihr die Schwingungsgefahr des Rechenstabes Damit keine Resonanzschwingungen mit sehr grossen Amplituden entstehen ist der Re chen hoch abzustimmen Das heisst die massgebende Eigenfrequenz des Rechens muss mit einem bestimmten Sicherheitsabstand ber der zu erwartenden Anregerfrequenz liegen Schleiss 1985 schl gt folgende Bedingung vor lt 0 6 0 65 f GI 2 15 Dabei entspricht fa der Anregerfrequenz und fg der Eigenfrequenz des Rechenstabes oder des Rechenstabpaketes Die Anregerfrequenz des str menden Wassers ist proportio nal zum Verh ltnis der Anstr mgeschwindigkeit vr zur Rechenstabdicke s wobei die Pro portionalit t durch die so genannte Strouhal Zahl S gegeben ist paz Gl 2 16 Dabei entspricht fa der Anregerfrequenz des Wassers 5 der Strouhal Zahl vr der An str mgeschwindigkeit und s der Rechenstabdicke F r das Rechenstabprofil i scharfkan tig rechteckig aus der Abb 2 19 betr gt die Strouhal Zahl ca 0 155 und f r das Rechen stabprofil f fischbauchf rmig ca 0 275 Detaillierte Erl uterungen zur Bemessung der Einlaufrechen gegen Schwingungen sind in der Literatur unter anderem bei Schleiss 1985
194. gef hrten Naturmessungen konnte ein reicher Erfahrungsschatz ge sammelt werden Nicht immer ist es m glich die Energieverlusth he des Rechens zu verl ssig zu ermitteln Einerseits liegen die Gr nde darin dass der Wasserspiegel nach dem Rechen oft nur in der dort vorhandenen Dammbalkennut gemessen werden kann 7 Zusammenfassung und Ausblick 198 und dort Druckabfluss herrscht Durch die geometrische Formgebung des bergang bereichs Prallwand Einlaufhaube bzw Dammbalkennut Einlaufhaube ist in der Dammbalkennut ber oder Unterdruck m glich Dies f hrt dann an dieser Stelle zu einem Wasserspiegel der nicht den eigentlichen Druckverh ltnissen entspricht Be dingt dadurch ist eine Naturmessung in so einem Fall nicht zweckm ssig Anderseits treten zwischen den zwei Messebenen neben dem zu ermittelnden Re chenverlust noch andere schwer erfassbare Verluste wie Einlauf Umlenk und Rei bungsverlust auf W hrend der Reibungsverlust aufgrund der kurzen Fliesstrecke in den meisten F llen vernachl ssigt werden darf sind f r die Ermittlung der rtlichen Einlauf und Umlenkverluste geeignete und plausible Verlustfaktoren anzunehmen Diese so ermittelten Verlusth hen sind dann vom Gesamtenergieverlust zwischen den beiden Messebenen in Abzug zu bringen 71 3 Hydraulische Modellversuche Ein Teil der hydraulischen Modellversuche wurde unter Freispiegelabfluss ein anderer unter Druckabfluss durchgef hrt Die bisher kaum oder gar
195. geh rigen Stabformbeiwerte empirisch am hydraulischen Modell ermittelt Die von ihm untersuchten Stabformen und deren Stabformbeiwerte sind im Kap 2 3 2 4 Abb 2 19 und Tab 2 3 angegeben Kirschmer unterteilt den Gesamtverlust in einen Kontraktionsverlust in einen Verlust durch Oberfl chenreibung und einen Mischverlust nach dem Rechen Zur experimentellen berpr fung des Einflusses der Oberfl chenreibung auf den Verlust hat Kirschmer ver schiedene Stabl ngen untersucht 25 bis 100mm Die Versuche ergaben eine kaum merkbare Abweichung voneinander Die Verluste durch Oberfl chenreibung sind somit vernachl ssigbar Auch f r die Stabdicke s stellt er solange das Verh ltnis Stabdicke s zu lichter Stabweite b konstant ist keine Abh ngigkeit fest Im Zusammenhang mit der Schr gstellung des Rechens zur Horizontalen im Aufriss ist der Verlust proportional zu sing Die Beziehung nach Kirschmer lautet 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 46 E 2 Ah 2 G1 2 23 b 2g Dabei entspricht kr dem Stabformbeiwert Tab 2 3 s der Stabdicke b der lichten Stabweite vr der mittleren Anstr mgeschwindigkeit vor dem Rechen und der Neigung des Rechens gegen die Horizontale Da die Beziehung von Kirschmer die schr ge horizontale Anstr mung nicht ber cksich tigt hat Mosonyi 1966 die Kirschmer Gleichung um einen zus tzlichen Faktor erwei tert Dieser Faktor ist in Abh ngigkeit vom Verh ltnis Stabdicke s
196. gesetzte Form Abb 2 25b 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 39 Str mungsrichtung Str mungsrichtung kleine Viertelellipse ZN g 5 F gt 5 5 gt 40 Grosse R Viertelellipse Abb 2 25 a Trennpfeilerform nach Wittmann amp Gabrecht 1954 b Trennpfeilerform nach Rouv 1958 Godde 1994 hat eine Trennpfeilergestaltung zum Patent angemeldet bei der der als Kreiszylinder gestaltete Trennpfeilerkopf mit der Fliessrichtung rotiert Es entsteht somit ein Unterdruck senkrecht zur Trennpfeilerkopfberandung Magnus Effekt wodurch die Str mung an der Trennpfeilerkopfkontur gehalten und nahezu senkrecht der Rechenebene zugef hrt wird Die Bedeutung des Trennpfeilers wird in der Praxis allerdings unterschiedlich beurteilt W hrend einerseits komplizierte Varianten z B die unterschnittenen Pfeiler oder vorge setzte Leitw nde entwickelt wurden wird bei verschiedenen Kraftwerken auf den Trenn pfeiler v llig verzichtet z B Donaustufe Freudenau und Innstaustufe Langkampfen M ller amp Raemy 1987 kommen in ihrer Untersuchung f r das Kraftwerk Laufenburg am Rhein zum Schluss dass der Einfluss der Einlaufkonfiguration Trennpfeilerform Fluss sohlenkote auf die Geschwindigkeitsverteilungen nach dem Rechen im Allgemeinen ge ring ist Auch k nnen bei Druckabfluss nach dem Rechen im Bereich der Pfeiler so genannte Ran
197. gsgrades P Rechenstabprofil 51 der Rechen besitzen ein Rechenstabprofil mit rechteckigem Querschnitt und schar fen Kanten 35 der Rechenst be weisen einen rechteckigen Querschnitt auf sind am Stabkopf jedoch abgerundet Die restlichen 14 haben ein fischbauchf rmiges Rechen stabprofil 2 6 4 Verbauungscharakteristik der Einlaufrechen F r die Einlaufrechen in der Schweiz liegt der Verbauungsgrad Ars AAn ARF zwischen 0 1 und 0 4 Volkart amp Meusburger 2001 Die urspr nglich freie Eintrittsfl che ohne Rechen zum Einlaufschlauch wird somit durch den Rechen bis zu 40 verbaut Der Verbauungsgrad P resultiert aus der verbauten Fl che der Rechenst be Ars und der Ab standhalter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger Bis auf die Gleichung nach USBR 1977 ber cksichtigen die bekannten Gleichungen jedoch nur den Anteil der Re chenst be dadurch wird je nach Rechen ein massgeblicher Anteil der Verbauungsfl che vernachl ssigt Die einzelnen Anteile der Rechenkonstruktionsteile an der Gesamtverbau ung bewegen sich in folgender Gr ssenordnung siehe auch Abb 2 43 30 lt Ars Ars A n lt 90 Prozentanteil der Rechenst be an der Gesamtverbau ung 10 lt lt 70 Prozentanteil der Abstandhalter Aussteifungdiagona len und Rechentr ger an der Gesamtverbauung wird von den bekannten Gleichungen bis auf USBR 1977 nicht mitber cksichtigt Der durch die bekannten Gleichungen
198. h die einzelnen Rechenst be berlagern und teils aufheben Die dominierende Wirbelstruktur ist in diesem Fall eher 2 dimensional und die Energiedissipation kleiner als bei der horizontalen Verlegung oben bzw unten wo sich die vertikalen Wirbelstrukturen der Verlegung mit den horizontalen Wirbelstrukturen der einzelnen Rechenst be superpo nieren und ein dominierendes 3 dimensionales Wirbelfeld bilden Aus den gemachten Beobachtungen l sst sich somit folgender Schluss ziehen Es liegt in der Natur der Anstr mung dass neben der gleichm ssig verteilten Verlegung Nr 15 und 16 Verlegungen oben z B Geschwemmsel und unten z B Ger ll jeweils mit horizontaler Ausrichtung am h ufigsten vorkommen werden In der Praxis bedeutet diese Tatsache dass mit der Forderung nach engeren Rechen stababst nden nicht nur der Rechenverlust aufgrund der gr sseren Verbauung zunehmen wird durch die zu erwartende st rkere Verlegung von Rechen mit engerem Stababstand werden die Energieverluste stark berproportional ansteigen 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 125 Die bisherigen Erl uterungen zum Einfluss der Verlegung V auf die Energieverluste haben die Verbauung P immer miteinbezogen Der ermittelte Verlustbeiwert resultierte also immer aus dem Einfluss der Verbauung P und der Verlegung V Im Folgenden wird nun der Einfluss der Verlegung V nach Gl 4 12 getrennt betrachtet biy be ky 4 11 Daraus folgt k
199. henstabweite b zu 0 025 D mm bestimmt wer den Ab einem Durchmesser von 5000 mm soll der Faktor sukzessive bis zu einem Durch messer von 8500 mm von 0 025 auf 0 021 verkleinert werden Kaplan und Rohrturbine 300 1 KE E BI TI GE T zz hat Kaz 350 gt an re Rene E Zowski 1960 a b 1 30 D en g i iLe 2 E SE eeng C i C lt 1 8 100 ee ee uh D Fr no 20 C J C 5 0 025 0 b 0 025 bis 0 021 D 2 50 EE a KKK a a K i Voith Siemens Hydro 2001 a 0 Ka Ep KZ I 1 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Laufraddurchmesser 0 mm Abb 2 16 Abh ngigkeit der lichten Rechenstabweite b vom Laufraddurchmesser D f r Kaplan und Rohrturbine nach Zowski 1960 und Voith Siemens Hydro 2001 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 27 Francisturbine Bei Francisturbinen soll die lichte Rechenstabweite nach Zowski 1960 nicht gr sser als die kleinste ffnung der Turbine sein Bei Francisturbinen befindet sich die kleinste ffnung normalerweise im Laufrad und ist die k rzeste lichte Dista
200. hs stand unter Druckabfluss Anzahl Stabl nge Stabdicke s Lichte Weite b s b s St be mm mm mm A 10 50 45 0 10 B 25 50 15 0 25 40 50 7 5 0 40 50 50 5 0 50 Tab 3 1 Abmessungen der zu untersuchenden Modellrechen und deren Verbauungsgrade Erg nzend sind noch die Verh ltnisse s b Stabdicke zu lichter Rechenstabweite und s b s Stabdicke zu Rechenstabachsabstand angegeben Rechen A P 0 19 Rechen B P 0 34 Rechen C P 0 46 Rechen D P 0 55 Abb 3 7 Schemaskizzen der untersuchten Rechen 3 Methode der experimentellen Untersuchung 85 3 4 Messtechnik 3 4 1 Allgemeines Zur Erfassung von Energieverlusten an Einlaufrechen sind im wesentlichen folgende Messgr ssen von Bedeutung Wasserspiegellage bei Freispiegelabfluss Druckverteilung bei Druckabfluss Geschwindigkeitsverteilung und deren Standardabweichungen Die erforderliche Messtechnik zur Erfassung der notwendigen Messgr ssen unterschei det sich je nach dem ob Freispiegelabfluss oder Druckabfluss untersucht wird 3 4 2 Versuchsstand mit Freispiegelabfluss Der Wasserspiegel wird an zwei verschiedenen Stellen gemessen erstmals im Ober wasserkanal Im vor dem Rechen und ein zweites Mal im Unterwasserkanal 5m nach dem Rechen Abb 3 4 Damit ist gew hrleistet dass die Messpunkte ausserhalb jeglicher Stau bzw Senkkurven liegen Die Messung f r solch einen Messpunkt erfolgt ber e
201. i terungen erfolgen und so keine erheblichen Verz gerungen des Fliessvorganges auftreten Eine Geschiebeschwelle soll nur dann angeordnet werden wenn die Geschiebefracht gering ist oder bei grossen Frachten geeignete Massnahmen z B Sp lrinnen gegen die 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse Ablagerung vor der Schwelle ergriffen werden k nnen Ansonsten wird nur eine Ablage rung von Flussmaterial entstehen welche zu Querschnittsverengungen erh hten Fliessge schwindigkeiten und Wirbeln f hrt Die betrachteten Kraftwerke lassen sich hinsichtlich der Einlaufsohlengestaltung grob in folgende Kategorien einteilen siehe Abb 4 29 Einlaufhaube Einlaufhaube Einlaufschlauch Abb 4 29 Schemaskizzen m glicher Sohlenformen vor dem Einlaufrechen der mittels Fragebo gen erfassten Kraftwerke in der Schweiz Typ ES2 Einlaufhaube 4 Einlaufschlauch Einlaufsohle Typ ESA Einlaufhaube y amp Einlaufschlauch rechteckige Schwelle angeschr gte Einlaufsohe Schwelle Charakteristisch f r die einzelnen Sohlentypen ist TypESI geneigte Sohle Druck oder Freispiegelabfluss nach dem Rechen runde oder eckige Einlaufhaube keine Schwelle Typ 252 horizontale Sohle Druck oder Freispiegelabfluss nach dem Rechen run de oder eckige Einlaufhaube keine Schwelle Typ ES3 Gef lleknick der Sohle in der Rechenebene Druck oder Freispiegelab fl
202. i gleicher lichter Stabweite b gr ssere Verlustbeiwerte fest gestellt Spangler hat Schr ganstr mungen bis zu einem Winkel 60 und Verh ltnis se bis zu 0 77 f r rechteckige St be untersucht und dabei festgestellt dass die Ab weichungen vernachl ssigbar klein sind Die aufgestellten Beziehungen f r die ver schiedenen Verlustfaktoren k sind somit auch auf Rechengeometrieverh ltnisse 0 70 lt b lt 10 anwendbar ohne dass die Genauigkeit der Berechnung des Verlustbei wertes markant leiden w rde berlagerungen W hrend der Modellversuche wurde nur die Verbauung P mit den anderen untersuchten Parametern Schr ganstr mung Verlegung V und Turbulenz Tu berlagert Wie sich eine Kombination von allen untersuchten Parameter am hydrauli schen Modell auf den Verlustbeiwert auswirken w rde Konnte aufgrund des Versuchs standes nicht untersucht werden Geht man davon aus dass der Verlustbeiwert infolge der Verbauung und der Verlust faktor infolge o die Basis des Gesamtverlustbeiwertes r bilden wird diese Basis durch die anderen Verlustfaktoren Schr ganstr mung Verlegung erh ht Wird nun dieser so genannte Basiswert resultierend aus Verbauung und Rechenneigung o mit einer m glichen Schr ganstr mung berlagert darf er einfach mit dem ermittelten Verlustfaktor ks multipliziert werden Kommt jetzt zus tzlich noch als vierter Faktor ei ne Verlegung hinzu gilt Folgendes Gedankenmodell
203. ich Naturmessung Modell C 2 2 Geschwindigkeitsverteilung Lastfall 1 Lastfall 1 Rechen 2 Kolonne5 Ek Kolonne 6 Kolonne7 Kolonne8 z m z 5 5 Lastfall 1 Rechen 1 Kolonne 1 ke Kolonne 3 5 Kolonne 3 Kolonne4 5 Abb C 6 Geschwindigkeitsverteilung in Hauptstr mungsrichtung vor Rechen 1 und 2 f r Lastfall 1 Die Sohle vor dem Rechen befindet sich bei z 0 m Lastfall 1 Rechen 2 Rechen 1 Wsp 461 06 M Wsp 461 04 m _ 0 5m s 0 5m s N 4 A A 56 168 162 168 56 56 168 162 168 56 610 110 610 P b Rechen 2 Rechen 1 Wsp 461 06 m M Abb C 7 Wsp 461 04 m M G D 0 5m s 0 5m s Geschwindigkeitsverteilung in a z Richtung und b y Richtung f r Lastfall 1 Anhang Vergleich Naturmessung Modell Lastfall 2 Lastfall 2 Rechen 2 Lastfall 2 Rechen 1 Kolonne5 4 Kolonne 6 4 Kolonne 7 1 Kolonne 8 3 3 Kolonne 1 Kolonne2
204. ie denen von Re chen A bzw B entsprechen wird bei Vernachl ssigung der Schr ganstr mung ein bedeu tender Verlustanteil nicht erfasst Hingegen ist der Fehler bei Rechen mit hohem Verbau ungsgrad und kleineren Winkeln der Schr ganstr mung relativ klein siehe Tab 4 7 4 3 3 Vergleich und Folgerungen Der Fall der horizontalen Schr ganstr mung zur Berechnung der Energieverluste am Einlaufrechen wird lediglich von den Autoren Kirschmer amp Mosonyi 1926 1966 Spangler 1928 cik 1960 und Zimmermann 1969 ber cksichtigt Mosonyi hat die Formel von Kirschmer f r 0 dahingehend erweitert dass er einen Faktor f r die Schr gan str mung eingef hrt hat Dieser Faktor ist in Tab 2 6 in Abh ngigkeit des Verh ltnisses s b und dem Winkel tabellarisch aufgef hrt und wurde mittels Naturmessungen bzw beobachtungen ermittelt Spangler gibt den Verlustbeiwert als Gesamtheit aus Rechenge ometrie und Schr ganstr mung an Dieser Verlustbeiwert muss aus dem entsprechenden Diagramm herausgelesen werden Ebenso m ssen die jeweiligen Verlustfaktoren ol und 62 zur Berechnung des Verlustbeiwertes bei del cik aus zwei Diagrammen herausgelesen werden F r die folgenden vergleichenden Betrachtungen mussten die Verlustbeiwerte teilweise inter und extrapoliert werden Dadurch entstehen gewisse Ungenauigkeiten Nur Zimmermann gibt f r den Fall der Schr ganstr mung eine Beziehung an mit deren Hilfe der Verlustbeiwert
205. ie gew hlte Modellierung der Schr ganstr mung betr gt 15 sowie 30 und ist in Abb 4 7 und Abb 4 8 schematisch dargestellt Der Winkel der Schr ganstr mung wird somit durch die Kanalgeometrie definiert ne 2 D 115 l Rechen Abb 4 7 Modellierung der Schr ganstr mung f r 15 Abb 4 8 Modellierung der Schr ganstr mung f r 30 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 105 Meusburger amp Volkart 1999 haben f r die Niederdruck Kraftwerke in der Schweiz mittels Fragebogen Winkel der Schr ganstr mung zwischen 0 und 50 ermittelt siehe Anhang A Tab A 2 Die mittlere Schr ganstr mung aller Kraftwerke liegt zwischen 10 und 15 Somit wird mit den gew hlten Winkeln 15 und 30 der berwiegende Teil der praxisnahen Schr ganstr mung erfasst Erg nzend stellt sich die Frage nach eine theoretischen Schr ganstr mung von 90 Die Abb 4 9 veranschaulicht durch die eingezeichneten Stromlinien dass ein Winkel von 90 gar nicht m glich ist Der Stromfaden lenkt schon vor dem Rechen in Richtung der Rechenstabl ngsachsen bzw des Einlaufschlauches ein Dies trifft auch auf die gew hlte Modellierung der Schr ganstr mung zu Jedoch ist die Abweichung f r die gew hlten Winkel 15 bzw 30 vernachl ssigbar klein 0 90 Abb 4 9 Theoretische Modellierung einer Schr ganstr mung 8 90 Bei einem bestehenden Kraftwerk l sst
206. iger Gestaltung des bergangs Prallwand Ein laufhaube entsteht in der Dammbalkenebene ein Unterdruck Geschwindigkeitsbestimmung 8 H ufig wird die Geschwindigkeit vr aus dem Durchfluss berechnet vr Qr Br Hr Der Durchfluss wird dabei aus der Leistung ab Trafo bestimmt Nach Vischer amp Huber 1993 gilt N Tato Gl 6 3 2 N Dabei entspricht Durchfluss in m s Leistung ab Trafo in KW p Dichte von Wasser p It m g Erdbeschleunigung g 9 81 m s Hy Nutzh he bzw Nettofallh he muss durch eine erste Sch tzung angenommen wer den da die Rechenverlusth he Ahr und andere Verluste noch nicht bekannt ist Zu s tzliche m gliche hydraulische Verluste sind ebenfalls zu sch tzen und in Abzug zu bringen Nr Turbinenwirkungsgrad er muss mit Hilfe des zugeh rigen Muscheldiagramms be stimmt werden Generatorwirkungsgrad laut Herstellerangaben Trafowirkungsgrad laut Herstellerangaben Die Bestimmung der Geschwindigkeit vr aus der Trafoleistung verlangt ein iteratives Vorgehen da f r die Berechnung der Verlusth hen eine erste Geschwindigkeitsab sch tzung gemacht werden muss 6 Naturmessung 195 9 Die mittlere Geschwindigkeit vor dem Einlaufrechen kann aber auch nach ISO 3354 Measurement of clean water flow 1975 mittels Accoustic Doppler Velocime ter ADV Sonde oder hnlichen zur Geschwindigkeitsmessung geeigneten Messg
207. imensionsbehafteten Parameter und ihre Gr ssen in Modell und Prototyp f r einen mittle ren Massstabsfaktor A 3 sind in Tab 4 2 angegeben Rechengeometrie Zuflussbedingungen s mm b mm mm ve m s 6 Fr Re Modell 5 5 45 50 0 29 0 87 10 087 0 260 0 12 0 36 1439 4313 Prototyp 15 15 135 0 5 1 5 1 36 4 05 0 12 0 36 7470 22410 Massstab 1 3 1 3 1 3 1 1 732 1 15 588 1 1 1 5 196 Tab 4 2 Dimensionsbehaftete Parameter der Modelluntersuchung in Modell und Prototypmas sen Erg nzend sind die dimensionslosen str mungsmechanischen Kennzahlen Fr und Re Zahl aufgef hrt Der Volumenstrom Q bezieht sich auf den benetzten Querschnitt 0 5m 0 6m im Mo dell bzw 1 5m 1 8m beim Prototyp F r einen Querschnitt von Im in der Natur er gibt sich somit ein spezifischer Durchfluss von 0 5 bis 1 5 m s m bzw eine Ge schwindigkeit von 0 5 bis 1 5 m s Die dimensionslosen Parameter Stabform kr und vertikaler Winkel zwischen mittle rem Stromfaden und Rechenebene sind in Modell und Prototyp gleich gross und werden f r die Modelluntersuchung aus den unter Kap 3 1 erw hnten Gr nden nicht variiert 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 95 Der f r die Untersuchung gew hlte Variationsbereich der zu untersuchenden Parameter ist in Tab 4 3 angegeben Bei der folgenden detaillierten Einzelbehandlung dieser Parame ter wird der Variationsbereich noch n her
208. ine Piezo leitung welche den hydrostatischen Wasserdruck am Rinnenboden abnimmt Die Piezolei tung ist mit einem Schauglas verbunden mit dem die Oberfl chenwellen die bei hohen Str mungsgeschwindigkeiten entstehen ged mpft werden Der Wasserspiegel im Schau glas wird mittels eines Stechpegels abgelesen Umfangreiche Kontrollmessungen mit Hilfe eines Nivellierger tes haben gezeigt dass die Wasserspiegellage in der Rinne und im Schauglas dieselbe ist Die Messgenauigkeit f r den Wasserspiegel betr gt 0 5 mm Die der Rinne zufliessende Wassermenge kann ber die Pumpe gesteuert werden und wird mit Hilfe eines Magnetisch Induktiven Durchflussmessers MID messtechnisch er fasst Profos amp Pfeifer 1992 Die Messgenauigkeit betr gt beim verwendeten Durch flussmesser 1 vom Messendwert falls die Str mungsgeschwindigkeit gr sser 0 25 m s ist Endress et al 1990 was beim vorhandenen Leitungsdurchmesser und den gew hlten Durchfl ssen immer der Fall ist Mittels der Kontinuit tsgleichung wird die mittlere Ge schwindigkeit des Volumenstromes festgelegt Die Abflusstiefe im Oberwasserkanal wird konstant bei 600 mm gehalten und kann durch die Klappe am Ende des Unterwasser kanals eingestellt werden Zur Erfassung der lokalen Geschwindigkeitskomponenten in x y und z Richtung und deren Standardabweichungen sowohl f r die Modellmessungen mit Freispiegelabfluss als auch f r die Naturmessungen diente ein 3 D Acoustic Doppler Vel
209. ird der Verlustbeiwert infolge der Blockierung Verbauung und Verlegung be stimmt gelten Abb 5 7 und Abb 5 8 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 167 Gruppe 1 Verlustfaktor 0 1 015 0 2 0 25 0 3 0 35 0 4 0 45 0 5 0 55 Abb 5 5 Abh ngigkeit des Verlustfaktors ky von der Verbauung und der Verlegung f r Verlegungsarten aus der Gruppe 1 Gruppe 2 Verlustfaktor LI Verlegungsgrad 0 25 0 01 015 02 025 0 3 0 355 04 0 45 0 5 0 55 Abb 5 6 Abh ngigkeit des Verlustfaktors von der Verbauung und der Verlegung f r Verlegungsarten aus der Gruppe 2 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 168 Blockierungsgrad B Verlegungsgrad 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 5 7 Diagramm zur Bestimmung des Blockierungsgrades aus Verbauung und Verle gung Verlustbeiwert LI 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 Abb 5 8 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes vom Blockierungsgrad f r Verle gungsarten aus der Gruppe 2 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 169 5 2 4 Verlustfaktor infolge vertikaler Rechenneigung Bestimmung von kg rechnerisch Der Verlustfaktor infolge des Winkels zwischen mittlerem Stromfaden und Rechen ebene im L ngsschnitt o ist proportional dem sina und kann folgendermassen angeschrie ben werden k 510
210. ird dort einem nicht bestimmten Endwert zustreben Mittlere Turbulenzgrad entlang Trennpfeiler L 1 200mm 0 4 A FH h nach Rechen vor dem Rechen Tum H ohne Rechen rund ohne Rechen eckig ne Rechen A rund Rechen A eckig 0 3 ere d r Wellt Ge Rechen B eckig Rechen rund Rechen eckig 0 25 EEN 1 A _ Bee Rechen 0 rund Rechen D Rechen 0 eckig 0 2 Rechen B 0 15 0 1 0 05 Trendlinie runder Trennpfeiler runder Trennpfeiler ohne Rechen 1 2015 1679 1343 1007 671 7 335 8 0 Abb 4 39 Entwicklung des mittleren Turbulenzgrades Tum entlang des Trennpfeilers mit einer L nge p 1200 mm Die hier getroffenen Aussagen gelten f r ber den Querschnitt gemittelte Turbulenzen in der x y Ebene hervorgerufen durch den Trennpfeiler Das charakteristische Verhalten der Turbulenz in der x z Ebene hervorgerufen durch die Einlaufsohlenform wird im fol genden Abschnitt erl utert 4 5 3 Ergebnisse in Abh ngigkeit der Einlaufsohlenform 4 5 3 1 Verlustbeiwerte Die Abb 4 40 zeigt die Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes von der Reynolds Zahl Re Geschwindigkeit f r die untersuchten Einlaufsohlenkonfigurationen Im Anhang B Tab B 23 bis B 26 sind die Einzelwerte nach Einlaufsohlen
211. k 8 ns C N herungskurve S nach Gl 4 16 Sg J Ss J C i So 2 Pa eh HEET EE Medeiros bai I R I ER a a 0 21 5 4 1 4 KA 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 Abb 4 26 N herungskurven f r den Verlustbeiwert Dev nach 4 16 und 4 17 den Mittel werten der Messergebnisse in Abh ngigkeit des Blockierungsgrades B gegen berge stellt Charakteristisch f r die Verlegungsarten aus der Gruppe 2 ist dasselbe Verlustverhalten wie f r Rechen ohne Verlegung V 0 siehe auch Abb 4 17 und Abb 4 19 Die Verlust beiwerte liegen auf derselben Trendkurve und h ngen lediglich vom Blockierungsgrad B welcher aus dem Verbauungs und Verlegungsgrad resultiert ab Die in Kap 4 2 2 ermit telte Beziehung Gl 4 2 f r den Verlustbeiwert infolge der Verbauung muss somit auch in diesem Fall gelten Lediglich ist der Verbauungsgrad P durch den Blockierungs grad B zu ersetzen Der Blockierungsgrad B kann dabei in der Praxis mit der in Kap 4 4 1 4 entwickelten Beziehung Gl 4 10 ermittelt werden Daraus folgt B 2 48 5 Gl 4 17 Die N herungskurve f r nach Gl 4 17 ist in der Abb 4 26 den Messergebnissen gegen bergestellt und stimmt mit diesen sehr gut berein Ebenso ergibt die Gl 4 17 in etwa dieselben Verlustbeiwerte wie die nach Gl 4 16 berechne
212. kine Wirbel mit vertikaler Drehachse Badewannenwirbel entstehen Durch diese wird der freie Durchflussquerschnitt verengt Die Folge ist ein Ansteigen der Durchstr m geschwindigkeit und in weiterer Folge ein Ansteigen des Rechenverlustes Zus tzlich k nnte bei extremer Ausbildung durch diesen Luft in Form eines Wirbelzopfes in den Einlaufschlauch eingezogen werden Dies f hrt zu einer ungleichm ssigen Beaufschlagung des Turbinenlaufrades und in weiterer Folge zu einer so genannten Unwucht was zu Sch den an den Turbinenlagern f hren kann Nach Wittmann 1955 muss der Einlauf bei Ent nahme aus Speichern so weit versenkt sein dass bei minimalem Betriebswasserspiegel keine Luft in den Einlaufschlauch eintreten kann Er gibt daf r folgende Beziehung an 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 40 2 26 GI 2 19 2g Dabei entspricht 1 5 einem Sicherheitsbeiwert dem Eintrittsverlustbeiwert und v der Geschwindigkeit im Entnahmequerschnitt Gordon 1970 hat 29 bestehende Anlagen auf ihre Wirbelanf lligkeit untersucht und vier Einl ufe gefunden die bei niedrigen Wasserst nden im Staubecken lufteinziehende Wirbel aufwiesen Die betrachteten Bauwerke hatten die in Abb 2 26 skizzierte Form Absenkziel quadratischer oder rechteckiger Querschnitt defin Einlauf unsymmetr Zulauf symmetr Zulauf Abb 2 26 Geometrische Anordnung und Beziehungen der untersuchten Einl ufe nach Gor
213. ksonden ca eine 3 4 Stunde auf Umgebungstemperatur einstellen mit an schliessendem absenken des Wasserspiegels auf Freispiegelabfluss und Nullkalibrie rung der Drucksonden Einstellung des gew nschten Durchflusses Fliessgeschwindigkeit mittels des Fre quenzreglers der Pumpe Erzeugung des Druckabflusses mittels Einstau im Unterwasser durch die vertikale Sch tze 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 94 Messung der Druckh hen vor und nach der Rechenebene mit Hilfe der eingebauten Drucksonden Messung des Geschwindigkeitsfeldes mit Hilfe der Laser Doppler Anemometrie Einbau der n chsten Rechenanordnung In der Regel erfolgen die Darstellungen in dimensionsloser Form jedoch f r konkrete vergleichende Betrachtungen wird ein mittlerer Modellmassstabsfaktor A 3 gew hlt siehe Kap 3 2 2 In Tab 4 1 sind die jeweiligen Massstabsfaktoren angegeben Physikalische Gr sse Modellmassstabsfaktor L nge m A 3 Zeit s 1 732 Geschwindigkeit m s y 1 732 Durchfluss m s 15 588 Tab 4 1 Zusammenstellung der Verh ltniszahlen zwischen Natur und Modellgr ssen entspre chend dem Froude schen Gesetz Wenn nicht anderweitig spezifiziert bzw bei Fehlen eines Indexes beziehen sich s mt liche Ergebnisse auf die am Modell Index M gemessenen Werte Werte aus Naturmes sungen bzw Prototypdimensionen werden immer mit dem Index N gekennzeichnet Die d
214. l macht es f r die Ermittlung der Energieverlusth he mittels Naturmessung keinen Unterschied ob nach dem Einlaufrechen Freispiegel oder Druckabfluss vor herrscht Es ist dann lediglich Punkt 7 besondere Beachtung zu schenken Der Rechen soll vor der Wasserspiegelmessung gr ndlich gereinigt werden Die Messung des Wasserspiegels soll wenn m glich durch ein Nivellement erfolgen dies sowohl vor dem Rechen als auch nach dem Rechen Ist die Messung des Wasser spiegels nach dem Rechen nicht m glich muss die Bestimmung in diesem Ausnahme fall ber eine meist vorhandene Druckmessdose welche der Rechensteuerung dient erfolgen Da es sich dabei aber um eine so genannte Einzelpunktmessung handelt kann dadurch die Ermittlung der Energieverlusth he fehlerbehaftet sein W hrend der Messung m ssen die Zu und Abfl sse konstant sein Es muss ein statio n rer Fliesszustand vorhanden sein An der Wehr und Schleusenanlage Leitapparat und flussaufw rts liegenden Kraftwerksanlagen sollen keine Manipulationen durchge f hrt werden Es ist ein gen gend grosser Zeitraum zur Einstellung des station ren Fliesszustandes einzurechnen Nimmt die Messung eine l ngere Zeit in Anspruch soll an ausgesuchten Messpunkten nach der eigentlichen Messung ein Kontrollnivellement durchgef hrt werden um zu berpr fen ob sich der Wasserspiegel w hrend der Mes sung durch eine m gliche Verlegung nicht ver ndert hat Die Messung des Wasserspiegels vor als a
215. lag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 165 Gruppe 2 Nr 3 V 0 25 Nr 4 V 0 25 Nr 5 V 0 25 Nr 6 V 0 25 Nr 7 V 0 125 Nr 8 V 0 125 Nr 9 V 0 25 Nr 11 V 0 25 Nr 12 V 0 25 Nr 13 V 0 25 Nr 14 V 0 25 Nr 15 V 0 25 Nr 16 V 0 125 Tab 5 3 Verlegungsarten und Verlegungsgrade deren charakteristisches Verlustverhalten der Gruppe 2 zugeordnet werden kann Die Verlustfaktoren und f r die zwei unterschiedlichen Gruppen lassen sich mit folgenden Gleichungen bestimmen Gruppe 1 2 ky 1 5 2 P Gl 5 6 1 V Gruppe 2 1 2 ky 1 1 8 P a Gl 5 7 1 V Stimmt die gew hlte Verlegungsart mit der Gruppe 2 berein l sst sich der Verlustfak tor auch auf einem anderen Weg bestimmen Bekanntlich weisen die Verlegungsarten der Gruppe 2 dasselbe charakteristische Verlustverhalten auf wie die Verbauung P Der Ver lustfaktor resultierend aus Verbauung P und Verlegung V bestimmt sich zu Bu SH 5 8 Der Blockierungsgrad kann aus folgender Gl 5 9 bestimmt werden 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 166 B P 1 P V Gl 5 9 Die Parameter sind wie folgt definiert Verlustbeiwert infolge der Verbauung Basiswert kr Stabformbeiwert nach Kirschmer Tab 5 1 Verlustfaktor infolge einer Verlegung aus Gruppe 1 Verl
216. lagen und Stand des Wissens 38 Horizontale asymmetrische Anstr mung Einlaufwirbel Eckwirbel Rankine Wirbel Hufeisenwirbel geng E Vertikale asymmetrische Anstr mung Sohlstr mung Abb 2 24 M gliche Str mungsinhomogenit ten vor Einlaufrechen von Flusskraftwerken Der Turbulenzgrad kann um Eck und Trennpfeiler vor dem Einlaufrechen besonders gross sein siehe Abb 2 24 Die ersten Vorschl ge zur Trennpfeilergestaltung wurden von Wittmann amp Garbrecht 1954 ver ffentlicht Abb 2 25a Diese Untersuchungen standen in Zusammenhang mit der Lage des Kraftwerkes in Relation zur Wehrachse Ausserdem empfahlen sie im Zusammenspiel mit der geneigten Einlaufsohle darauf zu achten dass die Verz gerung ein gewisses Mass nicht berschreitet da sich andernfalls die Str mung wieder abl st Rouve 1958 empfahl eine Pfeilerform deren Kr mmung ber der abgewi ckelten L nge stetig ist Diese Bedingung haben auch die erste und zweite Ableitung zu er f llen Er ging davon aus dass es dort Abl sungen von der Trennpfeilerwand gibt wo der Kr mmungsverlauf Stellen der Unstetigkeit aufweist Im Falle der Kreisstr mung ist dies bei Radienwechsel der Fall Die aus diesen berlegungen folgende ideale Trennpfeiler form die Klothoide kann nur schlecht an verschieden Randbedingungen angepasst wer den Daher w hlte Rouv eine aus zwei unterschiedlich dimensionierten Viertelellipsen zu sammen
217. llgemein m H he des Abflussquerschnittes in der Dammbalkenebene H m Energieh he allgemein 10 Energieh he in Dammbalkenebene nach dem Rechen m Energieh he vor Rechenebene Hn m Nutzfallh he des Kraftwerks h m Abflusstiefe im Oberwasser Hr m H he des Abflussquerschnittes in der Rechenebene hu m Abflusstiefe im Unterwasser k mm Absolute Rauhigkeit kr Rechenstabformbeiwert nach Kirschmer kru Verlustfaktor infolge Turbulenz kv Verlustfaktor infolge Verlegung 9 Symbolverzeichnis ks gt lt E m kW U min mWS mWS mWS CND kg ms m s 210 Verlustfaktor infolge Schr ganstr mung Rechenstabl nge Nutzleistung der Turbine an der Welle Spezifische Drehzahl der Turbine Gesamter Verbauungsgrad des Einlaufrechens Druck Druck in Dammbalkenebene Druck vor dem Rechen Abfluss Durchfluss Reynolds Zahl Hydraulischer Radius Rechenstabdicke Mittlerer j hrlicher Rechengutanfall an einem Kraftwerk Spezifischer Rechengutanfall Turbulenzgrad Verlegungsgrad des Einlaufrechens Standardabweichung der Geschwindigkeit in Richtung i mittlere Geschwindigkeit in der Dammbalkenebene mittlere Geschwindigkeit im Oberwasser mittlere Geschwindigkeit in der unverbauten Rechenebene mittlere Geschwindigkeit im Unterwasser Allgemeine Widerstandskraft eines angestr mten K rpers Geod tische H he Geod tische H he der Sohle in der D
218. ltung des Kraftwerkes f h ren kann 6 Die Absch tzung des Winkels soll durch einzeichnen des mittleren Stromfadens im L ngsschnitt der Konstruktionspl ne erfolgen Es ist dann jener Winkel der sich zwi schen mittlerem Stromfaden und Rechenebene ergibt Berechnung der Verlustfaktoren 7 Verlustbeiwert infolge der Verbauung nach 5 3 bzw Abb 5 3 05 8 Verlustfaktor Ks infolge einer mittleren horizontalen Schr ganstr mung nach Gl 5 5 bzw Abb 5 4 k H 90 9 Verlustfaktor infolge einer Verlegung Zu welcher Gruppe die angenommene Ver legung geh rt kann aus Tab 5 2 bzw Tab 5 3 bestimmt werden Gruppe 1 Gl 5 6 bzw Abb 5 5 2 A ES Gruppe 2 Gl 5 7 bzw Abb 5 6 1 2 1 1 8 P Im Fall einer Verlegung aus Gruppe 2 besteht auch die M glichkeit den Verbauungs grad und den Verlegungsgrad gemeinsam mit Hilfe des Blockierungsgrades zu ber cksich tigen Der Resultierende Verlustbeiwert ergibt sich dann mit Gl 5 8 und der Blockie rungsgrad B aus Gl 5 9 3 B Crv 5 B P P V 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 172 10 Verlustfaktor k infolge des vertikalen Winkels zwischen dem mittleren Stromfaden und der Rechenebene nach Gl 5 11 bzw Abb 5 9 Berechnung des Energieverlustes 11 Ermittlung des Energieverlustes Ahr nach Gl 5 1 2
219. lustbeiwert Die Energielinienh he He setzt sich aus geod tischer H he z Druckh he p pg und der Geschwindigkeitsh he v 2g zusammen und kann nach Gl 2 5 folgendermassen beschrie ben werden 2 He z ps 2g Die Energieh he Her wird ca 0 5 m vor dem Rechen und nach dem Rechen in der Ebe ne der Transport ffnung Hep bestimmt siehe Abb 6 2 Da lediglich der Energieverlust Ahr durch den Rechen ermittelt werden soll muss der Energieverlust Ahr welcher im Ein laufbereich entsteht und der Umlenkverlust Ahy infolge des Sohlenknicks beim Reche nauflager in Abzug gebracht werden Der Verlustbeiwert des Einlaufs wird f r beide Einl ufe nach Dracos 1990 mit 0 2 festgelegt Nach Gl 2 11 gilt 2 be ze Der Verlustbeiwert infolge der Umlenkung wird nach del cik 1979 ebenfalls mit 0 2 angenommen und es gilt 2 Ah Zem 6 Naturmessung 187 Somit l sst sich der Energieverlust mit Gl 2 6 wie folgt berechnen Ah Hep Ah Ahy Der Verlustbeiwert Cr des Rechens resultiert aus der mittleren Geschwindigkeitsh he in der unverbauten Rechenebene und der Energieverlusth he Er kann nach Gl 3 10 folgen dermassen berechnet werden Dammbalkennut 26 Abb 6 9 Schemaskizze zur Ermittlung des Energieverlustes Ahr am Einlaufrechen mit Freispiegelabfluss vor und nach dem Einlaufrechen Die Berechnung der Energieverlusth
220. ly means narrow bar spacings the difference is relatively small if the transverse flow is disregarded The influence which the blockage trash caused for example by alluvial deposits has on the loss co efficient can be divided into two groups The first group of blockage shows the same characteristic behaviour as the blockage ratio screen regarding the losses The higher loss co efficients merely result from the higher degree of blockage The second Summary group however shows loss co efficients which are a little higher Yet what is applicable for both groups is that already minor partial blockages produce significantly higher losses of energy at the trashrack In practice this means that the often stated demand for narrower screen bar spacings to protect the fish will not only increase the loss because of the more extensive blockage ratio screen the losses of energy will rise extremely because of the increase in blockage trash which is to be expected with screens with narrower bar spac ings Contrary to all expectations the inhomogeneities of flow which are investigated here and are produced by common separating piles and forms of the intake channel do not cause higher loss co efficients at the intake trasrack The reason for this is to be found in the rec tifying effect of the trashrack Extensive inhomogeneities of flow which can be explained by the position of the power station in the river and in relation to the penstock
221. m M me 168 se 110 42 126 122 126 42 76 76 610 fse 168 162 4 610 b Rechen 2 Rechen 1 Wsp 461 01m M Wsp 461 04 M 0 5m s 0 5m s mr Abb C 11 Geschwindigkeitsverteilung in a z Richtung und b y Richtung f r Lastfall 3 Anhang Vergleich Naturmessung Modell C 2 3 Twurbulenzverteilung z m Abb z m Turbulenz Lastfall 1 Rechen 2 Kolonne5 Ek Kolonne 6 gt Kolonne 7 06 Kolonne8 100 Tu 2 C8 Turbulenz Lastfall 1 Rechen 1 gt Kolonne 1 Ek Kolonne 3 gt Kolonne3 0 Kolonne4 100 Tu C 12 Turbulenzverteilung vor Rechen 1 und 2 f r Lastfall 1 Die Sohle vor dem Rechen befindet sich bei z 0 m Turbulenz Lastfall 2 Rechen 2 Kolonne5 4 2 Kolone 6 gt Kolonne7 8 3 2 EE SO Ener 0 u EE 1 10 100 1000 2 Turbulenz Lastfall 2 Rechen 1 Kolonne 1 Ek Kolonne 3 gt Kolonne 3 Kolonne4 10 100 1000 Abb C 13 Turbulenzverteilung vor Rechen 1 und 2 f r Lastfall 2 Die Sohle vor dem Rechen befi
222. m ermittelt werden Profil 1 Dees Profil 2 3 Profil 4 Profil 1 2 Profil 3 Profil 5 Profil 4 Ju Profil 5 Abb 2 32 Von Escande untersuchte Stabformen und deren Einschn rungsbeiwerte m zur Be rechnung der Rechenverluste Escande 1947 2 4 6 Berezinski Berezinski 1958 gibt f r den Rechenverlust folgende Formel an 2 1 6 Ah 28 gerez K 2 K gerez 3 sin Gl 2 29 b s 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 50 1 22 20 18 l 16 14 12 s b s b s 10 0 1 2 3 4 5 P Abb 2 33 Verlustbeiwert Kgere Funktion des Verh ltnisses Ob Berezinski 1958 Der Beiwert Kgerez ber cksichtigt das Verh ltnis der Stabl nge zur lichten Stabweite b und kann der Abb 2 33 entnommen werden Der Beiwert Kgerez 2 ber cksichtigt die Stab form F r lange rechteckige Rechenst be betr gt K erez 2 0 51 f r Kreizylinderst be Kp rez2 0 35 und f r lange St be mit abgerundeten Ecken betr gt 220 32 Der dritte Beiwert beinhaltet die Art des Rechens und der Rechenreinigung Er kann je nach dem zwischen 1 1 bis 1 2 f r neue Rechen mit modernen automatisierten Rechenreini gungsmaschinen 1 5 f r alte Rechen und 2 bis 4 f r alte Rechen ohne Rechenreinigungs maschine und je nach
223. mitber cksichtigt und auch variiert werden Daraus folgt 3 Methode der experimentellen Untersuchung 92 VerbauungP f Rechenstabform kr Verbauung gt nach 3 13 Cp ks 1 gt horizontale Schr ganstr mung 0 konst ky gt Verlegung V 0 konst kr 1 gt Turbulenzgrad Tu 0 konst Schr ganstr mung A ks f Schr ganstr mung Verbauung P gt nach 3 13 f Rechenstabform kr Verbauung P ky 1 gt Verlegung V 0 konst kr 1 gt Turbulenzgrad Tu 0 konst Verlegung V f Verlegung V Verbauung gt nach 3 13 r kp f Rechenstabform kr Verbauung P k 1 gt Schr ganstr mung 0 konst kr 1 gt Turbulenzgrad 0 konst Turbulenzgrad Tu kru f Turbulenzgrad Tu Verbauung gt nach Gl 3 13 f Rechenstabform kr Verbauung P 1 gt horizontale Schr ganstr mung 0 konst kv 1 gt Verlegung V 0 konst Mittels der dargestellten Resultatermittlung kann nun auf einfachem Weg f r jede be liebige zu untersuchende Konfiguration der effektive Energieverlust durch den Rechen be stimmt werden dies sowohl f r die Modellversuche mit Freispiegelabfluss als auch f r Druckabfluss 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 93 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 4 1 Einleitung 4 1 1 Methodik und Parametervariatio
224. mung ist der Winkel der Abknickung der Versuchsrinne definiert Das auf den Rechen zufliessende Wasser wird vollkommen durch die Rechenst be selber umgelenkt wenn gt b gilt Spangler hat festgestellt dass bei Ch die Umlenkung nicht mehr allein durch die Rechenst be erfolgt Die erg nzende Umlenkung zur Vollumlenkung erfolgt in diesem Fall zus tzlich durch die Rinnenw nde Der Ver suchsaufbau nach Spangler und Idel cik gew hrleistet aus diesem Grund im Wesentlichen ein naturnahes Str mungsverhalten 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 58 300 cos Aufsicht L ngsschnitt Abb 2 39 Aufsicht und L ngsschnitt der prinzipiellen Versuchsanordnung nach Spangler und Idel cik zur Bestimmung der Rechenverluste Zimmermann hingegen hat seine Untersuchung zum Einfluss der Schr ganstr mung in einer geraden Rinne durchgef hrt siehe Abb 2 40 Aufsicht Verschwenkungs vorrichtung 100mm L ngsschnitt 200mm Abb 2 40 Aufsicht und L ngsschnitt der prinzipiellen Versuchsanordnungen nach Zimmermann zur Bestimmung der Rechenverluste 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 59 Um Wand und Sohleinfl sse auf das Geschwindigkeitsprofil bei den Versuchen auszu schalten wurde vom Untersuchungsquerschnitt ab eine zweite kleinere Rinne aus 2 mm starkem Stahlblech in die Betonrinne zentrisch eingeh ngt Der als Schn
225. n Die massgebenden verlustrelevanten Parameter f r die hydraulische Modelluntersu chung sind wie in Kap 3 1 und 3 2 dargelegt der Verbauungsgrad P der Winkel der hori zontalen Schr ganstr mung der Verlegungsgrad V und die Str mungsinhomogenit ten ausgedr ckt durch den Turbulenzgrad Tu Die Parameter Verbauungsgrad P und Schr gan str mung werden im Modell mit Freispiegelabfluss und die Parameter Verlegung V und Turbulenz Tu unter Druckabfluss untersucht F r die Untersuchung wird prinzipiell fol gende Vorgehensweise gew hlt wobei die geschilderte Vorgehensweise jeweils sowohl f r die so genannte Nullmessung ohne Rechen als auch f r die eigentliche Verlustmes sung mit Rechen durchgef hrt wird dies f r jede Kanalgeometrie und Geschwindigkeit Freispiegelabfluss Einstellung des gew nschten Durchflusses Fliessgeschwindigkeit mittels des Fre quenzreglers der Pumpe Einstellung der erforderlichen Fliesstiefe 600mm im Oberwasser des Rechens durch die Klappe am Modellende Messung der Wasserspiegeldifferenz zwischen Oberwasser Messebene 1 und Un terwasser Messebene 2 des Rechens mit Hilfe der Piezometer und anschliessende Auswertung Einbau der n chsten Rechenanordnung Druckabfluss Einstellung eines beliebigen Durchflusses Fliessgeschwindigkeit mittels des Fre quenzreglers der Pumpe und Erzeugung des Druckabflusses mittels Einstau im Un terwasser durch die vertikale Sch tze Druc
226. n mit der zunehmenden Leistung neu gebauter Wasserkraftwerke und mit der Installierung von Rechen geschweisster Bauart sowie in der Anwendung grosser mechanischer Rechenreiniger an Besch digte Rechen haben oft keine Schutzfunktion mehr und werden dagegen selbst zu einer Bedrohung der hydraulischen Maschinen wenn sich grosse Stahlteile losl sen und in Leitapparat und Turbinen gelangen Diese h ufig durch Schwingung hervorgerufenen Sch den m ssen in der Praxis vermieden werden Die Schwingung einer Struktur in einem str menden Fluid als Form einer dynamischen Beanspruchung wird nach Deniz 1994 durch zwei fundamentale Mechanismen die Wir belanregung und die bewegungsinduzierte Anregung erzeugt Die bewegungsinduzierte Schwingung wird durch die Vibrationen der Rechenauflager angeregt Ausgangspunkt f r die Vibration der Rechenauflager sind die rotierenden Turbi nen ausnahmsweise auch Rechenreinigungsmaschinen oder am Rechen anschlagendes grosses Treibholz Die Wirbelanregung hervorgerufen durch das str mende Wasser ist jedoch der Haupt grund f r schwingende Rechen Bei der Umstr mung eines Rechenstabes k nnen sich pe 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 11 riodisch alternierende Wirbel abl sen wenn die Reynoldszahl einen bestimmten Mindest wert berschreitet Abb 2 5 Diese Nachlaufwirbel organisieren sich als so genannte K rm n sche Wirbelstrasse und ver ndern die Druckverteilung auf dem umstr mten
227. n Rechenverlegungen kommen Naturmessungen haben gezeigt dass innerhalb von 6 Stunden ohne Rechenreinigung eine Steigerung des Verlustkoeffizienten Gr von 1 19 ge reinigt bis 5 86 ungereinigt stattfinden kann VDEW 1989 Bei so starkem Rechengut anfall ist es beinahe unm glich den tats chlichen Verlustbeiwert des Rechens gen gend genau zu bestimmen 3 Methode der experimentellen Untersuchung 73 3 Methode der experimentellen Untersuchung 31 Einflussgr ssen Die Analyse von Beobachtungen in der Praxis anhand von verschiedenen Naturmessun gen und Untersuchungen anderer Autoren zum Thema Rechenverluste zeigen die relevan ten Einflussgr ssen die den Energieverlust am Einlaufrechen beeinflussen Massgebend sind dabei Rechenstabdicke 8 Rechenstabl nge lichte Rechenstabweite b Rechenstabform vertikaler Winkel zwischen Rechenebene und mittlerem Stromfaden Verbauungsgrad des Rechens mittlere Anstr mgeschwindigkeit vr horizontaler str mwinkel Turbulenzgrad Tu als Mass der Str mungsinhomogenit ten und die Re chenverlegung V Weiter beeinflussen nachfolgende Stoffeigenschaften und physikalische Konstanten den Energieverlust am Einlaufrechen Es sind dies die Erdbeschleunigung g 9 81m s Dichte Pw des Wassers 998 2kg m bei 20 C und die kinematische Viskosit t Vw des Wassers 1 004 10 m s bei 20 C wobei Pw und Vw von der Temperatur des Wassers Tw abh n gen Zuletzt muss noch der Ein
228. nach dem Rechen Die zufliessende Wassermenge wird also zuerst im Rechen selber umgelenkt und wird dann ein zweites Mal an der Beran dung des Gerinnes wieder in die Abstr mrichtung umgelenkt Diese Tatsache widerspricht den Verh ltnissen in der Natur Bei einer theoretischen Schr ganstr mung von 6 90 und Ch w rde bei Zimmermann kein Wasser mehr durch den Rechen fliessen Bedingt durch diese beiden Tatsachen einmal dass der Einfluss des Verbauungsverh lt nisses bersch tzt wird und ein anderes mal dass der Stromfaden durch die Versuchsan ordnung zweimal und nicht wie in der Natur einmal umgelenkt wird bersch tzt Zimmer mann den Einfluss der Schr ganstr mung auf die Entstehung der Rechenverluste 2 5 4 Vergleich Kirschmer und Zimmermann mit Naturmessdaten Im Folgenden werden die theoretischen Werte der Autoren Kirschmer f r frontale An str mung 0 und Zimmermann f r schr ge Anstr mung 45 den Daten aus der Erhebung mittels Fragebogen an Schweizerischen Wasserkraftwerken gegen bergestellt Meusburger amp Volkart 2001 Die Formeln von Kirschmer und Zimmermann zur Berech nung der Energieverluste an Einlaufrechen sind nach wie vor die im deutschen Sprachraum am meisten verwendeten und werden deshalb f r diese Betrachtung herangezogen Als Vergleichsrechen f r die Berechnungen nach Kirschmer und Zimmermann wird derselbe wie schon f r die vorangegangenen vergleichenden Betrachtungen herangezogen 2 The
229. nd nach dem Rechen unter Ber cksichtigung der Geschwindigkeitsh hen ermittelt Bei jedem Kraftwerk hat ein anderes Messteam die Wasserspiegel ermittelt allein daraus liessen sich gewisse Differenzen ableiten Weiter kann es auch m glich sein dass der Wasserspiegel vor wie nach dem Rechen auch quer zur Fliessrichtung ein Gef lle aufweist und somit je nach Wahl der Messpunkte eine extreme Wasserspiegeldifferenz der Berechnung des Ver lustkoeffizienten zugrunde liegt Erfolgt der Abfluss nach dem Rechen unter Druck wird der Wasserspiegel nach dem Rechen oft in der Dammbalkennut wenn vorhanden gemes sen Durch die Einlaufgeometrie und die Dammbalkennut kann der Wasserspiegel in der Dammbalkennut verf lscht werden Entsteht an der Dammbalkennut bedingt durch die Geometrie ein Unter bzw berdruck stellt sich in der Dammbalkennut ein zu tiefer bzw zu hoher Wasserspiegel ein Auch kann der Wasserspiegel vor dem Rechen zu nah oder zu entfernt vom Rechen gemessen worden sein was sich in beiden F llen in zu hohen der Wirklichkeit nicht entsprechenden Wasserspiegeldifferenzen auswirken w rde Zusam menfassend kann gesagt werden dass die richtige Wahl der Messpunkte f r die Ermittlung der Wasserspiegeldifferenz von entscheidender Bedeutung ist was in der Praxis jedoch nicht immer leicht ist Andere Verluste Um den tats chlichen Energieverlust am Einlaufrechen zu ermitteln m sste man eigent lich die Wasserspiegeldifferenz einmal ohne eing
230. nd Rechen D b in der vertikalen x z Ebene mit eingebauter Sohlenform des Typ ES3 und Rechen B Die hydraulischen Modellversuche werden an den in Abb 4 30 dargestellten Trennpfei ler und Einlaufsohlentypen durchgef hrt Die Druckmessung Ermittlung Verlustbeiwert erfolgt f r alle Rechen A B C D und Geschwindigkeiten vr 0 289 0 433 0 577 0 722 0 866m s Die detaillierte Ermittlung des Turbulenzgrades erfolgt im Fall der Trennpfeileruntersuchung in allen in Abb 4 33 angegebenen Messebenen ME 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 143 Grundriss 980 1 1200 790 3 765 400 400 d i Masse in mm 40 40 320 50 Abb 4 33 Anordnung der Messebenen im Grundriss f r fe 1200mm Je nach Trennpfeilerl nge p im Oberwasser f llt die MEI ME2 bzw weg Im Fall der Einlaufsohlenuntersuchung erfolgt die detaillierte Geschwindigkeitsmessung nur in der 4 und 5 Die Turbulenzgradermittlung wird aufgrund des grossen Zeitauf wandes nur f r die Geschwindigkeit vr 0 577 m s 3 gt Natur vr 1 0 m s durchge f hrt Der Messraster im Querschnitt Abb 3 7b ist definiert nach 150 3354 1975 und ist f r alle Versuche derselbe Der mittlere Turbulenzgrad Tum f r die verschiedenen Mess ebenen wird aus diesen Einzelmessungen nach 150 3354 Measurement of clean water flow 1975 ermittelt 4 5 2 Ergebnisse in Abh ngigkeit der Trennpfeilerform 4 5 2 1 Verlustbeiwerte Die Abb 4
231. nden hat VDEW 1989 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 45 Trotz zahlreicher Untersuchungen in der Vergangenheit auf dem Gebiet der Rechenver luste existieren bis heute keine allgemeing ltigen Aussagen ber den Einfluss der Rechen verlegung auf die Energieverluste am Einlaufrechen 2 4 Bekannte Formeln zur Berechnung des Energieverlustes am Ein laufrechen 2 4 1 Einleitung Bereits vor Jahrzehnten wurden erste Untersuchungen zur Berechnung der Energiever luste an Einlaufrechen publiziert Die daraus abgeleiteten Formeln wurden alle rein expe rimentell bestimmt Einige haben sich mittlerweile in der Praxis fest verankert dazu geh rt die Beziehung von Kirschmer 1926 Diese und andere Formeln f hren zu theoretischen Verlusten die um ein vielfaches geringer sind als die in der Praxis gemessenen Verluste Der Grund liegt unter anderem darin dass nicht alle verlustrelevanten Parameter wie Ver bauungsgrad Schr ganstr mung Str mungsinhomogenit ten oder Rechenverlegung be r cksichtigt werden Die Bezeichnungen der verschiedenen Parameter sind soweit m glich der Original Literatur entnommen worden und stimmen aus diesem Grund nicht berall mit denen im Kap 2 3 definierten Bezeichnungen berein 2 4 2 Kirschmer Erste grundlegende Untersuchungen zum Energieverlust am Einlaufrechen wurden von Kirschmer 1926 durchgef hrt Er hat f r frontale Anstr mung 6 0 verschiedene Stab formen untersucht und die dazu
232. nderlich jedoch stark von der rela tiven Rauhigkeit abh ngig Bei gleicher relativer Rauhigkeit liegt der Abl sepunkt nach diesen Versuchen fest Der Reibungswiderstand ist in diesem Bereich gegen den Druckwi derstand vernachl ssigbar klein Die oben getroffenen Aussagen bez glich Massstabseinfl sse gelten nur f r den Rechen selber Im Folgenden soll noch berpr ft werden wie sich die Modell hnlichkeit des Zu laufkanals verh lt In Abb 3 3 sind die Rauhigkeitsbereiche des Zulaufkanals in Natur und Modell einge zeichnet Der Zulaufkanal selber wird im folgenden Kapitel n her erl utert Wie zu erwar ten war befindet sich der Zulaufkanal in der Natur vorwiegend im hydraulisch vollkom men rauen Bereich und der Zulaufkanal im Modell im hydraulisch glatten Bereich Das Widerstandsverhalten ist somit in der Natur ein vollkommen anderes als im Modell W h rend in der Natur das Widerstandsverhalten des Kanals unabh ngig von der Reynolds Zahl ist besitzt der Modellkanal bez glich Widerstandsverhalten eine Abh ngigkeit von der Reynolds Zahl Bei den Modellversuchen wird diesem Umstand dadurch Rechnung getra gen dass f r jede zu untersuchende Konfiguration und Geschwindigkeit eine sogenannte Nullmessung Kanal ohne Rechen durchgef hrt wird Der so ermittelte Energieverlust des Kanals wird vom Gesamtverlust Kanal mit Rechen subtrahiert und man erh lt somit den Energieverlust des Rechens 3 Methode der experimentellen Untersuchung
233. nderlicher Stabl nge kann dieser Wert zwischen 13 5 und 22 variieren siehe Abb 2 33 Dies widerspricht der Feststellung von Kirschmer wonach der Rechenverlust bei frontaler Anstr mung unabh ngig von der Stabl nge ist Kirschmer und Zimmermann erhalten f r den Fall der frontalen Anstr mung dieselben Werte f r den Rechenverlust Ahr Dies ist darauf zur ckzuf hren dass sich Zimmermann f r diesen speziellen Fall an Kirschmer gehalten hat und seine Formel unter Ber cksichti gung einer Schr ganstr mung weiter entwickelt hat Der Rechenverlust nach del cik und Spangler ist in etwa gleich gross wie der nach Kirschmer und Zimmermann Die Berech nung nach Escande ergibt die tiefsten Rechenverluste 2 5 3 Schr ge Anstr mung 30 Der Fall der schr gen Anstr mung wurde soweit bekannt nur von den Autoren Spangler Idel cik Zimmermann und Kirschmer amp Mosonyi in einem ausreichenden Um fang untersucht Da die Beziehung von Kirschmer ohne Ber cksichtigung der Schr gan str mung in der Praxis am h ufigsten zur Anwendung kommt wird sie hier f r die ver gleichende Betrachtung zus tzlich mitber cksichtigt Wie auch f r die frontale Anstr mung wird f r diese vergleichende Betrachtung der selbe Rechen mit einer Stabdicke 8 von 10 mm und einer Stabl nge von 100 mm gezogen Die Rechenst be weisen eine lichte Stabweite b von 50 mm auf als Stabprofil wird ein rechteckiges mit einem Formbeiwert nach Kir
234. ndet sich bei 7 Anhang Vergleich Naturmessung Modell Turbulenz Lastfall 3 Rechen 2 5 5 ber 12 2 Kolonne 6 Kolonne7 Kolonne8 ne ae 2 een 1 A 1 10 100 1000 2 C9 Turbulenz Lastfall 3 Rechen 1 3 Kolonne 1 Ek 2 Kolonne 3 Kolonne 4 Abb C 14 Turbulenzverteilung vor Rechen 1 und 2 f r Lastfall 3 Die Sohle vor dem Rechen befindet sich bei z 0 m C 2 4 Durchfluss Lastfall 1 Tab C 3 Lastfall 1 Rechen 1 Mittlere Geschw indigkeit nach ISO 3354 1975 Durchflossener Querschnitt Durchfluss gem ss ISO 3354 1975 25 38 2 5 Mittlere Geschw indigkeit nach ISO 3354 1975 Durchflossener Querschnitt BAH Durchfluss gem ss ISO 3354 1975 21 44 3 5 0 82 m s 0 69 m s 31 07 m 0 9659 461 04 m M 456 14 m M 5 07 m M 6 10 m 30 95 0 9659 461 06 m M 456 14 m M 5 09 m M 610 m 31 07 m Durchfluss und mittlere Geschwindigkeit vr f r Lastfall 1 Anhang Vergleich Naturmessung Modell 10 Lastfall 2 Lastfall 2 Rechen 1 Mittlere Geschw indigkeit nach I
235. nfluss der Schr ganstr mung massiv bersch tzt Der Einfluss der Schr ganstr mung auf den Gesamtverlustbeiwert nimmt mit gr sser werdendem Winkel und kleiner werdender Verbauung zu Zum Beispiel wird bei einer 7 Zusammenfassung und Ausblick 199 angenommenen Schr ganstr mung 30 und einer Verbauung P 0 19 die Schr g anstr mung dominierend Dominierend heisst in diesem Fall dass der urspr ngliche Verlustbeiwert Basiswert resultierend aus der Verbauung und der Rechenneigung verdoppelt wird Faktor gt 2 Der Blockierungsgrad resultierend aus Verbauung und Verlegung ist definitionsge m ss unabh ngig von der Art der Verlegung und h ngt lediglich von der Gr sse der Verbauung und der Verlegung ab Hinsichtlich des charakteristischen Verlustverhaltens infolge einer m glichen Verle gung k nnen grunds tzlich 2 Gruppen von Verlegungsarten unterschieden werden Die Gruppe 1 umfasst lediglich die zwei Verlegungsarten mit einer horizontal ausge richteten 25 Verlegung oben bzw unten Diese beiden Verlegungsarten erzeugen einen h heren Energieverlust als alle anderen untersuchten Verlegungsarten mit 25 Verlegung Das typische Verlustverhalten der Verlegungsarten aus der Gruppe 2 wel che Verlegungsgrade von 12 5 und 25 aufweist ist mit dem der Rechen allein V 0 identisch Der Verlustbeiwert steht somit lediglich im Zusammenhang mit dem Blockierungsgrad und ist von der Verlegungsart selber unabh ngig
236. nigung m ssen als Einheit betrachtet werden und aufeinander abgestimmt werden Nach Meier 2001 kann die Technologie der Rechenreinigung auf den ersten Blick als sehr einfach beurteilt werden Die Schwierigkeit der maschinellen Reinigung liegt darin 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 13 dass sie Teil eines komplexen Gesamtsystems ist mit einem Umfeld das die Vorausset zungen f r eine optimale Funktionsweise unter Umst nden gar nicht gew hrleistet Der Rechen und damit auch die Rechenreinigungsanlage stellt aber das optimale Funktionieren der nachfolgenden kostspieligen Einrichtung der Wasserf hrung und Energieumwandlung sicher Da die Rechenreinigungsanlage nicht zum eigentlichen Kerngebiet dieser Arbeit geh rt wird auf die umfangreiche Literatur hingewiesen in der ber das Zusammenspiel Rechenanlage Rechenreinigungmaschine Projektierung Konstruktion Betrieb und Un terhalt der Rechenreinigungsanlagen ausf hrlich berichtet wird Als eine Auswahl an Lite ratur sei erw hnt Zowski 1960 Mosonyi 1966 ASCE 1995 Giesecke amp Mosonyi 1998 und Meier 2001 2 2 Definition des Energieverlustes 2 2 1 Allgemein Bekanntlich besitzt jedes Fluid insbesondere auch Wasser eine endliche Z higkeit Bei jeder Str mung kommt es daher in dem Masse zur Umwandlung von kinetischer Energie in W rme wie von den Z higkeitskr ften Arbeit geleistet wird Da W rme eine Form der Energie ist die f r das mechanische Sys
237. ntersuchten Pfeilerarten TP2 1 1200mm TER e 6 TP2 400mm 0 05 2 1 0 0 ae 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 Abb 4 37 Mittlerer Turbulenzgrad Tum f r die untersuchten Trennpfeilerformen unmittelbar nach dem Rechen 5 in Abh ngigkeit des Verbauungsgrades P Der mittlere Turbulenzgrad in der x y Ebene unmittelbar nach dem Rechen nimmt mit steigender Verbauung zu und es scheint dass er ab einem Verbauungsgrad P 0 55 einem Maximalwert von ca 0 30 zustrebt Dies m sste jedoch durch weitere Versuche mit kleine ren lichten Rechenstabweiten noch best tigt werden Eine m gliche Erkl rung f r die Er reichung eines Maximalwertes kann mit Hilfe der Abb 4 38 gegeben werden Solange die lichte Rechenstabweite b so gross ist dass sich im Nachlauf des Rechens unabh ngige 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 148 Wirbelstrassen ausbilden k nnen ist der mittlere Turbulenzgrad in der x y Ebene noch relativ klein Abb 4 38a Mit kleiner werdender lichter Rechenstabweite b bei konstanter Stabdicke s nimmt der Turbulenzgrad jedoch sukzessive zu Er wird solange ansteigen bis die einzelnen Wirbelstrassen hinter den Rechenst ben nicht mehr existieren und eine ein heitliche Verwirbelung ohne dominierende Struktur sich ausgebildet hat Abb 4 38b Ab diesem Zustand nimmt der Turbulenzgrad auch bei noch kleiner werdender lichter Rech
238. ntliches Messelement kommt ein hochempfindlicher mikrobearbeiteter schwimmend eingebauter Siliziumchip zum Einsatz Mit dem Druck aufnehmer verbunden ist ein unabh ngiger Temperaturaufnehmer F r die Fehlerkorrektur wird ein mathematisches Modell auf der Grundlage der polynomischen N herungsl sung eingesetzt wodurch im Betriebstemperaturbereich eine praktisch perfekte Kompensation erreicht wird Die Messgenauigkeit der verwendeten Drucksonden betr gt f r einen typi schen Druck lt 0 1 bzw lt 0 2 f r den maximalen Druck Wie schon beim Versuchsstand mit Freispiegelabfluss kann auch hier die der Rinne zu fliessende Wassermenge ber die Pumpe gesteuert werden und wird mit Hilfe eines MID gemessen Mittels der Kontinuit tsgleichung wird die mittlere Geschwindigkeit des Volu menstroms berechnet Die Messung der lokalen Geschwindigkeiten erfolgt durch einen hochintegrierten fie beroptischen 2 Komponenten Laser Doppler Anemometer LDA Die Geschwindigkeiten k nnen damit in zwei orthogonalen Richtungen in einem Bereich von 1 mm s bis ca 100 mm s gemessen werden Der grosse Vorteil dieser Anlage liegt darin dass die Messung der Fliessgeschwindigkeit ohne Ber hrung des Mediums erfolgen kann Abb 3 8 17337 Abb 3 10 a bersicht der Laseranlage mit Halterung und Traversiervorrichtung b Laser bei der Messung des x z Geschwindigkeitsfeldes vor Rechen B Das System besteht aus einem 6 Watt Argon Ionen Laser
239. nunebenheiten keinen Einfluss auf den Widerstand bzw die rtlichen Verluste haben sind bzw von der Fr Zahl unabh ngig Inwiefern sich nun die Froude und die Reynolds Zahl auf die Energieverluste am Ein laufrechen auswirken wird im Kapitel 3 und 4 und der Einfluss der Randgeometrie An str mbedingungen und Form und Lage von Nachbark rpern im Kapitel 4 im Detail erl u tert 2 2 2 Einlaufrechen Der Energieverlust bedingt durch den Einlaufrechen bezieht sich auf die Differenz der Energieh henlinie vor und nach dem Rechen Die Energielinienh he setzt sich allgemein aus geod tischer H he z Druckh he p pg und Geschwindigkeitsh he v 2g zusammen 2 5 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 16 2 tte G1 2 5 28 Da beim vorliegenden Problem nur der Energieverlust welcher durch den Rechen er zeugt wird interessiert sind vom Gesamtverlust zwischen den beiden Messebenen zus tz liche rtliche Energieverluste wie z B der Einlauf und der Umlenkverlust zu subtrahie ren Die Reibungsverluste entlang der Einlaufw nde k nnen bei den meist kurzen Flies strecken zwischen beiden Messebenen vernachl ssigt werden Eine ausf hrliche Weglei tung f r die Ermittlung des Rechenverlustes mit Hilfe einer Naturmessung wird in Kap 6 angegeben Allgemein k nnen in der Praxis zwei wesentliche F lle unterschieden werden Fall 1 Freispiegelabfluss vor und nach dem Rechen Abb 2 8 Fall 2 Freis
240. nz zwischen den Lauf radschaufeln Abb 2 17a Diese kleinste lichte Distanz zwischen den Laufradschaufeln wird vom Turbinenhersteller angegeben H ufig jedoch ist dieser Wert zu dem Zeitpunkt wo der Einlaufrechen dimensioniert werden muss noch nicht verf gbar Zowski 1960 gibt in Abb 2 17b eine auf Erfahrungswerten beruhende N herungsl sung f r die kleinste Distanz zwischen den Laufradschaufeln an Die kleinste Distanz zwischen den Laufradschaufeln wird als Prozentsatz des Austritt durchmessers D der Francisturbine in Abh ngigkeit der spezifischen Drehzahl n angege ben Die spezifische Drehzahl n ist wie folgt definiert 1 2 5 4 n 5 Gl 2 12 Dabei entspricht U min der Betriebsdrehzahl kW der Nutzleistung an der Wel le und Hx m der Nutzfallh he Die Kurven in Abb 2 17b repr sentieren durchschnittliche Werte der Laufradschaufel ffnungen f r eine normal gestaltete Francisturbine mit entsprechender Anzahl von Lauf radschaufeln wie in Abb 2 17a dargestellt MUM OPENING r Ka 8 D i CROSS SECTION CROWN END RUNNER DISCHARGE OPENING IN OF DISCHARGE DIA D gt o o o A MINIMUM CLEAR OPENING a SECTION A A MAXIMUM CLEAR OPENING a DEVELOPED OUTLINE OF DISCHARGE SECTION B B OPENING BETWEEN RUNNER BUCKETS Abb 2 17 Lage der kleinsten und gr ssten freien D
241. ocimeter der Firma Sontek mit einer Datenerfassungsrate von 25 Hz und einer maximal aufnehmbaren Geschwindigkeit von 2 5 m s Abb 3 8 Die Messgenauigkeit der ADV Sonde betr gt 1 vom Messendwert F r die Messung des Geschwindigkeitsfeldes wird ein Netz von 3 Methode der experimentellen Untersuchung 86 30 Punkten nach 150 3354 1975 in den Abflussquerschnitt gelegt an welchen die Ge schwindigkeitskomponenten und deren Standardabweichungen in allen drei Richtungen aufgenommen werden Kolonnen S lt lt p o U o een CE Leeder SS Elek Ze p H ER 9 d E 0 092 L 0 3675 L L Abb 3 8 3 D Acoustic Doppler Velocimeter ADV der Firma Sontek b Allgemeiner Messraster nach 150 3354 1975 b 3 4 3 Versuchsstand unter Druckabfluss Zur Messung der Druckverteilung sind in den Plexiglasdeckel vor und nach der Re chenebene je 2 Drucksonden eingebracht Abb 3 5 a b Abb 3 9 Verwendete Keller Drucksonde Serie 355 b Querschnitt durch den Druckaufnehmer Die Daten gelangen von den Drucksensoren via Modul Box und Signal Box zum Com puter wo sie parallel zur Messung abgefragt werden k nnen Bei den verwendeten Druck sensoren handelt es sich um ein Fabrikat der Keller AG Piezoresistive Druck Transmitter 3 Methode der experimentellen Untersuchung 87 PR 35S 200 mbar 4 20 mA Als eige
242. ohne Diagramm berechnet werden kann Im Folgenden werden die er w hnten Beziehungen nach verschiedenen Autoren mit der hier empirisch entwickelten Beziehung verglichen Die Geometrie der f r den Vergleich betrachteten Rechen und D ist in Tab 4 5 aufgef hrt Der Winkel o betr gt 90 Die Berechnung der Verlust beiwerte ist im Anhang Tab 8 0 159 und Tab 9 6 309 f r die jeweiligen Auto ren tabellarisch aufgef hrt 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 111 Die Abb 4 13 und Abb 4 14 zeigen den Vergleich der am Modell gewonnenen Ergeb nisse ausgedr ckt durch die Gl 4 6 mit den berechneten Ergebnissen nach verschiedenen Autoren f r einen Anstr mwinkel 6 15 bzw 30 F r alle Autoren weisen die Kurven etwa denselben charakteristischen Verlauf auf Sie liegen ann hernd parallel Die nach der hier entwickelten Gl 4 6 berechneten Verlustbei werte ps ergeben f r die Rechen und D die h chsten Werte lediglich f r den Rechen A sind die Werte berechnet nach Zimmermann ber denen von Gl 4 6 F r eine Schr g anstr mung von 6 309 siehe Abb 4 14 liegen die Werte nach Zimmermann f r alle Re chen deutlich ber denen nach Gl 4 6 und den anderen Autoren Der Grund liegt darin dass Zimmermann aufgrund seiner gew hlten Versuchsanordnung den Einfluss der Schr ganstr mung auf den Gesamtverlustbeiwert stark bersch tzt Kap 2 5 4 Autoren Vergleich 15
243. olgenden erl utert Dabei k nnen diese einerseits rechnerisch mittels einer Gleichung und anderseits graphisch mit Hilfe eines Diagramms bestimmt werden 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 161 5 2 Verlustbeiwert und Verlustfaktoren 5 2 1 _Verlustbeiwert infolge Verbauung Bestimmung rechnerisch Der Verlustbeiwert infolge der Verbauung P ist bestimmt durch 3 2 55 Gl 5 3 1 P Der Stabformbeiwert kr nach Kirschmer ist mit Hilfe der Abb 5 2 und Tab 5 1 zu bestimmen Gi Oo 0 55 0 55 W Abb 5 2 Anstr mung m gliche Form und Abmessungen von Rechenst ben nach Kirschmer 1926 55 25 35 3 55 1 55 ka et Tab 5 1 Stabformbeiwert kr bei frontaler Anstr mung nach Kirschmer 1926 Der Verbauungsgrad P des Rechens ergibt sich aus dem Verh ltnis der verbauten Fl che schwarze Fl che in untenstehender Skizze zur Fl che des Rechenfeldes und ist defi niert mit 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 162 Ags I GI 5 4 ARF Dabei entspricht Ars Verbauungsfl che der Rechenst be AAH Verbauungsfl che der Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen Rechentr ger etc Aer Fl che des Rechenfeldes Arr Hr Br siehe Abb 5 1 Die geometrischen Gr ssen Ars und Arr und somit der Verbauungsgrad P m ssen anhand der Konstruktionspl ne des Einlaufr
244. olgerungen 134 4 5 Einfluss der Str mungsinhomogenit t eenessnessnessnesnnnennnennnnnnnnnnnennnennnen nennen 135 4547 ne testen Ense 135 4514 Allgemeines are 135 4 5 1 2 Ist Situation der Kraftwerke in der Schweiz 135 4 5 1 3 Modellierung und Versuchsdurchf hrung een 139 4 5 2 Ergebnisse in Abh ngigkeit der Trennpfeilerform 143 45 21 Merlustbewettg 143 4 5 2 2 146 4 5 3 Ergebnisse in Abh ngigkeit der Erolaufsohlenform 149 4 5 3 1 149 4 5 3 2 151 4 5 4 Vergleich und Folgerungen 156 5 EMPFEHLUNG EINER NEUEN FORMEL sssssssssssosssnsssonsssssennsssnnnssunsnsnnenes 159 BIER NER EIER 159 5 2 Verlustlaktoten ERDE 161 5 2 1 Verlustfaktor kp infolge Verbauung 161 5 2 2 Verlustfaktor ks infolge horizontaler Schr ganstr mung 163 5 2 3 Verlustfaktor infolge Rechenverlegung 164 5 2 4 Verlustfaktor infolge vertikaler Rechenneigung een 169 5 3 Wegleitung f r die Berechnung des Energieverlustes nn 170 5 4 Ber cksichtigung der Geschwindigkeits
245. on der Kraftwerke in der Schweiz Im Hinblick auf die vorliegende Problematik werden die mittels Fragebogen Meusbur ger amp Volkart 1999 erfassten Kraftwerke nach ihren Einlaufkonfigurationen vor dem Ein laufrechen erfasst und analysiert Dies erfolgt mit dem Hintergrund f r die hydraulischen Modellversuche geeignete und praxisnahe Modellierungen zu finden Zum Vorteil der bes seren bersichtlichkeit wird die Analyse getrennt nach horizontaler und vertikaler Ebene durchgef hrt Obwohl f r die Anstr mung des Einlaufrechens von entscheidender Bedeutung erfolgt bez glich der Anordnung des Kraftwerkes im Fluss Buchten Kanalkraftwerk etc und der Bauart Block berstr mbares Pfeilerkraftwerk etc keine Analyse da dies in den hydraulischen Modellversuchen mit dem vorhandenen Versuchsstand nicht ausreichend ber cksichtigt werden kann Einlaufgeometrie im Grundriss Neben der Lage im Fluss ist f r die Einlaufgestaltung im Grundriss die Geometrie des Trennpfeilers von Bedeutung Insbesondere im Falle geschlossener Wehrfelder soll der Trennpfeiler gew hrleisten dass die um den Pfeiler herum gef hrte Str mung sich in kei 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 136 nem Punkt abl st und dadurch Wirbel entstehen Durch den Pfeiler soll weiter eine gleichm ssige und senkrechte Anstr mung des Rechen gew hrleistet werden siehe Abb 4 27 Es soll vor allem eine Benachteiligung der wehrseitigen Turbine verhindert werd
246. oretische Grundlagen und Stand des Wissens 60 Die Rechenstabdicke s betr gt 10 mm die Stabl nge 100 mm die vertikale Rechennei gung 90 der Stabformbeiwert nach Kirschmer kr 2 42 Lediglich die lichte Rechen stabweite b wird von s b 0 bis 11 5 mm s b 0 87 variiert Die Ergebnisse dieser Betrachtung sind in Abb 2 41 dargestellt wobei der Verlustkoeffizient in Abh ngigkeit des Verh ltnisses s b aufgef hrt ist Das Verh ltnis Rechenstabdicke zu lichter Rechenstabweite s b liegt f r den Grossteil der betrachteten Einlaufrechen in der Natur zwischen 0 1 und 0 2 Mit der gew hlten Re chengeometrie s 10 mm 100 mm b var ergibt sich bei der Kurve nach Zimmer mann bei s b 0 1 ein Knick welcher die zwei Bereiche unvollkommene Umlenkung lt b und vollkommene Umlenkung gt voneinander trennt Vergleich Kirschmer Zimmermann Naturmessdaten 10 ITT III Me at
247. ortices at Intakes Water Power pp 137 138 Gulliver J S amp Lindblom K C amp Rindels A J 1983 Guidelines for Intake Design With out Free Surface Vortices Proceedings of Waterpower 83 ASCE Knoxville Tenessee Gulliver J S amp Lindblom K C amp Rindels A J 1984 Case Studies of Hydroplant Intake Designs to Avoid Free Surface Vortices St Anthony Falls Hydraulic Laboratory Univer sity of Minnesota Project Report No 226 Gulliver J S amp Lindblom amp Rindels J 1986 Designing Intakes to Avoid Free Surface Vortices Water Power H ssig P 2000 Fischsch den durch Turbinen wasser energie luft eau nergie air 92 Jahr gang Heft 9 10 299 300 Hermann F amp Hollenstein R 1998 Zur Entstehung von Rechenverlusten bei gerader und schr ger Anstr mung Beitr ge zum Symposium Planung und Realisierung im Wasser bau Berichte der Versuchsanstalt Obernach und des Lehrstuhls f r Wasserbau und Wasserwirtschaft der Technischen Universit t M nchen Heft 82 pp 69 78 Herzog M 1985 Schwingungen von Rechen im str menden Wasser Wasserwirtschaft 75 Jahrgang Heft 5 222 225 Hollenstein R amp Billeter P 1998 Schwingungsuntersuchung an einem Einlaufrechen Bei tr ge zum Symposium Planung und Realisierung im Wasserbau Berichte der Versuchs anstalt Obernach und des Lehrstuhls f r Wasserbau und Wasserwirtschaft der Techni schen Universit t M nchen Heft 8
248. ossem Massstab oder auch Computer Simulationen 2 D 3 D durchgef hrt empfiehlt es sich das Rechenfeld in mehrere Teilfelder aufzuteilen und die oben angege ben Vorgangsweise f r jedes Teilfeld einzeln durchzuf hren Im Folgenden wird die Vor gehensweise kurz dargelegt aus Meusburger amp Volkart amp Minor 2001 Mit Hilfe der Numerik werden die Parameter horizontale Schr ganstr mung und rtli che Anstr mgeschwindigkeit ermittelt In einem ersten Schritt wird mit Hilfe eines Rechenprogrammes z B VAW Rechenprogramm Hydro 2de VAW amp Beffa 1997 die grossr umige Anstr mung zum Einlauf berechnet Die Ergebnisse dieses Schrittes sollen der Natur hnliche Anfangs und Randbedingungen f r die nachfolgende 3 dimensionale Betrachtung liefern 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 173 Das Modellgebiet soll den Kraftwerkseinlauf die Wehranlag und eine Strecke fluss aufw rts von ca 100 m umfassen Als Rand und Anfangsbedingungen dienen z B Ge samtabfluss Wehrabfluss Turbinenabfluss und Niveau des Wasserspiegels In einem weiteren Schritt wird das Modellgebiet f r die 3 dimensionale Betrachtung eingegrenzt Die Berechnung des verkleinerten Modellgebietes kann z B mit dem Pro gramm CFX F3D CFDS 1995 erfolgen Als Anfangs und Randbedingungen dienen die Ergebnisse aus der oben beschriebenen 2 dimensionalen Betrachtung Das Modellge biet der 3D Berechnung soll die Rechenfelder
249. piegelabfluss vor und Druckabfluss nach dem Rechen Abb 2 9 Dammbalkennut 5 ba Abb 2 8 Schemaskizze zur Definition des Energieverlustes am Einlaufrechen mit Freispiegel abfluss vor und nach dem Einlaufrechen 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 17 29 Dammbalkennut Abb 2 9 Schemaskizze zur Definition des Energieverlustes am Einlaufrechen mit Freispiegel abfluss vor und Druckabfluss nach dem Einlaufrechen Die entsprechenden Gr ssen werden folgendermassen definiert Rechenverlusth he Ah 1 2 6 Energielinienh he vor dem Rechen 2 61 27 Q Gl 2 8 H R B R Energielinienh he nach dem Rechen 2 2 2 GI 2 9 2g Geschwindigkeit in der Dammbalkennutebene Vp Q Gl 2 10 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 18 2 Eintrittsverlust Ahr Ah GI 2 11 g Der Eintrittsverlust ist jener Verlust der zwischen den betrachteten Messebenen auch Auftritt wenn kein Rechen eingebaut ist Der Verlustbeiwert wird nach Dracos 1990 je nach Ausbildung des Einlaufes mit 0 1 bis 0 5 angegeben Im Normalfall ist die Ermittlung des Rechenverlustes Ahr f r beide F lle gleich und einfach Im Fall 2 Druckabfluss nach dem Rechen besteht jedoch die M glichkeit dass die H he der Energielinie nach dem Re
250. plex Rechenverluste inklusive m glicher Ablagerungen und Verle gungen sowie der h ufig zu unrecht vernachl ssigten Anstr mung umfassend Zuerst zeigt er dass keine der bisher bekannten Berechnungsmethoden die Erfahrungen in der Natur best tigen kann und stellt fest dass neben der Anstr mgeschwindigkeit selbst deren Richtung der Verbauungsgrad die Rechenverlegung durch Geschwemmsel und Kies sowie die Turbulenz einen Einfluss haben k nnen Entsprechend setzt er sein Unter suchungsprogramm auf Er verbindet Umfragen bei Betrieben mit verschiedenen wasser baulichen Modellversuchen zur direkten Bestimmung der Energieverluste und misst die Geschwindigkeitsfelder am Rechen mit dem Laser Doppler Anemometer um auch die Turbulenzen bestimmen zu k nnen Er entwickelt eine neue Beziehung die alle Einfl sse sauber erfasst und zeigt dass von den oben genannten Parametern lediglich die Turbulenz vernachl ssigt werden kann Herr Meusburger macht Vorschl ge wie die Schr ganstr mung die Verbauung durch Rechenst be Abstandshalter und Rechentr ger sowie die Verlegung durch Geschwemm sel und Verlandungen zus tzlich zu den blichen Gr ssen Rechenstababstand und Stab form sowie Rechenneigung zuverl ssig erfasst werden k nnen Er gibt auch Hinweise auf den Einfluss von Pfeilern Schwellen und Sohleintiefungen Diese neue Beziehung testet Herr Meusburger in einer aufwendigen Naturmessung die seinen Ansatz eindrucksvoll best tigt Dies
251. r der untersuchten Einlaufsohlenformen ES3 ES4a und ES4b Die Daten zu den Bildern ent standen durch eine hoch aufgel ste engmaschiges Messpunktnetz Geschwindigkeitsauf nahme mit Hilfe der LDA Anlage und der dazu passenden Burst Spectrum Analyser BSA Flow Software Mit Hilfe des Programms Tecplot 9 0 wurden die Daten entspre chend den nachfolgenden Abbildungen Abb 4 44 bis Abb 4 46 visualisiert Die Ge schwindigkeitsvektoren geben die Richtung der Geschwindigkeit im jeweiligen Punkt an 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 154 Der Betrag der Geschwindigkeit wird durch die Farbe des Geschwindigkeitsfeldes deutlich gemacht Eine rote Farbe entspricht einer hohen und eine blaue Farbe einer tiefen Ge schwindigkeit Die Abb 4 44 zeigt das Geschwindigkeitsfeld f r die untersuchte Einlaufsohlenform ES3 Durch die Querschnittserweiterung wird das vorher relativ homogene Geschwindig keitsfeld inhomogen An der Sohle im Gef lleknick Rechenebene entsteht ein Str mungsgebiet mit kleinen Geschwindigkeiten und einer R ckstr mungszone einer soge nannten Walze Diese Zonen treten sowohl vor als auch nach dem Rechen auf Sie passie ren den Rechen somit ungehindert Bedingt durch die eingebauten Abstandhalter entstehen im Str mungsschatten nach dem Rechen Zonen von Str mungsabl sungen welche ein hergehen mit erh hter Turbulenz Fliessgeschwindigkeit m s 500 400 300 200 100 x mm Abb 4 44 Str mung
252. r was dazu f hrt dass die Stabformbeiwerte nach Spangler etwas kleiner sind als diejenigen von Kirschmer vergleiche Tab 2 3 und Tab 2 6 kr 1 77 1 60 0 87 0 71 1 73 Tab 2 6 Stabformbeiwert bei frontaler Anstr mung nach Spangler 1928 Die empirisch entwickelte Beziehung von Spangler lautet 2 Ya 2g Gl 2 25 Der Verlustkoeffizient des Rechens ist eine Funktion des Anstr mwinkels und des Durchflussverh ltnisses b s b und ist in Abb 2 30 dargestellt Die Stabgeometrien und die dazugeh rigen Bezeichnungen sind in Abb 2 19 dargestellt entspricht der Ab str mgeschwindigkeit nach dem Rechen 5 0 5 0 Stabform a vd 0 70 0 20 40 60 0 20 40 60 0 20 a gt a gt gt Abb 2 30 Diagramme zur Bestimmung des Verlustkoeffizienten bzw Abh ngigkeit der untersuchten Stabformen a bis 1 des Durchflussverh ltnisses 2 und dem Winkel der mittleren Schr ganstr mung o Spangler 1928 Das erste Diagramm f r links gilt nur f r die Stabform a 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 48 2 4 4 Fellenius amp Lindquist Fellenius amp Lindquist 1929 f hrten ihre Versuche an Rechenfeldern im nat rlichen Massstab 1 1 b
253. r Parameter lichte Rechenstabweite b Verbauung Anstr mgeschwindigkeit vr horizontaler Anstr mwinkel und Verlegung decken den in der Praxis vorkommenden Bereich zum gr ssten Teil ab Die ermittelten Beziehun gen f r die verschiedenen Verlustfaktoren k d rfen aber auch dann angewendet werden wenn die genannten Parameter vom gew hlten Variationsbereich abweichen Dies deshalb weil sie einerseits die Randbedingungen f r die Maximal und Minimalwerte erf llen und anderseits die Abweichungen der Parameter in der Praxis wenn berhaupt von den unter suchten und grossz gig gew hlten Variationsbereichen sehr gering sein werden Sie d rfen deshalb im f r die Praxis blichen Rahmen extrapoliert werden Dies gilt ebenfalls f r die konstant gehaltenen Parameter Stabdicke s sy 15 mm Stabl nge Z 150 mm und vertikale Rechenneigung amp amp 90 Die empirisch entwickelten Formeln f r die Verlustfaktoren k d rfen beliebig f r andere Bereiche der genannten Parameter angewendet werden Dies unter der Voraussetzung dass auch sie im Rahmen der in der Praxis blichen Gr ssenordnungen liegen 5 5 2 Einschr nkungen Stabformbeiwert kp Die Modellversuche wurden nur mit einer Rechenstabform scharfkantig rechteckig 5 4 10 durchgef hrt Der Stabformbeiwert kr f r diese Stabform wurde f r die Ermittlung des Verlustfaktors kp infolge Verbauung von Kirschmer bernommen F r den Fall der frontalen Ans
254. r infolge Verlegung ist beim Rechen A sowohl f r eine 12 5 0 125 als auch f r eine 25 Verlegung V 0 25 dominierend Faktor gt 2 nimmt dann jedoch mit 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 128 zunehmender Verbauung P kontinuierlich ab und ist beim Rechen D am kleinsten Bei ei ner 25 Verlegung ist der Verlustfaktor ky infolge der Verlegung V jedoch f r alle Re chen dominierend Rechen Tab 4 12 Gesamtverlustbeiwert Gout Verlustbeiwert und Verlustfaktor ky infolge einer Ver legung aus Gruppe 1 f r alle untersuchten Rechen infolge der Modellmessungen Resultierend aus den Gleichungen Gl 4 2 Gl 4 11 und Gl 4 13 ky ergibt sich der Verlustbeiwert Dei welcher aus der Verbauung und der Verlegung Gruppel gt Verlegungsarten Nr 1 und 2 resultiert 2 2 2 1 5 2 Gl 4 14 Dabei entspricht kr Stabformbeiwert nach Kirschmer 1926 nach Abb 2 19 P Verbauungsgrad nach Gl 4 7 Verlegungsgrad nach Gl 4 8 Die Beziehung weist gegen ber den Messwerten eine Korrelation von 0 98 auf und ge n gt den Extremwert bzw Randbedingungen 0 0 0 1 In der Abb 4 23 ist die N herungskurve nach Gl 4 14 den gemittelten Messwerten in Abh ngigkeit des Blockierungsgrades gegen bergestellt 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 129 Gruppe1 Verlustbeiwert Ger nach GI
255. rdnet werden wie einem Kraftwerk mit einem mittleren horizontalen An str mwinkel gt 30 Verbauung Schr ganstr mung Gel KW Schwarzh usern are pen Centrale de A KW Flumenthal Abb 2 45 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes Ce vom Anstr mwinkel und dem Verbauungs grad P f r die mittels Fragebogen erfassten Niederdruck Kraftwerke der Schweiz Rechengutanfall Verlustbeiwert Fl sse und B che transportieren j hrlich tausende von Tonnen Treibgut in Form von Holz Laub sten sowie Zivilisationsm ll Dieses Geschwemmsel bleibt an den Rechen h ngen und wird von dort mit Rechenreinigungsanlagen entfernt und entsorgt Die Menge des Treibgutes h ngt unter anderem vom Einzugsgebiet ab und unterliegt jahreszeitlichen Schwankungen Die Maximalwerte werden w hrend den Hochwassern im Fr h 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 69 ling Sommer und im Herbst bei starkem Laubfall mit Wind erreicht Je kleiner die lichte Rechenstabweite ist umso mehr Treibgut bleibt am Rechen h ngen und muss als Rechen gut teuer entsorgt werden Trotz heutzutage leistungsstarker und vollautomatischer Rechenreinigungsmaschinen ist eine Verlegung des Rechens nicht vollkommen zu vermeiden Die durch das Rechengut hervorgerufene Rechenverlegung erh ht den Verlustbeiwert des Einlaufrechens siehe auch Kap 2 3 3 4 Der spezifische Rechengutanfall T Q ist somit ein massgeblicher Einflussfaktor auf die Entsteh
256. reibern Im Zusammenhang mit der zu untersuchenden Problematik wurde an 88 Niederdruck Kraftwerke in der Schweiz ein Fragebogen versandt 43 Kraftwerke haben den umfangrei chen Fragebogen ausf hrlich beantwortet Im Nachfolgenden werden die wichtigsten Er gebnisse kurz erl utert Der Verbauungsgrad liegt zwischen 0 1 und 0 4 was bedeutet dass 10 bis 40 des urspr nglich freien Einlaufs durch den Rechen verbaut sind Der Schwerpunkt der Verbauungsgrade liegt zwischen 0 20 und 0 25 Der Verbauungsanteil der Rechenst be am Gesamtverbauungsgrad liegt zwischen 30 und 90 respektive der der Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen und Rechentr ger zwischen 10 und 70 Im Normalfall liegt dieser Anteil der von den bisher bekannten Verlustformeln ver nachl ssigt wird zwischen 30 und 50 Die mittlere Anstr mgeschwindigkeit liegt zwischen 0 9 und 1 2m s Der Winkel der Schr ganstr mung liegt in der Natur zwischen 0 und 50 Die mitt lere Schr ganstr mung aller Kraftwerke bewegt sich zwischen 8 und 12 Der Rechengutanfall ist jahreszeitlich bedingt und ist im Fr hjahr als auch im Herbst am gr ssten Der mittlere j hrliche Rechengutanfall betr gt je nach Kraftwerk zwi schen 20 bis 2400 m pro Jahr Alle Rechen werden maschinell gereinigt 51 der Rechen besitzen Rechenst be mit scharfkantigem Rechteckprofil 35 mit abgerundeten Kanten am Stabkopf und 14 mit Fischbauchprofil Der aus den Angaben der
257. rgebnisse der experimentellen Untersuchung Y I AN 8 AP 20 Ay us oyyepsnpoA 449 TTA Ay 4 Ay 1 4 Ay 2 Ay REELLE 3 1 AN 8 dey 99215 8 8 8 g AP INJ Ay 5 A 449 1 5 B12 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung 8 5 IN AP Ay us1oyyepsnpoA 449 TTA ABL Ay Ay d Ay 2 Ay REELLE 8 S AN 8 dey 99215 8 8 8 g AP INJ Ay 5 A 449 1 5 B13 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung TI 6 IN
258. rimentellen Untersuchung Bl Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung ssnjJgejogardsta4 yeZ spjouAoy 7 49 1 MZ 9 NAJNAJNAJ NAJNAJNAJ NA NAJNAJNAJ enen nn D 5 55 Anz B2 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung SSnJgeyONIq yeZ spjouKkay 7 9 1 S P INZ SLIOMSSIW leur 5 Anz B3 Anhang B Ergebnisse der experimentellen Untersuchung 49 1 S P INZ SUOMSSIW E A gt 8 4 sajam psn A
259. rk American Society of Civil Engineers Bauer E 1961 Gewalt und Dauerbr che an Einlaufrechen von Wasserturbinen Elektrizi t tswirtschaft Jg 65 Heft 14 465 467 Berezinski I 1954 Hydraulisches Handbuch Hrsg Mostkov M A Moskau in russisch Blevins R D 1984 Applied Fluid Dynamics Handbook Van Nostrand Reinhold CO 1984 New York Bugl H amp Jericha H 1968 Fragen der Dimensionierung und Ausbildung der Rechenanlagen vor den Turbineneinl ufen von Flusskraftwerken sterreichische Ingenieur Zeitschrift M rz Heft 3 pp 81 84 April Heft 4 pp 115 121 BWG 1992 Statistik der Wasserkraftanlagen der Schweiz Bundesamt f r Wasser und Geolo gie BWG Bern CFDS 1995 Flow Solver User Guide Computational Fluid Dynamics Service Christen 1996 Literaturrecherche ber Mortalit t von Fischen in Kaplan Turbinen Baden werk AG Karlsruhe Dean R G amp Harleman D R F 1966 Interaction of Structures and Waves Estuary and Co astline Hydrodynamics Hrsg Ippen A T Mc Graw Hill New York Deniz S Bosshard M Speerli J Volkart P 1990 Saugrohre bei Flusskraftwerken Mitteilung der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie der Eidge n ssischen Technischen Hochschule Z rich Nr 106 Hrsg Prof Dr D Vischer Deniz S 1993 Kr fte auf angestr mte schwingende Profile mit Rechteck und Achteckquer schnitt Dissertation Mitteilung Nr 125 Versuch
260. rkanal vor dem Rechen wird auf 600 mm ein gestellt 3 Methode der experimentellen Untersuchung 82 Datenauswertung Zulauf NW 250mm Reqgulierschieber Durchflussmesser MID Beruhigungslochgitter Zulaufkanal B 0 50m Piezometer Rechen Messwagen mit ADV Sonde Messwagen mit Stechpegel SESEETESSE 5 R cklauf 1 Abb 3 4 Isometrische Darstellung des Versuchsstandes mit Freispiegelabfluss und Grundkon figuration der Messkette Der Unterwasserkanal nach dem Rechen besteht aus der Umlenkstrecke f r 6 gt 0 und der Ablaufstrecke Die Umlenkstrecke ist nur bei schr ger Anstr mung erforderlich Sie wird mit im Grundriss dreieckf rmigen PVC Elementen gebildet Am Ende der Ab laufstrecke bzw des Unterwasserkanals zirka 7m nach dem Rechen ist die Klappe zur Regulierung des Wasserspiegels montiert Die geometrische Anordnung der Versuchsrinne entspricht im Wesentlichen der Ver suchsanordnung nach Spangler 1928 und der von del cik 1960 3 3 2 2 Versuchsanlage mit Druckabfluss Der zweite Versuchsstand besteht aus einer ca 8 m langen 1 2 m hohen und Im breiten horizontalen Rinne aus Stahl Lediglich die linke in Fliessrichtung betrachtet seitliche Berandung besteht aus einer Verbundglasscheibe Abb 3 5 Der eigentliche Versuchskanal in dem Druckabfluss m glich ist wird in diese Rinne eingebaut Dieser Kanal ist ca 4 m lang 0 5 m breit und 0 6 m tief
261. rlegungen bedeutend h here Energieverluste am Einlaufrechen erzeugen In der Praxis bedeutet diese Tatsache dass mit der h ufig aufgestellten Forderung nach engeren Rechen stababst nden zum Schutz der Fische nicht nur der Verlust aufgrund der gr sseren Ver bauung zunehmen wird durch die zu erwartende st rkere Verlegung von Rechen mit enge rem Stababstand werden die Energieverluste stark berproportional ansteigen Die hier untersuchten Str mungsinhomogenit ten erzeugt durch in der Praxis bliche Trennpfeiler und Einlaufsohlenformen generieren entgegen den Erwartungen keine h he ren Verlustbeiwerte des Einlaufrechens Der Grund liegt in der Gleichrichterwirkung des Rechens Grossr umige Str mungsinhomogenit ten deren Ursache von der Lage des Kraftwerkes im Fluss und zur Wehranlage herr hrt konnten mit dem vorhandenen Ver suchsstand nicht durchgef hrt werden Beobachtungen in der Natur haben jedoch gezeigt dass zum Beispiel bei einer ung nstigen Lage des Kraftwerkes im Flussregime oder bei asymmetrischem Turbinenbetrieb in den Randbereichen der Trennpfeiler grossfl chige Wirbel auftreten k nnen die quasi zu einer Verlegung der Rechen f hren und den Ener gieverlust dort markant ansteigen lassen Mit den erw hnten verlustrelevanten Parametern wird schliesslich eine neue Berech nungsformel f r die Energieverluste am Einlaufrechen hergeleitet Mit Hilfe dieser Formel soll es in Zukunft m glich sein die tats chlich auftre
262. rschnitte mehr oder weniger stark ein Der Wider stand der Stabgitter wird dadurch erh ht Zur Verringerung dieses Einflusses wurde ent weder das Randverbauungsverh ltnis kleiner gew hlt als das Verbauungsverh ltnis des b rigen Stabgitters oder es wurden bei gr sseren Anstr mwinkeln die Randst be entfernt Das Widerstandsverhalten der Rechenst be bei schr ger Anstr mung unterteilt Zim mermann in zwei Bereiche Der Bereich 1 ist definiert mit 0 lt s b lt bzw b gt und kennzeichnet sich dadurch aus dass die schr ge Anstr mung nur unvollkommen in die Richtung der Stabl ngsachsen umgelenkt wird Im Bereich 2 hingegen mit s b gt s bzw b lt wmd die Str mung vollkommen in Richtung der Stabl ngsachsen umgelenkt Wobei 1 5 gilt entspricht der reduzierten Stabl nge L der Stabl nge und s der Stabdicke Die Beziehungen f r diese beiden Bereiche lauten folgendermassen Bereich 1 lt b 4 4 2 H Ah 2 7 2 Gl 2 31 2g b S Bereich 2 Ch 4 4 4 e 3 3 3 2 7 Ah 13 87 t8 B k 2 8 3 5 2 32 2g H cos B Dabei entspricht kp dem Stabformbeiwert nach Kirschmer 2 3 B dem Winkel der horizontalen Schr ganstr mung s der Stabdicke der Stabl nge und vr der mittleren An str mgeschwindigkeit im unverbauten Rechenquerschnitt 2 4 9 US Bureau of Reclamation US Corps of Engineers Neben der Beziehung von Kirschmer und Fellenius gibt d
263. rt geometrische kinematische und dynamische hnlich keit Dynamische hnlichkeit liefert die Voraussetzung daf r dass in geometrisch hnli chen Modellen zeitabh ngige Vorg nge kinematisch hnlich ablaufen Dies wird durch die Beziehung zwischen den angreifenden Kr ften und dem Str mungsfeld gew hrleistet wie sie in den Bewegungsgleichungen zum Ausdruck kommt Die Schl sselfolgerung bei ge ometrisch hnlichen wasserbaulichen Modellen besteht also darin dass die dynamische hnlichkeit gew hrleistet sein muss was dann gegeben ist wenn alle angreifenden Kr fte Tr gheitskraft Schwerkraft Z higkeitskraft Druckkraft etc im Modell in einem kon stanten Verh ltnis zur Natur nachgebildet werden Nach Spurk 1992 ist diese vollst ndige hnlichkeit in den meisten F llen experimentell nicht zu verwirklichen Die durch unvoll st ndige geometrische hnlichkeit verursachten Abweichungen zwischen dem Verhalten des Modells und des Originals werden Massstabseffekte genannt In einem Str mungsmo dell kann nur die Relation von zwei Kr ften exakt ber cksichtigt werden Mit Hilfe der Dimensionsanalyse werden die zwei massgebenden Kr fte in Relation zueinander gesetzt und durch eine dimensionslose str mungsmechanische Kennzahl Froude Reynolds Weber Eulerzahl etc ausgedr ckt Beim vorliegenden Problem dominieren zwei Kr fte Tr gheitskraft Schwerkraft eventuell noch eine dritte Kraft Z higkeitskraft den Me chanismus de
264. rte des Verlustes an Einlaufrechen in der Natur an In diesem Fall liegt ein Kraftwerk Lessoc unter der Kurve von Kirschmer Der Schwerpunkt der Verluste in der Natur liegt etwa zwischen den Werten von Zimmer mann und Kirschmer Die Formel von Zimmermann d rfte in Anbetracht der unter 2 5 3 aufgef hrten berlegungen und dass verlustrelevante jedoch schwer quantifizierbare Pa rameter wie Verlegung und Str mungsinhomogenit ten nicht mit ber cksichtigt werden den Einfluss der Schr ganstr mung berbewerten Dies gilt auch unter dem Aspekt dass die Daten bez glich der Verlustkoeffizienten ermittelt aus den Umfragedaten mit gewis sen Unsicherheiten verbunden sind 2 6 Niederdruckkraftwerke der Schweiz 2 6 1 Allgemeine Kenndaten der Anlagen Eine zweckm ssige generelle Einteilung der Wasserkraftwerke erfolgt f r die vorlie gende Problemstellung durch die Unterscheidung zwischen Hoch und Niederdruckanla gen Als bergangsform ist eventuell auch noch die Mitteldruckanlage zu unterscheiden Je nach Autor sind f r die Unterscheidung verschiedene Nutzfallh hengrenzen angegeben Nach einem Grossteil des Fachschriftentums k nnen folgende Nutzfallh hengrenzen zur Unterscheidung herangenommen werden Niederdruckanlagen lt 30m Hochdruckanlagen H gt 30m Nach Deniz amp Bosshard amp Speerli amp Volkart 1990 besitzt die Schweiz eine Vielzahl von Wasserkraftwerken ca 1150 mit einer installierten Leistung von ca 11 5
265. rungen der mittels Fragebogen erfassten Kraftwerke in der Schweiz Die verschiedenen Trennpfeilertypen kennzeichnen sich durch folgende Merkmale aus Typ TPl abgerundeter Trennpfeilerkopf halbkreisf rmig elliptisch etc Typ TP2 eckiger Trennpfeilerkopf Typ TP3 kein vorgezogener Trennpfeiler In Tab 4 14 ist die Anzahl und der Prozentsatz der einzelnen Trennpfeilertypen ange geben Die Kanalkraftwerke sind in dieser Betrachtung nicht enthalten da diese ber kei nen Trennpfeiler zwischen Wehranlage und Maschinenhaus verf gen Ausf hrungen der Trennpfeiler Typ TP1 Typ TP2 Typ TP3 Anzahl Prozent Anzahl Prozent Anzahl Prozent 23 70 7 21 3 9 Tab 4 14 Anzahl und Prozentsatz der in der Schweiz Niederdruckkraftwerken ausgef hrten Trennpfeilerformen Einlaufgeometrie im L ngsschnitt Die Geometrie des Einlaufbereiches im L ngsschnitt wird durch die Gestaltung der Ein laufsohle und der Einlaufhaube vorgegeben Im vorliegenden Fall beschr nket sich die Un tersuchung auf die Einlaufsohle Die Einlaufhaube ist in der Regel erst nach dem Rechen angeordnet und hat auf die Str mung vor dem Rechen nur einen indirekten Einfluss und dies auch nur wenn der Abfluss nach dem Rechen unter Druck verl uft Die Einlaufsohle soll so ausgebildet werden dass sich eine abl sungsfreie Anstr mung vor dem Rechen einstellt Dies wird erreicht indem keine allzu raschen Querschnittserwe
266. s Stab l nge lichte Rechenstabweite b Rechenstabprofil Verbauungsgrad P der vertikalen Re chenneigung zum mittleren Stromfaden dem horizontalen Anstr mwinkel und dem Rechengutanfall T ab Im folgenden wird der Versuch unternommen zwischen den wich tigsten erw hnten Parametern und dem Verlustkoeffizienten Gr des Rechens eine m gliche Korrelation zu finden Grundlage dazu sind die ausgewerteten Fragebogen der 43 Kraft werke in der Schweiz welche den Fragebogen ausgef llt und retourniert haben 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 67 Verbauungsgrad Verlustbeiwert Der Rechenverlustbeiwert h ngt unter anderem auch wesentlich von der Verbauung P des Kraftwerkeinlaufes durch den Rechen ab Je gr sser die Verbauung ist desto gr sser wird im Normalfall auch der Verlustbeiwert sein Die Abb 2 44 zeigt dass f r die meisten Kraftwerke der Verbauungsgrad zwischen 0 15 und 0 25 liegt Es treten aber auch Extremwerte auf Das Kraftwerk Flumenthal be sitzt zum Beispiel einen maximalen Verbauungsgrad von 0 38 Dies bedeutet dass 38 des Einlaufbereichs durch den Rechen verbaut sind bzw dass nur 62 der Einlauffl che in der Rechenebene dem Volumenstrom zur Verf gung steht Weiter ist aus Abb 2 44 er sichtlich dass die Messwerte der Betreiber keine Korrelation zwischen der Verbauung und dem Verlustkoeffizienten zulassen F r Kraftwerke mit einer Verbauung von z B 0 2 be west sich der Verlustkoeffizient zwis
267. s Energieverlustes am Einlaufrechen Der Einfluss der Kraft durch die Ober fl chenspannung oder die Elastizit tskraft des Wassers k nnen als klein vernachl ssigt werden Im folgenden Kapitel wird der Einfluss dieser verbleibenden relevanten Kr fte ge pr ft 3 2 2 Massstabseinfl sse Bei freier Oberfl che k nnen sich Druckdifferenzen in Ver nderungen der Wasserspie gellage ussern was zur Wellung der Oberfl che f hrt Die Wellenbildung wird durch die Schwerkraft beherrscht Neben dem Widerstand Reibungs und Druckwiderstand ohne freie Oberfl che tritt bei die freie Oberfl che durchsetzenden K rpern ein Wellenwider stand auf der von dem Verh ltnis der Tr gheitskr fte zu den Schwerekr ften der soge nannten Froude Zahl abh ngig sein muss 3 Methode der experimentellen Untersuchung 76 Jeh Dabei entspricht vr der mittleren Anstr mgeschwindigkeit g der Erdbeschleunigung und h der mittleren Abflusstiefe Fr Gl 3 3 Die Abh ngigkeit des Gesamtwiderstandes Reibungs Druck und Wellenwiderstand von der Froude Zahl wurde f r die die freie Oberfl che durchstossende kreiszylindrische Stabgitter verschiedener Verbauungsverh ltnisse und verschiedener relativer Wassertiefen h s von Hsieh 1964 untersucht Er hat festgestellt dass der Wellenwiderstand seinen Gr sstwert ungef hr bei Fr 0 5 erreicht Weiter ist der Wellenwiderstand vom Verbau ungsverh ltnis und der auf den Zylinderdurchmesser s bezogenen Wa
268. sanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie ETH Z rich Hrsg Prof Dr D Vischer Dracos 1990 Hydraulik Vorlesungsunterlagen Institut f r Hydromechanik und Wasser wirtschaft ETH Z rich Verlag der Fachvereine an den schweizerischen Hochschulen und Techniken Z rich Eichler amp Weidtmann J amp Wulz H 1974 Untersuchung ber die Gestaltung von Ein l ufen bei Rohrturbinen sterreichische Ingenieur Zeitschrift 10 Wien pp 326 333 Endress U Hafner P Kempf G M Meyer P Schinke A Schulz K Sickinger J Silbermann R Steiner K Thommen H Tschabold P Wetzer P amp Zeller E 1990 Durchfluss Fibel Verlag Flowtec AG Reinach BL Escande L 1947 Pertes de charge la traversee des grilles Complements d Hydraulique 1 Publications de I Institut Electronique et de l Institut M canique des Fluides de l Universte de Toulouse Premiere Partie Fellenius W Lindquist 1929 Verluste an Rechen Hydr Lab Practice ASME NY 8 Literaturverzeichnis 204 Giesecke amp Mosonyi E 1998 Wasserkraftanlagen Bau und Betrieb 2 Auflage Springer Verlag Berlin Godde D 1994 Experimentelle Untersuchungen zur Anstr mung von Rohrturbinen Disserta tion Technische Universit t M nchen Oskar v Miller Institut Heft Nr 75 Godde D 1994 Patentantrag Nr P 44 26 474 7 Deutsches Patentamt 26 07 1994 Gordon J L 1970 V
269. sbild Vektoren f r die untersuchte Einlaufsohlenform ES3 mit Rechen B und vr 0 577 m s Modell Die Vektoren geben die Richtung an und die Farbe den Betrag der Geschwindigkeit siehe Farbscala links 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 155 Fliessgeschwindigkeit v m s 500 400 300 200 100 x mm Abb 4 45 Str mungsbild Vektoren f r die untersuchte Einlaufsohlenform ES4a mit Rechen B und vr 0 577 m s Modell Die Vektoren geben die Richtung an und die Farbe den Betrag der Geschwindigkeit siehe Farbscala links Fliessgeschwindigkeit v m s 500 400 300 200 100 x mm Abb 4 46 Str mungsbild Vektoren f r die untersuchte Einlaufsohlenform ES4b mit Rechen B und vr 0 577 m s Modell Die Vektoren geben die Richtung an und die Farbe den Betrag der Geschwindigkeit siehe Farbscala links 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 156 Die Abb 4 45 zeigt das Str mungsbild f r die Einlaufsohlenform ES4a Das Gebiet der Str mungsabl sung infolge der Rechteck Schwelle ist relativ und nach dem Rechen nahezu nicht mehr vorhanden Somit ist die Turbulenz in der x z Ebene vor dem Rechen weitgehend durch die rechteckige Schwelle bestimmt und nach dem Rechen in erster Linie durch die horizontalen Abstandhalter Das Str mungsbild f r die Einlaufsohlenform ES4b ist in der Abb 4 46 dargestellt Vor dem Rechen ist das Geschwindigkeitsfeld in der x z Ebene relativ arm an Turbulenzen
270. sche Modellvyersuche AA 198 TA Dee EE 200 R2 Hehe ige 200 8 sans 203 9 SYMBOLVERZEICHNSS s0sc00s0ss08ssnssassnosennennsnssnsssssunntasensesens nnsnasnntensehseee 209 ANHANG NIEDERDRUCKKRAFTWERKE DER 7 Al Allgemeine Anlagekenndaten Al A 2 Kenndaten der Einlaufrechen und der Anstr mung A4 Verbauungscharakteristik der Bmlauftechen A6 ERGEBNISSE DER EXPERIMENTELLEN UNTERSUCHUNG Bl VERGLEICH NATURMESSUNG NEUE FORMEL uussossssssonssossnnssnnssonsnnnne 1 Ch gan ecke billigen C 2 Resultate Namummeseung 4 ZIL 5 de EES E E Ee 2 2 Geschwindigkeitsverteilung nenne 5 G 2 3 ansehe C24 E ke ts C9 2 5 Energieverlusth he und Verlustbeiwert nn C12 Kurzfassung Kurzfassung Einlaufrechen vor den Eintritts ffnungen von Wasserkraftwerken dienen dem Zweck Schwimm und Schwebstoffe zum Schutz der Turbinen zur ckzuweisen Durchfliesst das Wasser den Einlaufrechen wird ein Teil der kinetischen Energie in W rme umgewandelt Da W rme in diesem Fall eine Form der Energie ist die f r das mechanische System als verloren betrachtet werden kann nennt man die umge
271. schmer von kr 2 42 gew hlt Die vertikale Rechenneigung o betr gt 90 und der Winkel der horizontalen Anstr mung wird einheitlich mit 30 gew hlt Die Abb 2 38 zeigt dass der Rechenverlust unter Ber cksichtigung einer Schr gan str mung wesentlich h her ausf llt Die Ergebnisse nach del cik und Spangler sind in et wa gleichwertig und sind zirka um den Faktor 2 5 h her als die Werte nach Kirschmer f r den Fall der frontalen Anstr mung Zimmermann liegt mit seinen Ergebnissen um den Fak tor 2 5 h her als diejenigen von del cik und Spangler Die Ergebnisse von Kirschmer amp Mosonyi sind um den Faktor 1 5 h her als diejenigen von del cik und Spangler aber nur in etwa halb so hoch wie diejenigen von Zimmermann 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 57 Schr ge Anstr mung 30 T T T T 1 6 T T T 0 Kirschmer amp Mosonyi 30 9 1 4 Spangler 6 30 2 L idelicik 30 6 12 Zimmermann 8 30 7 Kirschmer 0 1 E GE r i f i 9 f Ba are near i
272. screen the results of the familiar authors have been adopted Parts of the investigation results are astonishing they clarify some cor relations partly contradict previous assumptions or confirm them The model experiments were designed and carried out in a way that the results can be transferred into nature with out any difficulties The blockage ratio screen results from the bars the spacers the brace diagonal and the screen supports and lies between 10 and 40 with power stations in Switzerland The existing formulas only take into account the part of the screen bars The evaluation of the questionnaires has shown among other things that the part of the blockage ratio which has not been considered in the total degree lies between 10 and 70 Consequently an im portant part of the blockage ratio which is relevant for the loss has been disregarded This circumstance alone results in the fact that a trashrack of common use shows a factor of loss 110 higher than it would be according to the classical correlations The results of the investigation on the transverse flow are very similar to the ones of the other authors If the parameters blockage ratio screen and transverse flow are taken into account the part of the transverse flow becomes dominant in the total loss co efficient for most of the trashracks used in Switzerland today This means that it lies above 50 With trashracks with a high degree of blockage ratio screen which usual
273. se 135 4 5 Einfluss der Str mungsinhomogenit t 451 Einleitung 4 5 1 1 Allgemeines Zahlreiche Forschungsarbeiten haben sich in der Vergangenheit mit der optimalen An str mung des Kraftwerkes befasst Naturmessungen zeigen A dass das Geschwindigkeits feld vor dem Einlaufrechen h ufig dreidimensional stark turbulent und instation r ist Und B tritt auch das Ph nomen der Inhomogenit t des Str mungsfeldes im Anstr mbereich auf Man versteht unter Inhomogenit ten lokale Str mungsbereiche die in ihrem Nahfeld charakteristisch vom Fernfeld abweichen Rankinewirbel und R ckstr mungen sind Bei spiele Besonderheiten der Str mungsr nder wie Mauern Pfeiler Tauchw nde Rechenrei nigungsfixationen etc k nnen ebenso als Ursache wirken wie asymmetrischer Kraftwerks betrieb bei mehreren vorhandenen Turbinen Die Erscheinungen A und B unterliegen einer gegenseitigen Wechselwirkung Detaillierte Untersuchungen wie sich verschiedene Einlaufkonfigurationen mit den da mit verbundenen Str mungsinhomogenit ten auf den Turbinenwirkungsgrad auswirken sind z B von Godde 1994 und Lang 1999 durchgef hrt worden Ob und inwiefern sich diese Str mungsinhomogenit ten unmittelbar auf die Energieverluste am Einlaufrechen auswirken wurde bisher noch nicht untersucht Im vorliegenden Kapitel soll nun der Einfluss der Str mungsinhomogenit ten auf die Energieverluste am Einlaufrechen systematisch untersucht werden 4 5 1 2 Ist Situati
274. sentierte Arbeit basiert sowohl auf einer Naturmessung am Kraftwerken Kallnach an der Aare Schweiz als auch auf theoretischen Betrachtungen und auf hydrau lischen Modellversuchen an der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glazio logie VAW der ETH Z rich Diese zwei Methoden bilden den Schwerpunkt und das Ge r st dieser Arbeit Erg nzend dazu wurde mit einem Fragebogen die Ist Situation der Nie derdruck Kraftwerke in der Schweiz im Allgemeinen und die der Einlaufrechen im Spe ziellen erfasst 7 1 2 _Naturmessungen Die Auswertungen eigener Naturmessungen aber auch von Literaturdaten haben zu fol genden Erkenntnissen gef hrt Die Anstr mung des Einlaufrechens ist in den meisten F llen schr g dreidimensional turbulent und instation r Das Geschwindigkeitsfeld ist innomogen und lokale Ge schwindigkeitsspitzen k nnen wesentlich ber der mittleren Anstr mgeschwindigkeit liegen Bei einer Natur Messdauer von 6 Stunden w hrend der ein Test Rechen nicht ge reinigt wurde hat sich der Verlustbeiwert von 1 19 Anfang der Messung gereinig ter Rechen bis 5 86 Ende der Messung ungereinigter Rechen gesteigert Dies ent spricht beinahe einer Verf nffachung des Verlustbeiwertes Durch eine k nstlich angebrachte vertikale Verlegung 12 5 bzw 25 der Fl che des gesamten Rechenfeldes hat sich der Verlustbeiwert Ce verdoppelt V 12 5 bzw beinahe verf nffacht V 25 Im Zuge der durch
275. ser Dank geb hrt auch Frau Mag Veronika Drexel f r die bersetzung der Kurzfassung vom Deutschen ins Englische und Franz sische Nicht zuletzt danke ich den Damen Dr Karin Schram Eva Kr tzer Daniela Addor My riam Laemmel und Regula Meier f r ihre Hilfsbereitschaft bei administrativen und organi satorischen Angelegenheiten Schliesslich geht mein Dank an meine immer liebevollen Eltern Alwine und Herbert Meusburger die mir eine solide Ausbildung erst erm glicht haben und an meine Freundin Virginie Cavassino Dalest bei der ich gar nicht weiss f r was ich mich nicht bedanken soll Inhaltsverzeichnis I Inhaltsverzeichnis VORWORT DANKSAGUNG INHALESVERZEICHN IS ueber I KURZFASSUNG ee ee u SUMMARY E RESUME sea T JEINEEITUNG oseas ebaaus osei 1 Et Problemstellung er Sr a 1 2 132 Gliederung der ne 3 2 THEORETISCHE GRUNDLAGEN UND STAND DES 1 5 21 e erden 5 2 01 Zweckdes eege n Rn ge 5 2 1 2 Konstruktion des Bechen 7 2 2 Definition des Energieverlustes 13 22 1 Allgemein EE 13 2 2 2 el LIE I 15 2 3 Verlustrelevante Parameter und deren Au
276. ser schwer zu vermeidenden Einfl sse d rfte die Ursache daf r sein dass der gemessenen Energieverlust mit dem berechneten nicht genau bereinstimmt gibt aber einen m glichen Hinweis daf r mit welcher Genauigkeit die Vorhersage der Rechen verluste m glich ist Die vergleichende Betrachtung hinsichtlich des Einflusses der Verlegung auf die Ener gieverluste zeigt jedoch dass das charakteristische Verlustverhalten in der Natur mit der neuen Beziehung realit tsnah abgesch tzt werden kann Die Genauigkeit der bereinstimmung der Ergebnisse Naturmessung Berechnung h ngt in diesem Fall jedoch stark davon ab a wie genau das tats chliche Rechenstabprofil mit dem der Berechnung zugrunde lie genden bereinstimmt b wie gut es gelingt andere zus tzliche verlusterzeugende Einfl sse z B Einlauf und Umlenkverluste abzusch tzen und c wie genau die Wasserspiegel vor und nach dem Rechen erfasst werden k nnen Es darf davon ausgegangen werden dass die Energieverlusth he des Einlaufrechens mit der neuen Beziehung und der in Kap 5 beschriebenen Vorgangsweise gen gend genau be stimmt werden kann 6 4 6 Naturmessung 193 f r Naturmessungen Im Folgenden wird f r eine Naturmessung zur Bestimmung der Energieverlusth he durch den Rechen die Vorgangsweise dargelegt Dabei wird unter anderem auch besonde res Augenmerk auf m gliche Fehlerquellen gelegt Wasserspiegelmessung 1 Generel
277. sich zum Teil auf kreiszylinderf rmige St be bzw im Fall von Zimmermann auf St be mit abgerundeten Kanten beziehen Zudem sind diese Erkenntnisse aus Versuchen mit Frei spiegelabfluss entstanden Da sich die vorliegende Modelluntersuchung ausschliesslich auf Rechenst be mit einem scharfkantigen Rechteckprofil bezieht und zum Teil unter Druckabfluss durchgef hrt wird soll nun berpr ft werden ob die in Kap 3 2 2 getroffenen Aussagen auch f r diese Mo delluntersuchung gelten dies sowohl f r Freispiegelabfluss als auch f r Druckabfluss Dabei wird das Verlustverhalten f r die verschiedenen Rechen nach Tab 3 1 bei frontaler Anstr mung 0 in Abh ngigkeit variierender Froude und Reynolds Zahlen berpr ft Sowohl die Froude als auch die Reynolds Zahl wird allein durch die mittlere Anstr mge schwindigkeit vr variiert F r die Berechnung der Froude Zahl wird als charakteristische 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 96 L nge die Abflusstiefe im Oberwasser h 600mm gew hlt Die Reynolds Zahl bezieht sich auf die Rechenstabdicke s 5mm Es handelt sich demnach um eine Stab Reynolds Zahl F r die Untersuchung auf Massstabseinfl sse wurde lediglich der Verbauungsgrad P Rechen D variiert Die restlichen Parameter Schr ganstr mung Verlegung V und Turbulenzgrad Tu wurden konstant gehalten und so eingestellt dass sie den Energie verlust am Einlaufrechen nicht erh hen 8 0
278. slegungskriterien uessessessennsenneennnn 20 2 3 1 sa alien 20 2 3 2 iia 21 2 3 2 1 a 21 2 3 2 2 Rechenst bl nge kann 21 2 3 2 3 Lichte Rechenstabweite bh 22 2 3 24 Rechenstabform ke 28 2 3 2 5 Vertikale Rechenneigung o und o 30 2 3 2 6 Verbauungsgrad nee 30 2 3 3 Str mungsmechanische Parameter 32 2 3 3 1 Mittlere Anstr mgeschwindigkeit vu 32 2 332 Horizontaler Anstr mwinkel 34 2 3 3 3 Turb lenzgr d ee Ru ann 37 2 73 34 Verlegung EE 42 2 4 Bekannte Formeln zur Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 45 241 Einleitung HR ENEE 45 2 4 2 12 2 22 EECH 45 2 43 eg EE 46 2 4 4 Pellets amp Eindguist eat ne sata rest 48 2 4 5 Eelere a 49 2 4 6 Bereet dee Rain nn Een 49 SE EE RE 50 Inhaltsverzeichnis 2 48 51 2 4 9 US Bureau of Reclamaton 52 2 5 Vergleichende Betrachtungen und Foloeerungen 54 2 31 EA Eege 54 2 5 2 Frontale Anstr mung EE
279. spricht dem Trennpfeilertyp TP2 mit 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 140 Runder Trennpfeiler 5 Eckiger Trennpfeiler TP3 Kein vorgezogener Trennpfeiler 1 0 Sp const Abb 4 30 Am hydraulischen Modell untersuchte Trennpfeilerformen TP2 und mit unterschiedlichen Pfeilerl ngen f r und TP2 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 141 Abb 4 31 Am hydraulischen Modell untersuchte Einlaufsohlenformen ES1 ES2 ES3 und ES4a und ES4b 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 142 Als Mass f r die Str mungsinhomogenit ten wird der Turbulenzgrad Tu herangezogen siehe auch Kap 2 3 3 3 Der Turbulenzgrad wird da f r die Energieverluste dort ent scheidend unmittelbar vor und nach dem Rechen gemessen Da die Untersuchung bez g lich der Str mungsinhomogenit ten unter Druckabfluss erfolgt und f r diesen zur Messung der Geschwindigkeiten der 2_Komponenten Laser Doppler Anemometer LDA herange zogen wird kann der Turbulenzgrad nur 2 dimensional ermittelt werden F r die Untersu chung der Trennpfeilerformen wird der Turbulenzgrad Tu in der x y Ebene ermittelt bzw bei der Untersuchung f r die Sohlenformen der Turbulenzgrad Tu in der x z Ebene Abb 4 32 a Abb 4 32 Geschwindigkeitsmessung mittels der LDA Anlage in der horizontalen x y Ebene f r einen abgerundeten Trennpfeiler des Typ mit lp 0mm u
280. sser oder der H he des Einlauschlauchs und v der Geschwindigkeit im Einlaufschlauch Die Kriterien sind graphisch in Abb 2 27 dargestellt Die Daten sind entweder an bestehenden Kraftwerken oder mittels Modellver suchen ermittelt worden Rutschmann amp Volkart amp Vischer 1987 f hren die Entstehung von Einlaufwirbeln auf die exzentrische Lage des Einlaufs asymmetrische Zuflussbedingungen eventuelle Hin dernisse und ungleichm ssige Geschwindigkeitsverteilung im Zulauf zur ck Zur Vermei 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 42 dung dieser Einlaufwirbel bzw dass sie in den Einlauf eingezogen werden schlagen sie unter anderem folgende Massnahmen vor Hohe berdeckung des Einlaufs Verl ngerung des Stromfadens mittels einer horizontalen Platte direkt ber dem Ein lauf Erzeugen einer gleichf rmigen Anstr mung mittels passenden Elementen wie zum Beispiel stromlinienf rmig ausgebildeter Pfeiler Eine allm hlich beschleunigte Str mung zum Einlauf und im Einlauf selber Zahlreiche Forschungsarbeiten haben sich in der Vergangenheit mit der optimalen An str mung des Kraftwerkes befasst Trotz gr sster Bem hungen in der Praxis zeigen Na turmessungen und Beobachtungen dass das Geschwindigkeitsfeld vor dem Einlaufrechen immer dreidimensional turbulent und instation r ist Das Geschwindigkeitsfeld ist inho mogen und lokale Geschwindigkeitsspitzen K nnen wesentlich ber der mittleren Str mungsgesch
281. ssertiefe h abh ngig Mean curve including all data 1 0 Mean curve including all data Mean curve including all data Abb 3 1 Versuchsanordnung und Widerstandsbeiwerte in Abh ngigkeit der Froude Zahl Fr und des Verbauungsverh ltnisses b s s nach Hsieh 1964 3 Methode der experimentellen Untersuchung 77 F r das vorliegende Problem ist die Tatsache wichtig dass der Einfluss der Froude Zahl auf den Wellenwiderstand bei gr sser werdenden relativen Wassertiefen h s im Bereich Fr lt 0 8 kleiner wird Bei starker Extrapolation der Messergebnisse von Hsieh auf die bei Rechen in der Natur vorkommenden Verh ltnisse h s gt 100 kann erwartet werden dass der Wellenwiderstand vernachl ssigbar klein wird Zimmermann 1969 hat eigene Messungen bei einer Tiefe von 0 30m durchgef hrt Die h s entsprechenden Verh ltnisse liegen dabei je nach Stabdicke bei 30 60 und 120 Die Froude Zahl wurde im Bereich 0 16 lt Fr lt 0 61 variiert Zimmermann hat festgestellt dass bei einem Verh ltnis h s 30 der Gesamtwiderstand stark von der Froude Zahl abh ngig ist Die Widerst nde f r die Rechenst be mit den Verh ltniszahlen h s 60 bzw 120 sind hin gegen von der Froude Zahl unabh ngig Der Einfluss der Schwerekr fte Froude Zahl auf das Widerstandsverhalten von Ein laufrechen wird also nur dann von Bedeutung sein wenn das Verh ltnis Wassertiefe h zur Stabdicke s klein ist h s lt 60 Bei Rechenfel
282. sst sein Die Abst tzung der Rechenfelder erfolgt auf so genannte waagrechte St tz tr ger und ist je nach H he des Rechenquerschnittes und Wasserdrucks f r den sie bemes sen wurden verschieden In der Regel verteilt man die waagrechten Rechenst tztr ger ei ner oder mehrere gleichm ssig ber die ganze H he des Rechenquerschnittes sie K nnen aber auch gestaffelt angeordnet sein wenn als massgebende Rechenbelastung grosse Was serspiegelunterschiede anzunehmen sind Bei grossen St tztr gerquerschnitten wird der St tztr ger zur Verminderung des Rechenwiderstandes stromlinienf rmig ausgebildet Abb 2 3 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens L NGSSCHNITT Rechenstab Stromlinienf rmiger DETAIL A ANSICHT in Str mungsrichtung St tztr ger Abstandhalter Rundstahl Auflager nische DETAIL Rechenstab Abstandhalter Rundstahl Abb 2 3 Schema der Rechenkonstruktion mit waagrechter Abst tzung der Rechentafeln Es kommen aber auch Ausf hrungen mit vertikaler seitlicher Abst tzung der Rechenta feln zur Anwendung Abb 2 4 Die Rechenfelder sind dann durch waagrechte lastabtra gende Elemente versteift die sich meist in den seitlichen F hrungen der Trennpfeiler ab st tzen Diese F hrungen werden h ufig so ausgebildet dass Dammbalken bei Reparaturen in diese eingesetzt werden k nnen Die vertikalen Rechenst be sind durch horizon
283. ssten Turbulenzgrade treten bei der Ein laufsohlenform ES3 Sohlenknick in der Rechenebene auf und betragen dort ca 0 16 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 152 16 Sie sind somit ca doppelt so gross wie die gr ssten Turbulenzgrade bei der Trenn pfeileruntersuchung siehe auch Abb 4 44 bis Abb 4 46 Bei den Sohlenformen ES3 und ES4a welche gr ssere Turbulenzgrade vor dem Rechen erzeugen als die Formen ES1 ES2 und ES4b nimmt der mittlere Turbulenzgrad Tum vor dem Rechen mit gr sser werdendem Verbauungsgrad P ab wenn auch nicht so stark wie im Fall der Trennpfeiler Hingegen auf den schon tiefen mittleren Turbulenzgrad bei den Sohlenformen ES ES2 und ES4b hat der steigende Verbauungsgrad P keinen Ein fluss In diesem Fall ist der Gleichrichtereffekt durch den Rechen zu schwach als dass er den schon tiefen Turbulenzgrad zus tzlich verringern k nnte Der Hauptgrund f r die geringere Turbulenzabnahme mit steigendem Verbauungsgrad ist jedoch dass die Turbulenz hier vornehmlich in der x z Ebene vertikale Ebene auftritt und die Gleichrichterwirkung des Rechens aufgrund der Rechenstabausrichtung vertikal in dieser Ebene wesentlich kleiner ist als f r die Turbulenzen in der x y Ebene horizonta le Ebene Mittlere Turbulenzgrad dem Rechen MEA 0 3 T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T 025 BIER GER eye
284. stab g aus Abb 2 19 vernachl ssigbar klein sind und bedingt dadurch das Verlustverhalten der Rechen mit b lt 1 ann hernd dasselbe ist wie f r Verh ltnisse gt 1 Infolge dessen hat sich Spangler 1928 in seiner Untersuchung dann im Wesentlichen nur noch mit Rechengeo metrien 6 gt 1 befasst F r die vorliegende Untersuchung zur Schr ganstr mung wurden wiederum die Rechen und D herangezogen Diese weisen Verh ltnisse Ob von 1 11 Rechen A 3 33 Rechen B 6 67 Rechen C und 10 Rechen D auf und decken im wesentlichen den praxisrelevanten Bereich ab Alle Rechen fallen somit in den Bereich Ob gt 1 wissenschaftlichem Interesse w re auch gewesen Rechengeometrien mit lt 1 gerade im Hinblick auf das Verhalten unter Schr ganstr mung zu untersuchen Das aber h tte bedingt dass mindestens drei zus tzliche Rechen h tten untersucht werden m ssen was etwa einer Verdoppelung des Aufwandes entspr che Dies und die aktuellen Forde rungen nach kleineren lichten Rechenstabweiten b im Zusammenhang mit dem Fisch schutz f hrten dann zu den gew hlten Verh ltnissen Ob 4 3 2 Ergebnisse Die in Abb 4 10 dargestellten Ergebnisse zeigen dass der Verlustbeiwert ps 1 Gl 3 9 auch f r den Fall der Schr ganstr mung unabh ngig von der Anstr mgeschwindigkeit Reynolds Zahl ist
285. swertung der Fragebogen hat unter anderem gezeigt dass der Anteil am Gesamtverbauungsgrad der nicht ber cksichtigten Verbauungsteile zwischen 10 und 70 liegt Damit wird ein bedeutender Anteil der verlustwirksamen Verbauung vernachl ssigt Zum Beispiel ergibt sich allein durch diesen Umstand f r einen in der Pra xis blichen Rechen ein um 110 gr sserer Verlustfaktor als nach den klassischen Bezie hungen Die Ergebnisse der Untersuchung zur Schr ganstr mung sind denen der andere Autoren sehr hnlich Bei Ber cksichtigung der Parameter Verbauung und Schr ganstr mung wird der Anteil der Schr ganstr mung am Gesamtverlustbeiwert f r die meisten heute in der Schweiz blichen Rechen dominierend Das heisst er liegt ber 50 Bei Rechen mit ho hem Verbauungsgrad was im Normalfall kleine lichte Rechenstabweiten bedeutet ist der Fehler bei Vernachl ssigung der Schr ganstr mung relativ klein Kurzfassung Der Einfluss der z B durch Geschwemmsel erzeugten Verlegungsarten auf den lustbeiwert l sst sich in zwei verschieden Gruppen einteilen Die erste Gruppe der Verle gung weist hinsichtlich der Verluste dasselbe charakteristische Verhalten auf wie die Ver bauung Die h heren Verlustbeiwerte werden lediglich durch den h heren Blockierungs grad bedingt durch die Verlegung erzeugt Die zweite Gruppe weist hingegen etwas h he re Verlustbeiwerte auf F r beide Gruppen ist jedoch zutreffend dass schon geringe Teil ve
286. t zen In der Praxis kann damit eine verlegte Fl che einfach ausgemessen oder abgesch tzt werden 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 117 4 4 1 3 Verlegungsarten Um die Gr sse und die Lage typischer Teilverlegungen festlegen zu k nnen wurde eine Umfrage bei Betreibern Schweizerischer Flusskraftwerke vorgenommen Leider erlaubten die Umfrageergebnisse keine eindeutige Festlegung Dennoch lassen Fotos die bei Kraft werksrevisionen gemacht worden sind Schl sse ber typische Verlegungsarten zu Eben falls stellt sich die Frage nach der maximalen Teilverlegung Auch in diesem Fall lassen Fotos den Schluss zu dass die maximale Teilverlegung in der Praxis im Normalfall 25 kaum berschreiten wird Die in der Praxis vorkommenden Verlegungsarten herr hrend von rollendem schwebendem oder schwimmendem Antransport wurden abstrahiert und vereinfacht modelliert Die untersuchten Verlegungsarten sind in Tab 4 10 mit Nummern angegeben und im Anhang B Tab B 10 sind f r die einzelnen Rechen der Verlegungs und der Blockierungsgrad tabellarisch aufgelistet 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 118 13 0 25 0 25 0 25 0 125 Tab 4 10 Am hydraulischen Modell untersuchte Verlegungsarten 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 119 4 4 1 4 Zusammenhang Verbauung Verlegung Blockierung F r praktische Belang
287. t be der Einlaufrechen sind schwingungsf hige Strukturen sie unterlie gen deshalb hohen wechselnden Beanspruchungen die eine beliebige Formgebung aus schliessen Ferner sind sie auch einer statischen Belastung durch hydrostatischen Wasser druck Geschwemmsel und Eis ausgesetzt Zus tzlich f hrt die periodische Rechenreini gung zu hohen Quer Schub und Torsionskraftbeanspruchungen Diesen Belastungen m s sen die Rechenst be ein entsprechendes Widerstandsmoment abgest tzt auf entsprechende Auflager entgegensetzen Dies geschieht unter anderem durch eine angepasste Dimensio nierung der Stabdicke s Nicht zuletzt m ssen die Rechenst be auch eine gewisse Best n digkeit gegen ber Korrosion und Abrasion aufweisen Die ASCE 1995 empfiehlt in die sem Zusammenhang als Faustregel eine minimale Rechenstabdicke s von 12 mm Bei konstanter lichter Stabweite b wird die freie Durchflussfl che infolge rtlicher Str mungsumlenkung mit zunehmender Stabdicke s kleiner damit verbunden ist eine h here Geschwindigkeit zwischen den Rechenst ben was zu h heren Rechenverlusten f hrt da die Energieverluste mit dem Quadrat der Geschwindigkeit zunehmen 2 3 2 2 Rechenstabl nge l Auch bei der Rechenstabl nge 1 verhindern Anforderungen an die dynamische und stati sche Belastbarkeit eine beliebige Dimensionierung Durch die Lochung der Rechenst be f r das Anbringen der Distanzhalter wird der Rechenstab massgebend geschw cht Dies wird zweckm
288. t Rechen D nach Fellenius 1929 den kleinsten Rang 1 und nach Berezinski 1954 den gr ssten Rang 8 Verlustbeiwert Die Beziehung nach Fellenius 1929 ist als Einzige linear bez glich P Die anderen Beziehungen weisen einen mehr oder weniger stark gekr mmten Verlauf auf Die h chsten Verlustbeiwerte liefert die Beziehung nach USBR 1977 f r die Rechen A Bund Rang 8 Da die Originalliteratur nicht zug nglich ist Kann auf m gliche Gr nde nicht eingegan gen werden Berezinski 1954 liefert f r den Rechen D den h chsten und f r die Rechen B und C die zweith chsten Verlustbeiwerte Der Grund d rfte darin liegen dass zur Ermitt lung des Beiwertes Kgerez die Kurve in Abb 2 33 f r die Rechen und D stark extrapo liert werden musste Darin liegt eine gewisse Unsicherheit Die hier entwickelte Beziehung nach Gl 4 2 liefert f r den Rechen den zweith chsten und f r die Rechen B C und D die dritth chsten Verlustbeiwerte Rang 6 W rde man f r die Berechnung nach Gl 4 2 nur den Verbauungsgrad durch die Rechenst be s b s ein setzen ergeben sich f r die einzelnen Rechen Verlustbeiwerte welche in etwa der Gr s senordnung derjenigen nach Kirschmer Spangler Escande und Idel cik liegen Dies darf als Indiz daf r gelten dass der Einfluss der gesamten Verbauung P auf die Energieverluste nach Gl 4 2 richtig angegeben wird und die Gl 4 2 auch auf die anderen von Kirschmer untersuchten Stabformen und deren Beiwer
289. t auch f r die Verlegungen aus der Gruppe 2 die h chsten Verlust faktoren infolge Verlegung auf Doch sind die Werte deutlich kleiner als bei den legungsarten aus Gruppe 1 Zum Beispiel steigert sich der mittlere Verlustfaktor bei Rechen A von 1 0 Verlegung auf 4 6 25 Verlegung F r denselben Re chen nur mit einer Verlegung aus der Gruppe 1 betrug die Steigerung von 1 auf 7 9 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse Gruppe2 Verlustfaktor k v2 Rechen A EE A Trendlinie Rechen A gt 44 vn DEEN tlir 0 15 0 2 0 25 0 0 05 0 1 Gruppe2 Verlustfaktor vo Rechen C gt 2740 Trendlinie az Rechen Ip lee C VH 1 FAKE 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 130 Gruppe2 Verlustfaktor Rechen REESEN K H J x A eg D N Bee S VH 1 EE 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 b 5 Gruppe2 Verlustfaktor
290. tale Querst be zusammengehalten die an die Hinterkante der Rechenst be angeschweisst sind Dadurch kann die Harke der Rechenreinigungsmaschine ber die gesamte Rechenstabtiefe eingreifen und den Rechen somit besser reinigen Trennpfeiler Achse Rechenfeld Trennpfeiler Achse Stromlinienf rmiger St tztr ger 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 9 L NGSSCHNITT ANSICHT in Str mungsrichtung UI gt ig Dammbalkennut mu mE u EEE EEE EEE EEE EEE EEE EEE BEE BE Lastabtragende _ es DETAIL A Ha r TUURI L L Stromlinienf rmiger E2 Vertikaler 52 vertikaler 4 St tztr ger 4 St tztr ger _ SEHE Lastabtragende ae Querst be DETAIL A Stromlinienf rmiger Rechenstab vertikaler St tztr ger Horizontale Lastabtragende Querst be Abb 2 4 Schema der Rechenkonstruktion mit vertikaler Abst tzung der Rechentafeln Hinsichtlich der Korrosionsbest ndigkeit der Rechenkonstruktion gibt die ASCE 1995 das Mindestmass des ungesch tzten Rechenstabquerschnittes mit einer L nge von 50mm und einer Breite von 12mm an Die Rechenkonstruktion kann aber auch durch Galvanisie rung vor Korrosion gesch tzt werden Nicht zuletzt wird auch von Fall zu Fall ein kathodi scher Schutz
291. talen Schr ganstr mung mittels Modellversuchen oder aus Computer Simulationen ermittelt werden Ein erfahrener Projektbearbeiter kann aber auch den Grad der Schr ganstr mung mittels seiner Erfahrungswerte f r erste Berechnungen grob absch tzen Bestimmung von ks graphisch Aus Abb 5 4 kann der Verlustfaktor ks in Abh ngigkeit der Verbauung P und der hori zontalen Schr ganstr mung bestimmt werden Der Verbauungsgrad P und die Schr gan str mung m ssen jedoch erst wie oben beschrieben ermittelt werden 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 164 Verlustfaktor Schr ganstr mung 5 30 01 015 02 025 0 3 0 355 04 045 05 0 55 Abb 54 Abh ngigkeit des Verlustfaktors vom Verbauungsgrad P und dem Winkel der Schr ganstr mung 5 2 3 Verlustfaktor infolge Rechenverlegung Bestimmung rechnerisch F r die Bestimmung des Verlustfaktors kv infolge einer allf lligen Verlegung m ssen generell 2 Gruppen von Verlegungsarten unterschieden werden Die Gruppen unterschei den sich charakteristisch durch ein differenziertes Verlustverhalten Die Einteilung der verschiedenen Verlegungsarten in die zwei Gruppen ist in Tab 5 2 und Tab 5 3 ersicht lich Gruppe 1 Nr 1 V 0 25 Nr 2 V 0 25 Tab 5 2 Verlegungsarten und Verlegungsgrade deren charakteristisches Verlustverhalten der Gruppe 1 zugeordnet werden kann 5 Vorsch
292. te angewendet werden darf Durch die Ber cksichtigung des gesamten Verbauungsgrades P nach Gl 4 2 ergibt sich f r den Rechen A ein etwa 110 gr sserer Verlustbeiwert als nach Kirschmer 1926 F r den Rechen D betr gt der Unterschied immer noch 35 F r praktische Belange kommt besonders zum Tragen dass die bisher bekannten Beziehungen lediglich die Ver bauungsfl che durch die Rechenst be ber cksichtigen Damit wird ein bedeutender Anteil der effektiven Verbauungsfl che bis zu 70 vernachl ssigt Dies ist einer der Haupt gr nde dass die bis heute berechneten Energieverluste an Einlaufrechen h ufig markant kleiner sind als die tats chlich auftretenden Die hier empirisch entwickelte Beziehung nach Gl 4 2 darf f r den Fall der frontalen Anstr mung 0 auch auf andere Stabformen angewendet werden da seinerzeit der Stabformbeiwert kr nach Kirschmer auch f r verschiedene Stabformen bestimmt wurde und die Gleichung nach Kirschmer und die hier entwickelte denselben charakteristischen Verlauf haben Es ist dann der zugeh rige Stabformbeiwert kr nach Abb 2 19 einzusetzen 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 103 4 3 Einfluss der horizontalen Schr ganstr mung 4 3 1 Einleitung In der Praxis wird eine frontale Anstr mung 0 des Einlaufrechens cher selten sein obwohl sie immer noch vielen Bemessungen zugrunde liegt Viel eher wird eine mehr oder weniger grosse Schr ganstr mung gt
293. tem als verloren betrachtet werden kann nennt man in der Hydromechanik die umgewandelte Energie auch Energieverlust Dissipation Energielinie Ah 7 Su 7 wee Wa Abb 2 7 Prinzipskizze f r rtliche Verluste Man unterscheidet zwei Arten des Energieverlustes den rtlich konzentrierten rtlicher Verlust und den kontinuierlich verteilten Reibungsverlust Der rtliche Energieverlust wird vorwiegend in lokal begrenzten Zonen von Str mungsabl sungen durch innere 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 14 Schubspannung erzeugt w hrend der Reibungsverlust von Schubspannungen die von glat ten oder rauen W nden ausgehen hervorgerufen wird Da es sich bei den Energieverlusten am Einlaufrechen um so genannte rtliche Verluste handelt wird der rtliche Energieverlust n her betrachtet Die Abb 2 7 zeigt typische Str mungskonfigurationen die zu einem rtlichen Energie verlust f hren Voraussetzung daf r ist dass die Reynoldszahl der Str mung so gross ist dass sich die Z higkeitswirkung des Fluid auf eine d nne Zone nahe der umstr mten Be randung die Grenzschicht beschr nkt Die hervorgerufene Str mungsabl sung bewirkt eine Ver nderung der Wanddruckver teilung die bei dem in Abb 2 7a dargestellten Kreiszylinder eine Widerstandskraft W her vorruft Diese Kraft die auf das umgebende Fluid entgegen wirkt leistet pro Zeiteinheit eine Arbeit von der Gr sse W vo
294. ten siehe Abb 4 26 ergibt jedoch f r Bereiche B gt 0 60 etwas tiefere Werte Die Korrelation liegt jedoch auch hier bei 0 98 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 134 4 4 3 Vergleich und Folgerungen Vergleichende Betrachtungen ber den Einfluss der Verlegung auf die Entstehung der Energieverluste am Einlaufrechen sind nicht m glich Die bekannten Autoren welche sich mit der Problematik der Energieverluste an Rechen besch ftigt haben haben die Verlegung in ihre Untersuchungen nicht miteinbezogen Auch konnten keine m glichen Analogien aus der Fachliteratur zum Thema Verlegung gefunden werden Der unternommene Versuch mit Hilfe der in der Literatur angegebenen Verlustbeiwerte f r in Druckrohrleitungen eingebaute Stauk rper war nicht hilfreich Der vom Gesamtverlustbeiwert isolierte Verlustfaktor infolge der Verlegung V ndert sich bei der vorliegenden Untersuchung auch mit der Verbauung P der Rechen Er ist also bei konstanter Verlegungsart und Verlegungsgrad V immer noch mit der Verbauung varia bel Jedoch die in der Literatur angegebenen Verlustbeiwerte ndern sich nur mit der Lage und der in Hauptstr mungsrichtung projektierten Fl che des Stauk rpers Eine Interaktion des Str mungsfeldes hervorgerufen durch die Verbauung und die Verlegung zu einer stark 3 dimensionalen Str mung ist in den dort angegebenen F llen nicht vorhanden Die vorliegenden Ergebnisse aus der Untersuchung bez glich des Einflusses
295. tenden hydromechanischen Energie verluste praxistauglich abzusch tzen und f r Betrieb Anlagesicherheit und Wirtschaftlich keit zu ber cksichtigen Summary Summary Trashracks in front of the intakes of hydroelectric power stations serve the purpose to hold back floating and suspended particles in order to protect the turbines When the water flows through the trashrack part of the energy is converted into heat Since in this case heat is a form of energy which can be considered as lost for the mechanical system this converted energy is also called energy loss dissipation Several formulas to calculate this loss of energy have been published in the past How ever practice shows that the losses of energy calculated with these formulas are often by far lower than the losses that actually occur The reason for this is the fact that the formu las simplified correlations do not take into account all the relevant loss parameters The investigations for the present paper are based on studies of technical literature questionnaires model experiments and measurements in nature They concentrate on the parameters blockage ratio screen blockage ratio trash inhomogeneities of flow which have been investigated for the first time and on the transverse flow which has been exam ined by other researchers as well As for other relevant loss parameters such as the shape of the screen bars or the vertical inclination of the
296. tr mung und einer Stabform die von der untersuchten abweicht d rfen jedoch auch die entsprechenden Stabform beiwerte kr nach Kirschmer 1926 angewendet werden Bei einer schr gen Anstr mung gt 0 und einer Stabform die nicht mit der untersuchten bereinstimmt wird durch die Anwendung des Stabformbeiwertes nach Kirschmer der Verlustbeiwert ge ringf gig ungenau berechnet Aufgrund der Untersuchungen von Spangler 1928 und Idel cik 1979 l sst sich tendenziell sagen dass der Verlustbeiwert f r eine Schr g anstr mung bis 45 bei den Stabformen i 1 scharfkantige rechteckige Profile bis maximal 10 untersch tzt und f r die Stabformen b c d e f g abgerundete Profi le bis maximal 10 bersch tzt wird Eine Anwendung der hier entwickelten Formel erscheint aber unter der Voraussetzung dass o lt 45 und das Verh ltnis gt 0 70 sie he n chster Punkt ist zul ssig 5 Vorschlag f r die Berechnung des Energieverlustes am Einlaufrechen 176 Verh ltnis Stabl nge zu lichter Stabweite db Am Modell wurden lediglich Verh ltnis se Stabl nge zu lichter Rechenstabweite b b gt 1 untersucht In diesem Bereich liegen auch die meisten der mittels Fragebogen erfassten Rechengeometrien Bei Vorhanden sein einer Schr ganstr mung und Verh ltnissen Ob lt 1 haben sowohl Spangler 1928 als auch Zimmermann 1969 infolge einer unvollkommenen Umlenkung der Str mung durch die Rechenst be be
297. tts USCE 1959 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 54 2 5 Vergleichende Betrachtungen und Folgerungen 2 5 1 Allgemeines Eine bersichtliche Zusammenstellung welcher Autor welche Parameter ber cksichtigt hat welche Geschwindigkeit er heranzieht und in welchem Bereich die Parameter f r die Modelluntersuchungen variiert wurden zeigt Tab 2 8 ane a Kirschmer va 4 Jul TI Spangter 45 0 60 bas iadf or o Folien LJ Jul Escande m ar Jual pochen Lea ____ 2 ___ La 45 0 0 6 02 10 04 lors EN _ TI i Tab 2 8 Auflistung der verwendeten Parameter f r die einzelnen Autoren Der unterlegte reich gibt die verwendeten Parameter mit dem g ltigen Variationsbereich an Auf wel che Anstr mgeschwindigkeit sich die Berechnung bezieht gibt der Index vor dem Rechen u nach dem Rechen z zwischen den Rechenst ben an F r die einzelnen Parameter gilt die Definitionsskizze nach Abb 2 12 Bez glich der Verluste an Einlaufrechen fanden erste grundlegende Untersuchungen von Kirschmer 1926 f r den Fall der frontalen Anstr mung statt Die daraus abgeleitete Formel wurde ebenso wie diejenige von Fellenius amp Lindquist 1929 rein experimentell bestimmt Physikalische Aspekte hingegen wie Strahlkontraktion und Abl seerscheinun gen zieht die Berechnungsformel von
298. typ geordnet tabellarisch aufge f hrt Auch hier symbolisiert die durchgezogene Linie jeweils den Mittelwert des Verlust beiwertes infolge Verbauung und Turbulenz Tu und die gestrichelte Linie den Mit telwert des Verlustfaktors resultierend alleine aus der Verbauung P Kap 4 2 Der Ver lustbeiwert ist wie auch schon bei den vorangegangenen Untersuchungen auch hier von der Stab Reynolds Zahl unabh ngig Die Modell hnlichkeit ist somit gegeben und die Resul tate k nnen beliebig in die Natur bertragen werden Weiter f llt auf dass der Verlustbei wert f r f r alle untersuchten Einlaufsohlenformen ES1 ES2 ES3 ES4a ES4b an 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 150 n hernd gleich ist und nur unwesentlich vom Verlustbeiwert bedingt allein durch die Verbauung aus Kap 4 2 abweicht Daraus folgt Cen Typ ES1 2 Typ ES3 4 1 T T T T T T T T T T T T T T 20 4 1 T T T T T T T T T T T T T T T ps mT Reohend OoOo J 1 3 Zur e nie SE E SE ER EE Se Jesu Re TE CES Si 2 5 EE aus Lama 2 5 EE EE aa C F
299. uch nach dem Rechen soll mit mehreren Punkten welche ber die ganze Einlaufbreite verteilt sind erfolgen Die gew hlte Messebene muss 0 5 bis 1 0m vor dem Rechen sein Damit ist ge w hrleistet dass ein eventuell m glicher Aufstau vor dem Rechen bedingt durch die Rechenst be selber bzw eine allf llige Verlegung nicht erfasst wird Erfolgt die Messung des Wasserspiegels nach dem Rechen in einer Dammbalkennut und es findet nach dem Rechen Druckabfluss statt ist im nachhinein durch eine Plau sibilit tsbetrachtung Turbinenleistung festzustellen ob der so bestimmte Verlust beiwert praktisch m glich ist Durch die geometrische Formgebung des bergangbe reichs Prallwand Einlaufhaube Abb 6 12a bzw Dammbalkennut Einlaufhaube Abb 6 12b ist in der Dammbalkennut ber oder Unterdruck m glich Bedingt da durch ist im Extremfall eine Naturmessung zur Ermittlung der Energieverlusth he am Einlaufrechen nicht zielf hrend und es muss darauf verzichtet werden 6 Naturmessung 194 Wsp Dammbalkennut OW Spiegel Prallwand Einlaufhaube Ta Dammbalkennut Wsp Damm balkennut Abl sungs stromlinie 1 1 1 l EE Vertikalstr mung Im Abb 6 12 a je nach Gestaltung der bergangsform Dammbalkennut Einlaufhaube kann Was ser in die Dammbalkennut eingedr ckt oder herausgesogen werden b Durch die Stromlinienabl sung infolge ung nst
300. ung der Rechenverluste T entspricht dem mittleren j hrli chen Rechengutanfall in m Jahr und entspricht der mittleren j hrlichen Wasserfracht in 3 m s Die Abb 2 46 zeigt dass sich der spezifische Rechengutanfall T Q in einer Span ne von ca 0 1 bis 10 bewegt Er variiert also um den Faktor 100 Ebenso zeigt die Abbil dung dass keine Korrelation zwischen dem spezifischen Rechengutanfall und dem Ver lustbeiwert aus den Messdaten der Betreiber hergeleitet werden kann Nimmt man zum Beispiel einen spezifischen Rechengutanfall von ca 1 heran ergibt sich f r diesen ein Ver lustbeiwert je nach Kraftwerk zwischen 0 2 und 5 2 Dies entspricht einem Faktor von 26 Spezifischer Rechengutanfall Kw Schwarzh usern CH CHE O Wi 8 0 1 1 10 100 Abb 2 46 Abh ngigkeit des Verlustbeiwertes vom spezifischen Rechengutanfall Ts T Q f r die mittels Fragebogen erfassten Niederdruck Kraftwerke der Schweiz 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 70 Folgerungen Neben den angef hrten Beziehungen wurden noch andere weniger nahe liegende Be ziehungen f r m gliche Korrelationen untersucht Es hat sich jedoch gezeigt dass aus den Messwerten der Kraftwerksbetreiber auf keine g ltige Korrelation geschlossen werden kann M gliche Ursachen daf r k nnen sein Messung des Wasserspiegels Im Normalfall wird der Verlustkoeffizient aus dem gemessenen Wasserspiegel vor u
301. unterschritten werden In die sen F llen k nnen zum Beispiel Auflagen f r den Fischschutz engere lichte Rechenstab weiten erfordert haben Die lichte Rechenstabweite b bt einen bedeutenden Einfluss auf die Rechenverluste aus Mit kleiner werdender lichter Rechenstabweite steigen die Rechenverluste berpropor tional an In der Abb 2 15a d sind Momentaufnahmen aus direkten Computer Simulationen zu sehen Die Wirbelbildung wurde dabei durch die Einf rbung der Wirbelst rke Ov dx bzw ou dy visualisiert Die Farbskala ist f r alle Plots identisch In der Abb 2 15a ein Ver h ltnis lichte Stabweite zu Stabdicke b s von 9 darstellend ist zu sehen dass jeder Stab von einer Wirbelstruktur umgeben ist die weitgehend identisch mit derjenigen des Einzel stabes ist Dies gilt sowohl f r die Ausbildung der Seitenwirbel und deren Anzahl als auch f r die hinter dem Stab folgende Wirbelstrasse Eine Synchronisation der Str mung unter dem Einfluss der St be ist nicht erkennbar Bei einem Verh ltnis b s 3 beginnen die St be ihre Unabh ngigkeit voneinander zu verlieren Abb 2 15b Die Seitenwirbel sind zwar noch vorhanden aber in ihrer Ausdeh nung eingeschr nkt Demgegen ber sind die Wirbelstrassen hinter den St ben noch von einander entkoppelt Bei noch kleineren Verh ltnissen b s 1 5 bzw 1 Abb 2 15c und d werden die Seitenwirbel noch mehr zusammengepresst bis sie in der Abb 2 15d kaum noch als Wirbel sondern eher als Ver
302. urchfluss ffnung bei einer Francisturbine b Erfahrungswerte f r eine erste N herungsberechnung der kleinsten und gr ssten freien Durchfluss ffnung f r eine Francisturbine nach Zowski 1960 BAND END NUMBER OF BUCKETS SPECIFIC SPEED 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 28 Die Bestimmung der maximalen lichten Rechenstabweite b erfolgt nach Voith Siemens Hydro 2001 f r Francisturbinen nach Abb 2 18 wobei hier a der kleinsten Laufrad schaufel ffnung D dem Austrittsdurchmesser und n der spezifischen Drehzahl nach Gl 2 12 entspricht 0 09 0 08 0 07 0 06 a D 0 05 0 04 a D 0 03 0 02 0 01 0 50 100 150 200 250 300 350 Ns Abb 2 18 Abh ngigkeit des Verh ltnisses kleinste Laufradschaufel ffnung a zu Austritts durchmesser D in Abh ngigkeit der spezifischen Drehzahl n nach Voith Siemens Hydro 2001 2 3 2 4 Rechenstabform kr Die Auswahl an m glichen Rechenstabformen ist theoretisch gross Profilierte Rechen st be sind noch h ufig in der Literatur angegeben Sie werden heute aus Kostengr nden in der Regel weniger verwendet dies gilt vor allem f r kleine bis mittlere Wasserkraftanla gen Bei gro en Anlagen wie sie zum Beispiel an der Donau vorkommen und wo die An str mgeschwindigkeiten h her liegen als bei kleineren Anlagen werden noch h ufig fisch bauch
303. us ist ersichtlich dass die rechteckigen Stabformen i k und 1 einen mehr als dreimal h heren Stabformbeiwert kr besitzen als die Stabform f Dieser Umstand wirkt sich direkt proportional auf die Rechenverluste aus Die Stabformen a 1 und 1 besitzen denselben Stabformbeiwert woraus folgt dass Reibungsverluste entlang der Oberfl che des Rechenstabes f r St be mit blichen Abmessungen von untergeordneter Bedeutung sind Kirschmer hat in seinen Untersuchungen bez glich der profilierten Rechenst be erfor derliche Konstruktionsteile wie Abstandhalter oder Aussteifungsdiagonalen nicht mitbe r cksichtigt In der Praxis jedoch erzeugen diese Knotenpunkte zwischen den Rechenst ben und den Abstandhaltern bzw Aussteifungsdiagonalen ber grosse Bereiche des Re chenfeldes dreidimensionale Str mungen was den positiven Einfluss der abgerundeten Profile auf den Energieverlust wieder reduzieren d rfte 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 30 2 3 2 5 Vertikale Rechenneigung o und o In der Literatur wird im Zusammenhang mit der Entstehung von Rechenverlusten auch der Parameter vertikale Rechenneigung verwendet Dieser Ausdruck ist in diesem Zu sammenhang irref hrend Vielmehr sollte mit dem Winkel der vertikale Winkel zwi schen der Rechenebene und dem resultierenden mittleren Stromfaden gemeint sein Der Winkel o ist somit von der Neigung des Rechens selbst und der vertikalen Linienf hrung des Einlaufschlauch
304. uss nach dem Rechen runde oder eckige Einlaufhaube keine Schwelle Typ ES4 horizontale Sohle Druck oder Freispiegelabfluss nach dem Rechen run de oder eckige Einlaufhaube eckige oder abgeschr gte Schwelle Die Tab 4 15 gibt die Anzahl und den Prozentsatz der verschiedenen Sohlenformen f r die mit dem Fragebogen erfassten Kraftwerke an 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 139 Ausf hrung der Einlaufsohlen Typ ES1 Typ ES2 Typ ES3 Typ ES4 Anzahl Prozent Anzahl Prozent Anzahl Prozent Anzahl Prozent 15 50 6 20 3 10 6 20 Tab 4 15 Anzahl und Prozentsatz der in der Schweiz an Niederdruckkraftwerken ausgef hrten Formen der Einlaufsohle 4 5 1 3 Modellierung und Versuchsdurchf hrung Die Modellierung der einzelnen Trennpfeiler und Sohlenformen erfolgt nach Abb 4 30 bzw Abb 4 31 In der Praxis berschneiden sich die beiden Bauteile Trennpfeiler und Ein laufsohle r umlich und beeinflussen somit gemeinsam das Str mungsfeld vor dem Re chen Um jedoch die Auswirkungen von Trennpfeiler und Einlaufsohle einzeln zu erfassen erfolgen die Versuche getrennt und nicht in Interaktion zueinander Die Ergebnisse werden zeigen dass es nicht erforderlich ist Kombinationen von Trennpfeiler und Sohlenformen zu untersuchen Jeder Trennpfeilertyp wird zus tzlich anhand dreier verschiedener Trennpfeilerl ngen 1200 400 untersucht Der Trennpfeilertyp ent
305. ustfaktor infolge einer Verlegung aus Gruppe 2 Verlustbeiwert infolge Verbauung und einer Verlegung aus Gruppe 2 P Verbauungsgrad des Rechens ermittelt aus den Konstruktionspl nen und mit Hilfe der Gl 5 4 Verlegungsgrad nach Gl 5 10 siehe unten B Blockierungsgrad nach Gl 5 9 Der Verlegungsgrad V resultiert aus dem Fl chenverh ltnis der Verlegung Av ent spricht schwarzer Fl che in untenstehender Skizze zu dem des Rechenfeldes Arr und ist mit Gl 5 10 beschrieben Gl 5 10 Die Fl che der Verlegung Av bzw der Verlegungsgrad V muss im Normalfall abge sch tzt werden wird in der Praxis jedoch kaum 25 bersteigen Der Rechen wird in so einem Fall dann eher einer gr ndlichen Reinigung R cksp lung Taucheinsatz etc bzw einer Revision unterzogen Massive Sohlenablagerungen werden im Normalfall vorher ausgebaggert Wesentliche Faktoren die die Verlegungsfl che Av bestimmen sind die lichte Rechen stabweite b Art und Menge des Treibgutes und die Effektivit t der Rechenreinigung Ver legungen durch Ablagerungen an der Sohle vor dem Rechen Schotter Totholz Pneus usw k nnen bei einem in Betrieb stehenden Kraftwerk eventuell auch ausgemessen wer den Bestimmung von graphisch F r Verlegungsarten aus der Gruppe 1 kann der Verlustfaktor aus Abb 5 5 respek tive f r Verlegungen aus der Gruppe 2 kann aus Abb 5 6 bestimmt werden W
306. uten Fl che durch die Rechenst be und der verbau ten Fl che durch Abstandhalter Aussteifungsdiagonalen Rechentr ger etc 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 31 ANSICHT in Str mungsrichtung Anzahl Rechenst be B R e y amp 1 LI y 5E g d co I T oc oo 58 NIN CIE lt lt e III UI 2 5 8 555 2 E b b L Achse Ed lt Abb 2 20 Schemaansicht eines beliebigen Rechens zur Definition des Verbauungsgrades P Der Verbauungsgrad P des Rechenfeldes ergibt sich aus dem Verh ltnis der verbauten Fl che zur Fl che des gesamten Rechenfeldes Arr Ars a Ar Ar P Gl 2 14 Die Gr e des Verbauungsgrades variiert in der Praxis nach Scimemi 1933 zwischen 0 2 und 0 4 Meusburger amp Volkart 2001 haben mittels Fragebogen f r die Niederdruck anlagen der Schweiz einen Verbauungsgrad von 0 1 bis 0 4 ermittelt Die einzelnen Parameter des Verbauungsgrades berechnen sich f r die Versuchsrechen nach Abb 2 20 folgendermassen Ars ns S Hr na da nrdr Aan Br na datnrdr Arr Br Hr 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 32 2 3 3 Str mungsmechanische Parameter 2 3 3 1 Mittlere Anstr mgeschwindigkeit vr Die mittlere Anstr mgeschwindigkeit hat ein
307. verteilung sense 172 5 5 G ltigkeitsbereich und Einschr nkungen 174 54 1 ET 174 5 4 2 Einschr nkungen ink las 175 6 BERPR FUNG DER NEUEN FORMEL ANHAND 179 NATURMESSUNG 6 1 Einleitung ser ee nenne 179 62 Naturmessung rn E ENEE Ee 179 6 2 1 Das Kraftwerk ne a a ee 179 6 22 Durchf hrung 5 rasen 181 6 2 2 1 E stf llen nern Rear 181 ER EE EE 182 6 2 3 amp 8 area Ei Ir Is 183 6 2 3 1 W sserspiegell ge an esse ae gie 183 6 2 3 2 Geschwmndaketsverteilung 184 6 2 3 3 gudd EEN EE LEE ENEE 185 GC reck zDurchtl ssen re 186 Inhaltsverzeichnis IV 6 2 3 5 Energieverlusth he und Verlustbeiwert 186 6 3 Vergleich Naturmessung Neue Pomel 188 6 3 1 Allgemeines Rn BR ERDE RER 188 6 3 2 Ergebnisse und Folgerungen 190 6 4 Wegleitung f r Naturmessungen 193 7 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK u 20u000s000200n000n00000nnsnnnsnnnsonsnonsnnnsnne 197 1 1 AIR 197 TAL Vorbemerkungen rail 197 Ee N turmessungen st ar nad 197 7 1 3 Hydrauli
308. von 10 mm und eine mittlere frontale An str mgeschwindigkeit zum Rechen lt 0 4 m s Dieser Mindestabstand der Rechenst be kann mit herk mmlichen Rechen nicht mehr wirtschaftlich erreicht werden Aus diesem Grund empfehlen sie Spaltsiebe welche bereits in den USA effektiv zum Schutz der Fi sche eingesetzt werden Um die geringen Anstr mgeschwindigkeit zu erreichen muss der Rechen im Grundriss schr g zur Hauptstr mungsrichtung eingebaut werden Da diese Re chen deutlich h here Energieverluste erzeugen als herk mmliche sollen sie nur zu den be kannten Wanderzeiten eingesetzt werden Nicht zuletzt soll der Rechen aber auch das Bedienungspersonal des Kraftwerkes und im Fluss schwimmende Menschen Tiere und Wasserv gel vor dem Eintritt in die Turbi nen sch tzen 2 1 2 Konstruktion des Rechens Ein Rechen besteht im Normalfall aus 1 0 bis 1 5 m breiten Elementen Rechenfelder die bei Instandhaltungsarbeiten herausgehoben werden k nnen Die Rechenfelder bestehen zumeist aus 6 50 bis 25 200 mm Stabdicke s Stabl nge 1 starken Flachstahlst ben welche im Normalfall rechteckig sind aber auch an den Ecken abgerundete und fischbauchf rmi ge Profile kommen zur Anwendung Die durchlochten Flachstahlst be sind auf horizontale Rundst hle aufgezogen auf de nen sie durch Distanzringe in gleichm ssigem Abstand gehalten werden Die Rundst hle sind an ihren Enden mit den Abst tzungen verschraubt Die Rechen k nnen aber auch ge schwei
309. vor dem Rechen durch aufsteigende Luftblasen an die Oberfl che zu f hren Die statische Bemessung der Rechenst be und ihrer Abst tzungen muss den massge benden Wasserdruck die Stosskr fte aus dem angeschwemmten Geschwemmsel und das Eigengewicht der Konstruktion ber cksichtigen Mosonyi 1966 Die massgebende Was serauflast h ngt vom Unterschied zwischen den Wasserspiegeln vor und nach dem Rechen ab wie er bei der annehmbar st rksten Verlegung auftreten kann Im Allgemeinen sind Spiegelunterschiede von 1 bis 2 m h chstens aber von 4 bis 5 m anzunehmen Infolge ei ner m glichen Verlegung durch Schwebeis muss auch der ganze einseitige Wasserdruck in Rechnung gestellt werden In den meisten Anlagen heutzutage ist eine Druckdifferenzmes sung vor und nach dem Rechen angebracht welche einerseits dazu dient die Rechenreini gungsmaschine zu steuern und anderseits ab einem zul ssigen Maximalwert die Anlage ausser Betrieb nimmt Das Eigengewicht kann f r Rechen mit einer Neigung nahe der Ver tikalen meist vernachl ssigt werden Als massgebende Stosskraft kann f r eine erste N he rung das Eigengewicht des anstossenden K rpers in die Berechnung einfliessen W hrend in der Vergangenheit bis ca 1960 Rechensch den eher eine Seltenheit waren sind sie seit dem zu einer h ufigen Erscheinung geworden Steller et al 1990 und Bauer 1966 geben die Ursache mit der steigenden Schluckf higkeit und Schnelll ufigkeit hyd raulischer Maschine
310. wandelte Energie auch Energiever lust Dissipation In der Vergangenheit wurden mehrere Formeln zur Berechnung dieses Energieverlustes publiziert Die Praxis zeigt jedoch dass die mit diesen Formeln berechneten Energieverlus te h ufig um ein Vielfaches tiefer liegen als die tats chlich auftretenden Der Grund liegt darin dass mit den vereinfachten Beziehungen nicht alle wesentlichen Verlustparameter ber cksichtigt werden Im Rahmen der vorliegenden Arbeit Konzentrieren sich die Untersuchungen mittels Li teraturstudium Fragebogen Modellversuchen und Naturmessungen auf die erstmals unter suchten Parameter Verbauung Verlegung Str mungsinhomogenit ten und die auch schon von anderen Autoren untersuchte Schr ganstr mung F r andere relevante Verlustparame ter wie Rechenstabform oder auch die vertikale Rechenneigung werden die Ergebnisse von den bekannten Autoren bernommen Die zum Teil erstaunlichen Untersuchungsergebnis se kl ren nun einige Zusammenh nge widersprechen teilweise bisherigen Annahmen oder best tigen sie Die Modellversuche wurden so angelegt und durchgef hrt dass deren Er gebnisse bedenkenlos in die Natur bertragen werden d rfen Der Gesamtverbauungsgrad des Rechens resultiert aus Rechenst ben Abstandhaltern Aussteifungsdiagonalen und Rechentr gern und liegt f r die Kraftwerke in der Schweiz zwischen 10 und 40 Die bisherigen Formeln ber cksichtigen jedoch nur den Anteil der Rechenst be allein Die Au
311. werte weichen nur geringf gig von der eingezeichneten Trendlinie ab Wird der Verlustbeiwert nach 4 19 vom Verlustbeiwert pru isoliert ergibt sich auch in diesem Fall schon das hnliche Bild wie zuvor bei der Untersuchung der Trennpfeiler Der Verlustbeiwert ist unab 4 Darstellung und Diskussion der Ergebnisse 151 h ngig von der Verbauung und nahezu unabh ngig von den untersuchten Sohlenformen und somit der Turbulenz Tu Verlustbeiwert f r alle Einlaufsohlen 2 Verlustfaktor f r alle Einlaufsohlen DE Er ae S H N e EE E ir Ur 2 J EE Fr Mittelwert des 4 OR EE SE EE EE Si Verlusibeiwertes 3 J o E Mittelwert des m L Verlustfaktors 1 03 J C 557 J PHJ i PH 0 gt a ei ES 0 5 EK Jk EA 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 a b Abb 4 41 a Rechenverlustbeiwert in Abh ngigkeit der Verbauung f r alle untersuchten Einlau
312. windigkeit liegen Besonders in Randbereichen und Pfeilern he kann es Wir bel und R ckstr mungen geben Ein asymmetrischer Betrieb von mehreren Turbinen ver st rkt zudem die Str mungsinhomogenit ten Detaillierte Untersuchungen wie sich verschieden Einlaufkonfigurationen mit den damit verbundenen Str mungsinhomogenit ten auf den Turbinenwirkungsgrad auswirken sind z B von Godde 1994 und Lang 1999 durchgef hrt worden Inwiefern sich aber diese Str mungsinhomogenit ten unmittelbar auf die Energieverluste am Einlaufrechen auswir ken wurde bisher noch nicht untersucht 2 3 3 4 Verlegung Zwischen 40 000 und 60 000 m Material sind es die j hrlich allein an den Turbinenre chen der 25 Kraftwerke von Aare Reuss und Rhein angeschwemmt werden Dieses Mate rial wird im Sinne eines effizienten Kraftwerkbetriebs fortlaufend entfernt Es muss unterschieden werden zwischen Rechenverlegung die von der Rechenreini gungsmaschine und Verlegung die nur im Zuge einer Revision entfernt werden kann Bei der Verlegung welche nur im Zuge einer Revision entfernt werden kann handelt es sich in erster Linie um Gegenst nde Steine Holzst cke Plastikflaschen etc welche zwischen den Rechenst ben eingeklemmt sind oder Wasserpflanzen die sich um die Quertraversen gelegt haben Abb 2 28 Aber auch starker Geschiebeanfall kann nur noch mittels Aus baggerungen entfernt werden Abb 2 29 Die Ansammlung von Geschwemmsel am Rechen f hrt zu
313. zu lichter Stabweite b und dem Winkel der horizontalen Schr ganstr mung in Tab 2 5 angegeben Faktor ol 0 10 20 30 40 50 60 Tab 2 5 Beiwerte zur Berechnung der Rechenverluste nach Kirschmer 1926 bei schr ger Anstr mung Der Beiwert B mit dem die Schr ganstr mung ber cksichtigt werden kann ist durch Mosonyi 1966 mittels Naturmessungen an Kraftwerken ermittelt wor den Die Kirschmer Mosonyi Beziehung lautet somit kl GI 2 24 b 2g 2 4 3 Spangler Die experimentelle Untersuchung von Spangler 1928 ist eine Fortsetzung der Arbeit von Kirschmer und hat erstmals den Einfluss der horizontalen Schr ganstr mung 6 09 bis 60 auf die Rechenverluste eingehend untersucht In Vorversuchen zum Zweck einen den Verh ltnissen in der Natur entsprechenden Versuchsstand zu bauen hat Spangler f r Stab l ngen und lichte Stabweiten die denen der Praxis entsprechen f r alle Stabformen bis auf die Kreisrunde Stabform g nach Abb 2 19 Kap 2 3 2 4 eine vollkommene Umlenkung der Str mung durch die Rechenst be festgestellt Da im Oberwasser des Rechens die Brei te des Zulaufgerinnes mit dem Anstr mwinkel variiert und damit die Geschwindigkeit 2 Theoretische Grundlagen und Stand des Wissens 47 nimmt er die Geschwindigkeit nach dem Rechen als Bezugsgeschwindigkeit heran Die Geschwindigkeit nach dem Rechen ist aufgrund der kleineren Abflusstiefe gr sse
314. zudecken Die Abb 4 17 zeigt dass der Verlustbeiwert durch die berlagerung von Verbau ung P und Verlegung V und folglich auch mit steigendem Blockierungsgrad B stark zu nimmt Hinsichtlich der Verlustcharakteristik zeichnen sich zwei Gruppen ab n mlich Gruppe 1 Verlegungsart Nr 1 2 Abb 4 18 Gruppe 2 Verlegungsart Nr 0 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Abb 4 19 Die Gruppe 1 Abb 4 18 umfasst nur die f r die Praxis sehr extremen F lle mit mar kanter Sohlenablagerung respektive ausgepr gter Verlegung durch Schwimmstoffe oben In diesen F llen dr ngt sich auf dass das Kraftwerk abgeschaltet wird und die Ablagerun gen bzw Verlegungen entfernt werden Gruppe1 Verlustbeiwert 10 a een a Sr a er H E EE e ere ie Ze E ENEE EE dE EE ENEE N PEER ETET PEET T E A T Rechen el See Bechen A 2 He ann BEE 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 Abb 4 18 Mittelwerte der Messergebnisse des Verlustbeiwertes ev in Abh ngigkeit des Blockierungsgrades f r Gruppe 1 mit Verlegungsarten Nr 1 2 Die Gruppe 2 Abb 4 19 enth lt einerseits sehr praxisrelevante Verlegungsvarianten bei denen ein Kraftwerksbetrieb im Fall der 12 5 Verlegungen durchaus noch Sinn

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