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Bauforschung
Massnahmen zur Geräuschminderungbei Armaturen der Wasserinstallation
F 1943
Fraunhofer IRB Verlag
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F 1943
Bei dieser Veröffentlichung handelt es sich um die Kopiedes Abschlußberichtes einer vom Bundesmini sterium fürVerkehr, Bau- und Wohnungswesen -BMVBW- geför-derten Forschungsarbeit. Die in dieser Forschungsarbeitenthaltenen Darstellungen und Empfehlungen gebendie fachlichen Auffassungen der Verfasser wieder. Diesewerden hier unverändert wiedergegeben, sie gebennicht unbedingt die Meinung des Zuwendungsgebersoder des Herausgebers wieder.
Dieser Forschungsbericht wurde mit modernstenHochleistungskopierern auf Einzelanfrage hergestellt.
Die Originalmanuskripte wurden reprotechnisch, jedochnicht inhaltlich überarbeitet. Die Druckqualität hängt vonder reprotechnischen Eignung des Originalmanuskriptesab, das uns vom Autor bzw. von der Forschungsstellezur Verfügung gestellt wurde.
© by Fraunhofer IRB Verlag
Vervielfältigung, auch auszugsweise,nur mit ausdrücklicher Zustimmung des Verlages.
Fraunhofer IRB Verlag
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Nobelstraße 1270569 Stuttgart
Telefon (07 11) 9 70 - 25 00Telefax (07 11) 9 70 - 25 08
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www.baufachinformation.de
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SC ß 4 ^^- 3
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FRAUNHOFER-INSTITUTFÜR BAUPHYSIK
IBP-Bericht BS 98/84
MASSNAHMEN ZUR GERÄUSCHMINDERUNG BEIARMATUREN DER WASSER INSTALLATION
H. V. FuchsJ. Klöppner
Untersuchungen durchgeführtim Fraunhofer-Institut für Bauphysik, Stuttgart
gefördert durch dasBundesministerium für Raumordnung,Bauwesen und Städtebau
FRAUNHOFER-INSTITU I FUR BAUPHYSIK, 7000 STUTTGART-80 (VAIHINGEN), Nobelstraße 12, Außenstelle: HOLZKIRCHEN (OBB.), Postfach 1180
-
Dr.H.V.FuchsU.Klöppner
Stuttgart, den 29. Februar 1984 Ha
F ofe_ nstitut für EStuttgart
Amtlich anerkannte Prüfstelle für die Zulassung neuer Baustoffe, Bauteile und BauartenInstitutsleiter: Prof. Dr. F. P. Mechel
IBP-Bericht BS 98/84
MASSNAHMEN ZUR GERAUSCHMINDERUNG BEI ARMATUREN
DER WASSERINSTALLATION
Untersuchungen durchgeführt im
FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIK, Stuttgart
gefördert durch das
Bundesministerium für Raumordnung,Bauwesen und Städtebau
Projekt-Nr.: 100 390
Sachbearbeiter: Institutsleiter:
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i.V. Dipl.-Ing. K.Bertsch
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FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKBlatt 3BS 98/84
INHALTSOBERSICHT
Seite
1. Einleitung 5
2. Ausgangssituation 7
3. Theoretische Grundlagen 10
4. Ein Modell zur Entwicklung geräuscharmerVentile
15
5. Hydraulische Gesetzmäßigkeiten 21
6. Akustische Gesetzmäßigkeiten 27
6.1 Schallanregung im Ventilrohr 28
6.2 Geräusche von Röhrchen-Paketen 31
6.3 Schallanregung am Ventilspalt 33
6.4 Geräusch-Verstärkung durch Kavitation 35
7. Einfluß von Kanten-Abrundungen 39
7.1 Anregung im Ventilrohr 40
7.2 Anregung am Ventilspalt 40
B. Geräusch-Charakteristik beim Schließen eines 41
Ventils
8.1 Ventilrohr mit anschließender 90°-Umlenkung 42
8.2 Heizkörper-Ventil 43
8.3 Auslauf-Armatur 44
9. Angekoppelte akustische Resonatoren 47
10. Ausblick 49
Literatur 51
Bilder 55
-
Bitte beachten:
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Fraunhofer IRB Verlag
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 5
BS 98/84
1. EINLEITUNG
Mit diesem Abschlußbericht wird dem BMBau das Ergebnis eines Forschungs-
projektes vorgelegt, das zum Ziel hatte,
• die strömungsakustischen Mechanismen der Wasserschall-Er-
zeugung in Armaturen der Sanitär-Installation zu klären,
• die Abhängigkeit dieser Geräuschanregung von den hydraulischen
und geometrischen Parametern darzustellen,
o dem Konstrukteur Hinweise für die Auslegung lärmarmer Geräte
zu geben,
o Maßnahmen zur Unterbindung der Fortleitung von Wasserschall
durch das Rohrnetz zu untersuchen.
Das vom BMBau geförderte Projekt mußte über 4 Jahre gestreckt werden.
Um trotzdem effizient arbeiten zu können und gleichzeitig eine direkte
Umsetzung in die Praxis zu ermöglichen, wurde parallel zu diesen mehr
grundlegeden Fragestellungen eine Reihe von Einzel-Untersuchungen im
Auftrag der HANSA Metallwerke, Stuttgart, durchgeführt. Das jetzt am
IBP vorhandene Wissen über die Geräuscherzeugung in Flüssigkeits-Ventilen
ist somit das Ergebnis sowohl öffentlich als auch privatwirtschaftlich
geförderter Forschung. Beiden Seiten sei an dieser Stelle für ihre
Unterstützung und gute Zusammenarbeit gedankt.
Die Wirkungsweise von Wasserschalldämpfern wurde bereits in vorausge-
gangenen Berichten beschrieben. In [11 sind auch bereits quantitative
Angaben zur Auslegung der in diesem Anwendungsbereich besonders
wirkungsvollen Luftkissen-Dämpfer gemacht. In der Praxis stellte man
allerdings fest,daß die Wirksamkeit dieser Dämpfer oft weit hinter den
Erwartungen zurückblieb, wenn sie z. B. in den S-Anschlüssen von Aus-
lauf-Armaturen auf sehr engem Raum untergebracht wurden. Untersuchungen
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FRAUNHOFERNSTITUT FUR BAUPHYSIKBlatt 6
BS 98/84
im Industrie-Auftrag haben geze igt, daß diese Dä mpfer, wenn sie im S-An-
schluß gleichzeitig den engst en Durchflußquerschnitt bild en, selbst zu
einer Geräuschquelle werden können ^21 : Wenn di e Armatur ganz geöffnet
it, kann di e vom Dä mpfer umschlossene Fluid-Masse, etwa in der hier in
Abschnitt 5.1 beschriebenen Weise, zu Schwingungen angeregt werde n. Ver-
suche zur Optimierung der Schalldämpfer führten zu e inem neu en Konzept
für ihre Auslegung r.31, das hier nicht näher beschrieben werden soll L4].
Die Ausarbeitung von KOnstruktion3-HinweiSe für die Entwicklung leiser
DrOSSelventile wurde dankenswerterweise mit Mitteln der Forschungge-
sellschaft der Gips-SChÜle-Stiftung, Stuttgart, unterstützt. Teile des
vorliegenden Berichts sind daher auch in einem Bericht an die GSS [51 ent-
halten.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 7
BS 98/84
2. AUSGANGSSITUATION
In der nicht sehr umfangreichen Literatur zur Schallerzeugung
in Drossel-Einrichtungen für Flüssigkeiten werden folgende
Prinzipien der Lärmminderung genannt:
(a) Vermeidung plötzlicher Änderungen im Strömungs-Quer-
schnitt,
(b) Verhinderung der Ausbildung großer Wirbel,
(c) Druckabbau an hintereinander angeordneten möglichst
gleich großen Drossel-Elementen
(d) Vermeidung des Mitschwingens von mechanischen Ventil -
Komponenten,
(e) Unterbindung von hydroakustischen Rückkopplungen
zwischen Wirbelablösung und Resonanzen der Flüssig-
keits-Säule
(f) Vermeidung von Kavitation
(g) Drosselung durch Feinstruktur
(h) Einbau von Flüssigkeitsschall-Dämpfern.
Sie werden in [6) ausführlich zusammen mit weit verbreiteten
Vorstellungen zum Mechanismus der Schallerzeugung in solchen
Geräten und Patenten, den Bau geräuscharmer Strömungs-Drosseln
betreffend, diskutiert. Bild 1 zeigt in prinzipieller Darstel-
lung und etwa in der Reihenfolge ihrer Bedeutung für die Lärm-
bekämpfung an Flüssigkeits-Ventilen die dominierenden Mechanis-
men der Schallerzeugung. Alle vier sind bei weitem wirkungs-
voller als der allgemein bekanntere Mechanismus der Schaller-
zeugung durch die freie Turbulenz der Strömung selbst.
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FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 8
BS 98/84
Wir interessieren uns hier nur für Auslauf- und Regel-Arma-
turen, deren Wirkungsweise darauf beruht, daß auf engstem Raum
durch eine starke plötzliche Strömungs- Einschnürung eine sehr
fein regulierbare Druck-Differenz 210 von mehreren bar einge-
stellt wird. Deshalb ist Prinzip (a) nicht anwendbar und die Erzeugung
großer Wirbel (Prinzip (b)) unvermeidlich, wenn wir wegen der Gefahr
des Verschmutzens auch Prinzip (g) fallen lassen müssen. Wir wollen
aber voraussetzen, daß Prinzip (d) stets durch genügend stabile Aus-
führung aller Ventil-Komponenten erfüllt wird und gehen davon aus, daß
beim Auftreten von Pfeif-Tönen diese relativ leicht durch Maßnahmen nach
Prinzip (e), wie sie in [7] z. B. für Heizkörper-Ventile beschrieben
werden, abgestellt werden können.
Wir wollen uns hier vor allem konzentrieren auf das in 161 neu einge-führte Prinzip,
(i ) Maximierung der am engsten Strömungs-Querschnitt mit-
schwingenden Fluid-Masse.
Nach den zahlreichen Voruntersuchungen im IBP [8 — 11 ] liegt in
der strikten Befolgung dieses Prinzips ein sehr großes Lärmminde-
rungs-Potential. Voraussetzung ist allerdings, daß daneben auch die
Kavitations-Geräusche im gesamten Regelbereich des Ventils beherrscht
werden können (Prinzip (f)). Dabei wird sich herausstellen, daß Prinzip
(f) als generelle Unterscheidung, ob eine Armatur laut oder leise ist,
viel zu grob ist und daß der Einsatz von Flüssigkeitsschall-Dämpfern
(Prinzip (h)) keinesfalls die einzige mögliche Lärmminderungs-Maß-
nahme darstellt, wenn Kavitation wegen der unvermeidlichen Gegeben-
heiten (wie z. B. bei Wasser-Auslaufarmaturen) unvermeidlich sein
sollte.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKBlatt 9
BS 98/84
Frühere Versuche, das Geräusch von Flüssigkeits-Ventilen zu re-
duzieren, gingen von der jetzt als falsch erkannten Vorstellung
aus, daß ganz ähnlich wie bei den Gas - Ventilen die hinter
dem engsten Strömungs-Querschnitt erzeugte Turbulenz
selbst den Strömungslärm abstrahlt. Sieht man einmal von dem
praktisch untauglichen Vorschlag ab, die Strömung am Dossel-
Element laminar zu halten, so sind eigentlich kaum Hinweise für
die Konstruktion lärmarmer Ventile bekannt geworden, die den
Entstehungs-Mechanismus beeinflussen könnten. Die Turbulenz be-
einflußt aber, wir wir sehen werden, indirekt die Schallabstrah-
lung sowohl der Masse-Pulsationen im engsten Querschnitt als
auch der Kavitations-Vorgänge hinter der Einschnürung. Bei bei-
den Mechanismen spielt aber die Struktur der anregenden turbu-
lenten Vorgänge eine wichtige Rolle, so daß wir hier Konstruk-
tions-Hinweise geben wollen, die dem Prinzip
(ii) lärmmindernde Beeinflussung der Turbulenz-Struktur
folgen. Dabei geht es um Maßnahmen, die die hydraulischen
Eigenschaften des Ventils (Widerstandsbeiwert, kritische
Kavitationszahl, Durchflussmenge) praktisch unverändert
lassen.
Schließlich soll hier das lange bekannte Prinzip (c) des Druck-
abbaus in Stufen etwas differenzierter als in der Vergangenheit
betrachtet werden. Das Zusammenspiel zwischen dem Ventil und
einem vor- oder nachgeschalteten Strömungs-Widerstand bzw. Durch-
fluß-Begrenzer läßt sich hydraulisch und schalltechnisch so be-
schreiben, daß mit dem besseren Verständnis nunmehr auch eine
(iii) quantitative Abschätzung der Geräuschentwicklung allein
aus den geometrischen und hydraulischen Parametern
möglich wird.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKmatt 10
BS 98/84
Die wirklich geräuscharme Armatur, die z.B. in der Haustechnik
auch unter ungünstigsten Installationsbedingungen nicht mehr
zu Beanstandungen führt, muß also keine Utopie bleiben. Voraus-
setzung ist allerdings, daß man die bisher rein empirische Vor-
gehensweise bei der Entwicklung eines neuen Ventils aufgibt.
3.THEORETISCHE GRUNDLAGEN
Die akustischen und hydraulischen Vorgänge in Regelventilen ge-
horchen denselben hinreichend bekannten Strömungs-Differential-
gleichungen. Es wäre also prinzipiell möglich, die einen wie
die anderen rein rechnerisch zu erfassen, indem man diese
Gleichungen unter den jeweiligen Randbedingungen löst. Man wäre
aber heute noch immer nicht in der Lage, die sehr komplizierte
instationäre Strömung in solchen Geräten im Detail zu berechnen,
selbst wenn man den enormen Rechenaufwand nicht scheute. Viel
weniger kann man hoffen, in absehbarer Zeit zu einer streng ana-
lytischen oder numerischen Behandlung der Schall-Emission als
energetisch betrachtet winzig kleinem Nebenprodukt des Drossel-
vorgangs zu gelangen.
In dieser Situation ist es für das Verständnis von den relevanten
Vorgängen im Ventil und als Leitschnur für lärmmindernde Maßnah-
men wichtig, zu möglichst klaren akustischen Modell-Vorstellungen
zu kommen. Die vom Ventil ausgehende akustische Anregung der
Flüssigkeits-Säule und damit des ganzen Leitungssystems läßt
sich dann nämlich wieder relativ gut beschreiben.
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2
V / 2(3)
FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKButt 11
BS 98/84
Da der akustische Anregungs-Mechanismus - ganz gleich welcher-
Art - die ihn antreibende mechanische Energie aus der Strö-
mung bezieht, erscheint es aber sinnvoll, wenigstens eine ein-
fache Dimensionsbetrachtung der Grundgleichungen, die das
Problem beschreiben ,anzustellen. Dabei stellt es eine große
Vereinfachung dar, daß die mittlere Strömungsgeschwindigkeit
V auch im vorliegenden Fall um Größenordnungen kleiner als die
Schallgeschwindigkeit c in der Flüssigkeit ist,
V « c; Machzahl Ma =V/c G< 1. (1)
Das heißt mit anderen Worten, daß wir uns alle Strömungsvor-
gänge im Ventil ohne irgendeinen Einfluß der Kompressibilität
der Flüssigkeit vorstellen können. Als Folge hiervon ist z.B.
der Durchfluß Q an jedem beliebigen Strömungs-Querschnitt A
stets derselbe,
-1Q = V A = const ; V - A . (2)
Aus dem Druckabfall op an einer beliebigen Drosselstelle im
Ventil und der ebenfalls konstant anzunehmenden Dichte p der
Flüssigkeit läßt sich weiterhiun ein die jeweilige Drosselstelle
charakterisierender Widerstandsbeiwert als
Ap
p
definieren. Dieser diemensionslose Zahlenwert ist nicht nur für
eine vorgegebene Strömungs-Konfiguration unabhängig von den je-
weiligen Strömungs-Parametern ap oder V bzw. Q. Das wäre wegen
der Kontinuitäts-Beziehung (2) natürlich auch so, wenn mit der
Geschwindigkeit in der Leitung vor oder hinter dem Ventil ge-
bildet würde.Messungen an einer ganzen Reihe von verschiedenen
Drossel-Elementen haben aber gezeigt, daß der nach (3) berechnete
c-Wert sich nur in sehr engen Grenzen (zwischen 1 und 3) mit der
Geometrie verändert.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKmatt 12BS 98/84
Für das Entstehen von Kavitationsblasen aus den in der Flüssig-
keit gelösten Gasen sind die Geschwindigkeit V und der mittlere
statische Druck p, im allgemeinen im bzw. unmittelbar hinter dem
engsten Querschnitt gemessen, von entscheidender Bedeutung. Wenn
man daraus eine dimensionslose Kavitationszahl a
p
2pV /2
bildet, dann kann man, wiederum aus einer ganzen Reihe von
Messungen an veschiedenen Drossel-Elementen, feststellen, daß
ILrlt (der Zahlenwert, bei dem die Blasenbildung einsetzt bzw.
aussetzt) sich ebenfalls nur in sehr engen Grenzen verändert. Im
Gegensatz zu c kann a aber beliebig große oder kleine Werte in
Abhängigkeit von den Strömungs- Parametern annehmen. Ein Nomo-
gramm zur Ermittlung der Kennzahlen und a aus den jeweiligen
Parametern op, p und V ist im Bild 2 dargestellt.
Wir können, wie gesa gt, weder c noch aK berechnen. Wenn wirKrit
aber diese Zahlenwerte für ein bestimmtes Drossel-Element auch
nur für einen Strömungszustand experimentell ermittelt haben,
können wir sie für alle möglichen Strömungszustände und Ventil-
Stellungen als unveränderliche Größen ansehen.
Wir wollen nun noch einen Schritt weiter gehen und versuchen,
eine Schallabstrahlungs-Kennziffer a ebenso wie i; und a als für
eine bestimmte Strömungs-Konfiguration typisch zu definieren. Eine
einfache Dimensionsanalyse der besagten Grundgleichungen führt,
wie z.B. in [12] ausführlich beschrieben, für die extrem kleinen
Machzahlen in Ventilen zu dem Ergebnis
P
a - p 1 2 V 4/c
cr -
(4)
(5)
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FRAUNHOFER - INSTITUT FUR BAUPHYSIKmatt 13BS 98/84
Die Schalleistung P ist also für ein bestimmtes Drossel-Element
stets der vierten Potenz einer charakteristischen Geschwindigkeit
proportional. 1 ist dabei eine für die jeweilige Turbulenz-
Struktur charakteristische Länge. 1 kann sich bei der Variation
des Betriebszustandes ändern: bei dem in Bild 3 dargestellten
Ventil-Modell ist 1 z. B. für kleine Ventilspalte x diesem
proportional, 1 — x. Für große Werte von x, etwa in dem in
Bild 3 gezeichneten Zustand des weit geöffneten Ventils ,könnte
man hingegen vermuten , daß 1 — d, weil dann (ähnlich wie
bei einem Freistrahl) der Ventilrohr-Durchmesser die charak-
teristische Turbulenz-Länge abgibt.
Wegen des, selbst bei kleinsten Machzahlen, noch dominierenden
Einflusses von V bzw. Q auf die Geräuschanregung durch Turbulenz
können wir aus Gl. (5) bereits ganz allgemein folgern, daß im
Grenzfall x/d 6{ 1 die Schallanregung ganz wesentlich von den
Strömungsvorgängen am Ventilspalt ausgeht, während für x/d >> 1
die Strömung im Ventilrohr diese Rolle übernimmt. Wir wollen da-
her unter V im Folgenden stets V, die mittlere Geschwindigkeit
im engsten Querschnitt, verstehen. Nur in den beiden Grenzfällen
läßt sich also der Einfluß des jeweils entscheidenden geometrischen
Parameters x oder d nach Gl. (5) abschätzen, wobei a zwar jeweilskonstant anzusetzen ist, sich aber in beiden Fällen um Größenord-
nungen unterscheiden kann.
Welchen Zahlenwert ct(für den Ventilspalt) und aR (für das Ventil-
rohr) annimmt, läßt sich theoretisch nicht vorhersagen. Da die
Dimensionsanalyse,die zur Beziehung (5) führt,die akustischen Randbe-
dingungen für die durch Turbulenz angeregten monopolartigen Schwingungen
und Pulsationen im Ventilrohr, im Ventilgehäuse und im angeschlossenen
Leitungssystem überhaupt nicht berücksichtigt, müssen wir erwarten,daß
nicht nur as und aR sehr verschieden sein können sondern jede
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 14
BS 98/84
Kennzahl für sich sehr stark von verschiedenen anderen geome-
trischen Parametern abhängt, z. B. der Ventilrohr-Länge a, der
Größe des Ventilgehäuses oder den Längen der angeschlossenen Rohr-
leitungen (also Konstruktions-Parametern,die die Strömung und da-
mit den Drossel-Mechanismus gar nicht beeinflussen müssen).
Die Voruntersuchungen [8 : 10] haben gezeigt, daß sich insbe-
sondere durch Variation der akustischen Randbedingungen
leicht um den Faktor 10 3 verändern läßt. Wollte man a in Abhängig-keit von der Frequenz des abgestrahlten Flüssigkeitsschalls an-
geben, so würde man einen sogar noch stärkeren Einfluß der geo-
metrischen Parameter feststellen. Das bedeutet aber für die Praxis,
daß wir im Gegensatz zur Strömungsakustik bei höheren Machzahlen
in Flüssigkeits-Ventilen grundsätzlich viel mehr Möglichkeiten
zur Beeinflussung der Geräuschentwicklung, also auch für Lärmminde-
rungs-Maßnahmen, haben.
Bisher haben wir uns mit der nicht kavitierenden Strömung be-
schäftigt. Wir sind dabei davon ausgegangen, daß die Turbulenz in
der sehr inkompressiblen Flüssigkeit selbst nur ganz minimale
Volumenänderungen hervorrufen kann, während sie mit der mittleren
Strömung fortgetragen wird. Wenn in dieser Strömung aber Gas-
blasen, fein verteilt, vorhanden sind, kann sich die Situation
ganz grundsätzlich ändern: bei gleichzeitiger Kavitation findet
die Turbulenz, auch bei weiterhin sehr kleinen Strömungsgeschwindig-
keiten V, in der Strömung eine effektive Kompressibilität des
Gas-Flüssigkeitsgemisches vor. Dadurch kann die zuvor "stumme
Turbulenz" aus dem Abström-Volumen hinter dem engsten Strömungs-
Querschnitt heraus Volumen-Pulsationen anregen, die nicht erst
durch die akustischen Randbedingungen ermöglicht werden. Im Sinne
der strömungsakustischen Modelle [12] wird aus der quadrupol-
artigen Schallerzeugung durch freie Turbulenz durch die Kavitation
-
( ) 4
cm
(6)
FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKman 15
BS 98/84
eine monopolartige. Dieser bisher in der hier angesprochenen Praxis
wenig beachtete Umstand läßt sich nach [13] im entsprechenden
Modellgesetz für das Turbulenz-Geräusch durch einen Verstärkungs-
faktor (c/cm ) 4 berücksichtigen:
2 8P p l V
c 5
Darin ist cm< c, die durch die Kavitation verminderte Schallge-
schwindigkeit im Strömungbereich hinter dem engsten Querschnitt.
Nach Berechnungen in [14] sinkt cm für Wasser bereits bei einem Blasen-
Anteil von wenigen Volumen-Prozenten auf ein Zehntel der Schallgeschwindig-
keit in der blasenfreien Flüssigkeit . Wenn also das Geräusch der Abström-
Turbulenz hinter dem engsten Querschnitt vor dem Einsetzen der Kavitation
um z. B. 30 dB unter anderen Geräusch-Komponenten lag, kann es nach Ein-
setzen der Kavitation sehr leicht 10 dB darüber liegen. Da dieser Obergang
in der Regel sehr plötzlich passiert, sollte der Schallpegel L in der
stromauf gelegenen Rohrleitung, wenn diese Modellvorstellung richtig ist,
bei Erreichen von aKrit
einen Sprung aufweisen und danach entsprechend
Gi . (6) mit 80 l g V weiter ansteigen. Dies würde erklären, warum
kavitierende Armaturen i. a. sehr viel lauter sind als andere, bei denen
dieser ungünstige Strömungszustand vermieden wird.
4. EIN MODELL ZUR ENTWICKLUNG GERÄUSCHARMER VENTILE
Ventile zum Drosseln von Fluiden werden entsprechend den jeweiligen An-
forderungen sehr unterschiedlich aufgebaut. Ein Druckminderer in einer
Raffinerie hat äußerlich und auch in seiner Konstruktion wenig Ähnlich-
keit mit einer Wasser-Auslaufarmatur. Da diese Untersuchung nicht auf die
schalltechnische Optimierung einer bestimmten Bauart gerichtet ist sondern
allgemein gültige Prinzipien zur lärmarmen Auslegung dieser Geräte er-
-
QV R
,rd /4 (9)
FRAUNHOFER-INSTITUT FUR BAUPHYSIKB'8t` 16BS 98/84
arbeiten sollte, ist es wichtig, daß das Untersuchungs-Modell (Bild 3)
die als wesentlich erkannten Mechanismen möglichst getrennt einstellbar
macht. Nur so lassen sich über die bisher allenfalls qualitativen Aussagen
früherer Untersuchungen an speziellen Armaturen [15] hinaus allgemein
gültige quantitative Aussagen über den Einfluß aller interessierenden
Einstell-Parameter auf das Geräusch machen.
Unser Modell (Bild 3) enthält drei Drossel-Elemente sozusagen in Rein-
kultur:
(a) Ringspalt zwischen Ventilsitz und Ventilteller.
Für x/d 4( 1 findet der Druckabfall im wesentlichen zwischen Ventilsitz
und -teller statt. Am Eintritt in diesen Ringspalt tritt dann auch die
maximale Geschwindigkeit auf:
Q
,rdx (7)
Die Einstell-Parameter x und d können in weiten Grenzen variiert werden.
Wenn das Ventilrohr am Eintritt in den Ringspalt eine mit dem Radius
r2 abgerundete Kante hat, wird die maßgebliche Geschwindigkeit ent-
sprechend kleiner:
VS (d+2r„)x (8)L`Die charakteristische Turbulenzlänge richtet sich in beiden Fällen nach
der Schlitzbreite:
(b) Zylindrische Einschnürung im Ventilator.
Für x/d >» 1 dominiert in unserem Modell die Schallerzeugung im Ventil-
Rohr, wo
Q
gilt.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKmatt 17
BS 98/84
Die in diesem Fall durch die Turbulenz zu Schwingungen anregbare
Fluid-Masse M ist besonders klar abgrenzbar als2
M= p ,rd/4 . (10)
Durch Auswechslung der Rohr-Einsätze kann d zwischen 4 und 15 mm sowie a
zwischen 6 und 60 mm varriert werden.
(c) Nachgeschalteter Strömungs-Widerstand als Durchfluß-Begrenzer
Bei ganz geöffnetem Ventil übernimmt in unserem Modell ein sogenanntes
Röhrchen-Paket nach DIN 52 218, Teil 3, den Abbau des größten Teils des
Fließdrucks dp fl auf der Leitung vor dem Ventil-Modell.
Diese Röhrchen-Pakete sind für verschiedene Durchfluß-Klassen
A - D ausgelegt und bestehen aus n R parallel angeordneten Messing-
Röhrchen mit einem Innen-Durchmesser d R und einer ungefähren Länge
R nach Tabelle 1.
Die Geschwindigkeit V in den Röhrchen ergibt sich aus dem Durchfluß
nach
Q
VRP
R2/4
Die Meßleitung aus verzinktem 1" - Stahlrohr ist ca. 1 m lang (Bild 4).
In ihrer Mitte ist über ein T-Stück ein Hydrophon angeschlossen, über
welches in der in [9,16] beschriebenen Weise sowohl die Wasserschall-
Pegel L (z. B. relativ zu einem Bezugs-Schalldruck po von 20 uPa) als auch
die Armaturengeräusch-Pegel L AG (relativ zum Installationsgeräusch -
Normal nach DIN 52 218, Teil 1) gemessen werden können. Die Wasserzulei-
tung erfolgQ über einPn PVC-Schlauch aus der zentralen Wasserversorgung
im Wasserlabor des IBP-Technikums. Die Rückführung des aus dem Ventil-
Modell frei oder über ein Röhrchen-Paket ausströmenden Wassers in den
zentralen Sammelbehälter geschieht über ebenfalls fest installierte Lei-
tungen.
-
Röhrchen- Röhrchen- Geschwi nd. Widerstunds - Wosuerschull-L&n 8 Zah ^ bei 3 bar beiwert Pegel8 |m0|K^ ^ n R
[m/s ]T[^ '- ^'KP
CRP L A[dB( ]A ^ ` '^^
121 ^^
123 0124
^m
126 _
GeCmetriGche und hydraulische Kenndaten derRöhrchen-Pakete (R.P.) nach DIN 52 218, Teil 3
(bzw.ISO 3822 part 4)
Tabelle 1:
Röhrchen-
Paket
Durchfluß Röhrchen-bei 3 bar / DurchmesserQ |]/^| ) d [mm]^ ^ '-^ R ^ ^
A (R25)
B (R42)
C ( R50)
0 ,25
0^42
0^50'
D (R63) 0,63
3
3
3
3
R.P.B+
R.P.0
R.P.D
3
5
5
6
4,3
4,2
3,0
•2,7
450
450
300
250
11,8
11,9
14,1
14,9
m nWY 1/4V 7MY
-
FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKBlatt 21
BS 98/84
Mit Hilfe dieser Modell-Anordnung kann einerseits das hydraulische und
akustische Verhalten der drei beteiligten Drossel-Elemente jeweils ge-
trennt untersucht werden. Zum anderen kann aber auch für jede Parameter-
Einstellung der ganze Schließvorgang z. B. bei opfl = const in Abhängig-
keit von x dargestellt werden, um so auch den jeweils lautesten Betriebs-
zustand festzustellen.
5. HYDRAULISCHE GESETZMÄSSIGKEITEN
Bild 5 gibt zunächst einen Oberblick über die verschiedenen im Ventil-
Modell nach Bild 3 durchströmten Querschnitte. Er ermöglicht wegen
V — A-1 bereits eine ganz grobe Feststellung, an welcher Stelle bei
einem bestimmten x die höchste Geschwindigkeit auftritt. Dort kann man
wegen der Beziehungen (5) und (6) auch den Ort der gerade dominierenden
Schallanregung vermuten. Man stellt z. B. fest, daß beim 8 mm - Ventil-
rohr der Obergang von A S zu AR als maßgeblichem Drossel-Querschnitt
etwa bei x = 2 mm erfolgt.
Bei freiem Ausströmen aus dem Ventil-Modell kann man z. B. die Situation
bei einem Druckminderer oder einem Heizkörper-Ventil simulieren.
Bild 6 zeigt, daß in diesem Fall für op = const in einem relativ großen
Regelbereich von x = 0,25 mm bis x = 2,5 mm, die Geschwindigkeit V S im
Ventilschlitz mit guter Näherung als konstant angesehen werden kann.
Entsprechend Gl. (7) steigt in diesem Regelbereich der Durchfluß linear
mit der Schlitzbreite x an. Erst für x > 2,5 mm wird der Durchfluß all-
mählich auch durch andere Reibungs- und Druckverluste begrenzt, die außer-
halb AS zu suchen sind; die Strömungsgeschwindigkeit in diesem Querschnitt
nimmt daher ab. Für x 4 0,25 mm nimmt V aus einem anderen Grunde ab:
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FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKmatt 22
BS 98/84
wenn x in die Größenordnung der Dicke der Wand-Grenzschichten zwischen dem
Ventilteller und der Stirnfläche des Ventilrohrs kommt, gewinnen die Rei-
bungsverluste neben den Verlusten durch Strömungsablösung allmählich an
Bedeutung. Als Folge hiervon nimmt in der Endphase des Schließvorgangs
der Durchfluß stärker ab als x . Der ganze "lineare" Regelbereich läßt
sich eindeutig kennzeichnen durch den für diese Ventil-Geometrie cha-
rakteristischen Widerstandsbeiwert (nach Gl. (3)) von cS = 3,2. Für
andere Ventil-Geometrien, z. B. andere Werte von d, stellen sich die
hydraulischen Werte ganz ähnlich ein, nur der Zahlenwert von C kann etwas
variieren. Auch das Zusammenwirken mehrerer hintereinander geschalteter
Drossel-Elemente (a) - (c) nach Abschnitt 3 läßt sich durch einfache Ober-
legung von drei in erster Näherung konstanten Beiwerten cS, CR
und CRP
beschreiben.
Tabelle 2 gibt einen Oberblick über alle im Ventil - Modell nach Bild 3
untersuchten Ventilrohr-Einsätze. Der Widerstandsbeiwert CR
des Ventil-
rohres allein ändert sich nur sehr wenig mit der Ventilrohr-Länge a und
kaum infolge von Abrundungen. Auch die Tendenz von CR , mit größerem d
abzufallen, ist nur gering. Dies bestätigt, daß es sinnvoll war, die
hydraulische Kenngröße nach Gl. (3) so und nicht anders zu definieren.
Für CS , den Widerstandsbeiwert des entsprechenden Ventilspaltes, deutet
Tabelle 2 eine Tendenz an, mit hm die ke ^^ 2 ^ ^^. T^nuG11L uni, iiiit, a zuzunehmen; StIÜIIIÜrigsGl111efIKÜng durch
den Ventilteller ist offenbar markanter je größer a. Wie erwartet, hat
die Abrundung am Eintritt in den Ventilspalt den stärksten Einfluß auf
c5 (vgl. z. B. Ventilrohr 8 mit 10 oder 50 mit 35). Die Unterschiede in
c,R und CS beim Betrieb mit verschiedenen R.P. (A bzw. D) deuten wahr-
scheinlich eher auf die vorhandene Meß-Toleranz als auf einen wirklichen
Einfluß des Auslauf-Widerstands hin. Die aKrit-Werte
der Tabelle 2
wurden ausschließlich durch den subjektiven Höreindruck von einsetzenden
Kavitations-Geräuschen ermittelt. Bei der mit dieser Methode zwangs-
läufig verbundenen Variationsbreite ist es erstaunlich, wie gut a Krit
-
VENTILROHR crkrit Ŝ ^R 1 VENTILROHR
r2 ?0,5 51
akrit ^S
0,4
y R
1,024 2,4 31 1,8
60
^i%iiiiiiA' ^-_ ^i/^r -- r7e 0,6^"^"^ Y9' •nos,
60
49 0,9 3 ,0 1,9 ^^
6
47 27 (1,6) 1,5/̂' Ar^^^^^
_ >A ri16
" _^f ^i^^^///"rim, 2,2 2,9 1,7 „ - . - - . 43 2,0 1,2 10
' b //N///.-^,J
60v ^I---I61^ ̂ A
- - 16 2,2 2,4 1,6 W - - - - 41 2,2 (2,4) (1,2)` %////!
,. ' ^'7 (A^ 2,3 (A) 1,5 %/i^////////^ 34 2,3 (D) 3,1 (D) 1,3 ^T^ 10 16 10 15>' ^/^///////
1660
^^^̂ ^^^ r2=os -- 0,5 1,5 ^^-r^,̂)-Mt r2 =os 8 0,5 0,6 1,5>a ///^///I 52 WA16 16
35 1,4 1,8 15 ^__^0 r2' ° ' 6 40 0,2 (0,8) 1,5WI"
161
1,6(A) 3,2 (A)60^':. r2 = 0,6 _7 6I I^̂
-.-. -.^a la,i
.- 50 07 0,7 1,3 ,n - '46 1,6 (D) 3,2 (D) ..R
Tabelle 2 Geometrische und hydraulische Parameter derim Ventil-Modell (Bild 3) untersuchten Ventilrohre
-
FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 24
BS 98/84
in etwa den Zahlenwerten von cS
bei der Variation der geometrischen
Parameter folgt. Es sei angemerkt, daß zwar bei allen Ventilrohren
Kavitation erst bei relativ kleinen Ventilspalten x < 2 mm auftritt,
bei den Ventilrohren mit d = 4 mm aber als einzigen die Blasenbildung
nicht am Austritt sondern am Eintritt in das Ventilrohr beginnt. Q Krit
ist also für diese Ventilrohre eher mit CR
als mit cS
zu korrelieren.
Für sehr kleine Werte x fällt fast der gesamte Leitungsdruck np fl am Ventil-
spalt ab, gleichgültig wie groß der nachgeschaltete Auslaufwiderstand ist.
V S stellt sich gemäß G1. (3) auf
VS = 3 p CS; AL) = apfl - ApRP
ein. Mit dem Wert cs = 3,2 aus Bild 5 wird in Bild 7 die dem höheren
Fließdruck entsprechende Geschwindigkeit Vs = 17 m/s in einem relativ
engen Regelbereich recht gut angenähert. Wegen der Beziehungen (7) und
(2) steigen Q und damit VR und VRP nur so lange linear mit x an wie
VS = const ist. Man kann bereits aus Bild 5 ablesen, daß für dieses Ventil-
Modell etwa bei x = 0,8 mm der engste Strömungs-Querschnitt von A s auf
ARP übergeht.Etwas oberhalb x = 0,8 mm begrenzt dann also der Auslauf-
Widerstand den Durchfluß auf eine für R.P.D bei diesem Druck charakteris-
tischen Wert von Q = 0,81 1/s entsprechend V RP = 19 m/s.
Für diese Ventilrohr/Röhrchenpaket-Kombination ist also die Geschwindigkeit
im R.P. bedeutend größer als VR = 4,5 m/s.
Mit einem noch größeren Auslauf-Widerstand ( z. B. R.P.A, Bild 8)
erfolgt der Obergang As } ARP bei einem noch kleineren x bzw. Q ; die
maximale Geschwindigkeit im Ventilrohr bleibt in diesem Falle unter 2 m/s.
Alle Kennwerte i; der beteiligten Drossel-Elemente bleiben dabei aber un-
verändert konstant.
2 op
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKwatt 25
BS 98/84
Für ein anderes Ventilrohr zeigen Bild 9 und 10 ganz ähnliche Zusammen-
hänge: Wieder stellt sich im jetzt entsprechend vergrößerten Regelbereich bis x
= 1 mm ungefähr dieselbe Geschwindigkeit V S = 17 m/s wie bei Ventilrohr 46 ein.
Der nach Gl. (3) definierte Widerstandsbeiwert ist also mit sehr guter
Näherung von d unabhängig, cS z 3,2. Dies ist ein auch im Hinblick auf
die späteren akustischen Zusammenhänge sehr bedeutsames Ergebnis der
hydraulischen Untersuchungen: Auch bei sehr unterschiedlichen Durchfluß-
Charakteristiken gemäß Gl.(2),
Qs
= VS AS = V S ,rdx = f ( d , x ),
bleibt die für die Schallerzeugung am Ventilspalt nach Gl. (5) so wichtige
Geschwindigkeit VS von d ziemlich unabhängig.
Aber natürlich wächst VS bei vorgegebenem op fl stark (bis auf maximal
den doppelten Wert) an, wenn man den Ventilspalt strömungstechnisch günstiger
ausbildet durch Abrundung (r 2 ) der Abströmkante am Ventilrohr. Gleichzeitig
verändert diese Maßnahme aber die ganze Regel-Charakteristik des Ventils,
wie aus Bild 11 zu erkennen ist: sinkt auf einen Wert nahe 0,6;
die Drosselung des Durchflusses auf Null erfolgt für diese Ventil-Geometrie
innerhalb einiger Zehntel Millimeter. Aber auch die Ventilrohr-Länge a
hat offenbar einen gewissen Einfluß auf cS und die Regelcharkteristik,
vgl. Bild 12 mit Bild 10.
Im Hinblick auf die später zu diskutierenden schalltechnischen Verbesse-
rungen wollen wir hier festhalten, daß sich eine Vergrößerung des
Konstruktions-Parameters a eher positiv als negativ auf die Regel-Charakte-
ristik eines Ventils auswirkt. Der mit dieser Maßnahme verbundene Anstieg
von läßt sich, wenn nötig,durch eine ganz geringfügige Abrundung r2
leicht ausgleichen. Ohne irgendeinen Einfluß auf die Regel-Charakteristik
ließe sich die scharfe Kante r 1 auf der Zuströmseite des Ventilrohrs be-
(12)
-
FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 26
BS 98/84
liebig abrunden. Die damit verbundene Verkleinerung von r würde sich
lediglich bei geöffnetem Ventil in einem höheren Durchfluß bemerkbar
machen.
Die Bilder 13 bis 16 zeigen weitere hydraulische Charakteristiken für
Ventilrohr-Durchmesser d = 4 mm. Der Schnittpunkt der Kurven für op und
p liegt hier bei relativ großen x. Dieser Umstand wird uns in Abschnitt
5.4 noch beschäftigen (vgl. GL. (26)). Der Vollständigkeit halber seien
die Charakteristiken für die Ventilrohre mit d = 6,7 mm als Bilder 17
bis 20 und mit d = 8 mm als Bilder 21 bis 24 nur kurz erwähnt. Sie
sollen der Verständigung mit Ventil-Herstellern dienen, wenn später mit
diesen die verschiedenen Lärmminderungs-Maßnahmen diskutiert werden
sollen.
Ganz allgemein läßt sich sagen, daß der Ventilrohr-Durchmesser weder auf
noch auf einen starken Einfluß hat. Wenn man also Ventile für gleiche
Fließdrücke, aber verschiedene Durchfluß-Klassen, auslegen will, ist es
wegen
QS ,rdx ; QR = VR .1-rdJ 4 (13)
richtig, mit d und x die hydraulisch relevanten Parameter jeweils pro-
portional /Q zu variieren. Wir müssen uns aber im Hinblick auf die Ge-räuschentwicklung ebenso damit abfinden, daß die im Ventilspalt beim
Schließvorgang auftretende maximale Geschwindigkeit V S eigentlich durch
nichts zu reduzieren, allenfalls zu erhöhen ist. Im geöffneten Zustand
läßt sich andererseits VR bei gegebenem op fl außer durch den Auslauf-
Widerstand sehr wirkungsvoll durch Vergrößern von d reduzieren.
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKmatt 27
BS 98/84
6. AKUSTISCHE GESETZMPSSIGKEITEN
Will man, bei weitgehend vorgegebenen hydraulischen Parametern, gezielt
lärmmindernde Maßnahmen ergreifen, muß man den Einfluß der für die Schall-
anregung maßgeblichen Parameter quantitativ angeben können. Hierzu können
die theoretischen Zusammenhänge in Gl. (5) und (6) zwar wichtige Anhalts-
punkte liefern. Der Parameter a und die Proportionalitäts-Konstante in (6)
müssen aber, ganz ähnlich wie die -Werte in Abschnitt 4., experimentell
bestimmt werden. Um zu möglichst klaren Aussagen zu kommen, empfiehlt es
sich, zunächst die Schallanregung von den drei in Abschnitt 3. unterschie-
denen Drossel-Elementen gedanklich zu trennen. Die praktisch erzielbare
Lärmminderung soll dann im Anschluß, unter Einbeziehdung der Geräusche
durch Kavitation, beim Schließvorgang im Zusammenhang diskutiert werden.
Aus Gl. (5) läßt sich für die nicht kavitierende turbulente Strömung sehr
kleiner Machzahl sofort ableiten, daß der Schallpegel L bei vollständig
festgelegter Geometrie stets wie
L = 40 lg V
+ const ; 1 = const0
mit der Strömungsgeschwindigkeit V anwächst und wegen Gl. (2) und
(3) auch wie
L = 40 14-
+ const ; (14a)
L = 20 lg ^^p)o+ const ; (14b)
ganz gleich wie die Geometrie der Strömungsberandung aussieht. Diese sehr
allgemeine Aussage ist durch zahlreiche Messungen an den verschiedensten
Wasserschall-Quellen erhärtet worden (s. z. B. [9]).
Die mit Null indizierten Größen in Gl. (14) bedeuten hier wie im Folgen-
den willkürliche Bezugswerte der physikalischen Größen.
(14)
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 28
BS 98/84
6.1 Schallanregung im Ventilrohr
Wenn das Ventil weit geöffnet ist, dann wird die Geschwindigkeit VR
im Ventilrohr, wie die Bilder 10 + 11 zeigen, größer als V S im Ventil-
spalt. Da sich bei scharfkantiger Ausführung des Ventilrohrs cR
und
cS kaum wesentlich unterscheiden, würden sich die Maximalwerte der Ge-
schwindigkeit im Ventilspalt und im Ventilrohr gar nicht wesentlich unter-
scheiden. Für d = 6,7 mm und R.P.D also für Wasser - Auslaufarmaturen
durchaus unter realistischen Bedingungen, ist dieser wichtige Umstand
in Bild 9 klar zu erkennen. Aber auch bei der Messung mit R.P.A erreicht
V R noch ganz beachtliche Werte bis knapp 9 m/s. Wenn wir zunächst einmal
die Geräusche infolge Kavitation außer acht lassen, dann gibt die Tat-
sache, daß außerdem die charakteristische Turbulenzgröße im Ventilrohr,
unter der plausiblen Annahme 1 d, wahrscheinlich eher größer ist als
die im Ventilspalt bei kleinem x 1, so gibt uns Gl. (5) bereits einen
Hinweis , daß die Anregung vom Ventilrohr u. U. einen wesentlichen Beitrag
zum Ventilgeräusch liefern kann.
Wir haben uns daher in vorausgegangenen Untersuchungen [8 : 10] sehr ein-
gehend mit dieser Komponente befaßt. Sie tritt in der Praxis auch außer-
halb der eigentlichen Drossel-Elemente, z. B. an engen Durchfluß-Kanälen,
in Erscheinung.
Weil, wie wir in Abschnitt 4. gefunden haben, cR
fast unabhängig von d
ist, können wir den Einfluß von d bei der Durchströmung verschiedener
Ventilrohre, an denen derselbe Druck op abfällt, aus Gl. (5) direkt
ableiten:
L = 20 lg d + const; V = const (15)0
Wenn man dagegen op gerade so einstellt, daß stets derselbe Durchfluß
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FUR BAUPHYSIKmatt 29
BS 98/84
fließt, folgt stattdessen mit Gl. (13)
L = - 60 lg d
+ const; Q = const, V - d -2 . (16)0
Mit dieser Ausnutzung rein hydraulischer Gesetzmäßigkeiten haben wir aber
gleichzeitig die Grenzen der Dimensionsanalyse, die zu Gl. (5) geführt hat,
erreicht. Das in [8,10] entwickelte akustische Modell der im Ventilrohr
durch Turbulenz zu kohärenten Schwingungen angeregten Fluid-Masse gibt
uns aber Hinweise, die für die Auslegung lärmarmer Drosseln u. U. noch
wichtiger sind als GL. (5).
Zum einen wurde in [6] gefunden, daß der Schallpegel - bei konstanten
hydraulischen und geometrischen Parametern V, p, d - allein durch Variation
der Ventilrohr-Länge a, die auf den Strömungs-Parameter ^R , wie wir fest-
gestellt haben, gar keinen so wesentlichen Einfluß hat, leicht um bis
zu 30 dB verändert werden kann, siehe Bild 25.
Zur quantitativen Abschätzung dieses Einflusses wurde in [6] bereits
angegeben:
L = - 30 lg ä
+ const; V,d = const (17)0
Das bedeutet praktisch, daß man durch Verlängerung des Ventilrohrs diesen
zunächst bei geöffnetem Ventil dominierenden Mechanismus der Schallan-
regung bis zur Bedeutungslosigkeit hemmen kann, weil der Abstand zu
einer anderen Geräusch-Komp onente selten mehr als 20 dB beträgt.
Bild 26, das ebenfalls aus [6] entnommen ist, zeigt, daß die Abschätzung
nach Gl. (17) in einem großen Durchflußbereich - bis zum Einetzen der
Kavitation bei ca. 0,2 1/s - ihre Gültigkeit hat.
Nach den herkömmlichen Vorstellungen von der Schallerzeugung durch
Turbulenz in Ventilen könnte man vermuten, daß der Freistrahl hinter
dem Ventilrohr die Wasserschall-Pulsationen hervorruft. Tatsächlich
brachte eine Reihe von Änderungen im Abströmbereich aber nie die nach
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 30
BS 98/84
dieser Vorstellung zu erwartenden Effekte. Stattdessen konnte in [6]
gezeigt werden, daß die Anregung der Fluid-Masse im Ventilrohr primär
von der Strömungseinschnürung auf der Zuströmseite ausgeht. Jede
konstruktive Änderung in diesem Bereich wirkt sich sofort wie zu er-
warten aus:
Während der Freistrahl sich stets so ausbildet, daß alle turbulenten
Größen exakt mit d skalieren, 1 d, gilt dies nicht so für die Turbulenz
im Bereich der Strömungsablösung an der Zuströmkante. Wenn diese scharf-
kantig ausgeführt ist, so wächst die Größe des Ablösewirbels eben nicht
direkt proportional mit d sondern eher schwächer an, bis er sich asymp-
totisch (für sehr große d) sogar einem kontanten Endwert nähert. Die
effektive Einschnürung und die dadurch bedingte lokale Geschwindigkeits-
Erhöhung am Eintritt in das Ventilrohr nimmt also mit wachsendem d relativ
gesehen ab. Dies erklärt, warum anstelle der Beziehung (16), die aus Gl.(5)
für 1 d hervorgeht, in [6] eine noch stärkere Abhängigkeit von d ge-
funden wurde,
L = - 70 lg
+ const,
die sich aus Gl. (5) für Q = const und V — d -2 unter der Annahme ergibt,
daß 1 nur etwa wie /anwächst, also 1 2 d. (Vergleiche hierzu Bild 27,
in dem die Wasserschallpegel der beiden Ventilrohre mit d = 4 bzw. 8 mm
bei gleichem Du rchfl uß um ca. 21 dB auseinander liegen).
Auch die Ventilrohr-Länge a hat einen Einfluß auf die effektive Einschnü-
rung am Eintritt; für relativ kleine a/1 - Verhältnisse kan man sich
vorstellen, daß eine Vergrößerung der angekoppelten Fluid-Masse durch
Verlängerung des Ventilrohres gewissermaßen "beruhigend" auf die Turbulenz
wirkt. Dies könnte erklären, warum die Masse-Erhöhung sich hier gemäß
Gl.(17) auswirkt, während doch rein akustisch betrachtet, sich die Masse-
Hemmung bei konstanter Anregung mit Gl. (10) wie
L = - 20 1g M + const; M- a (19)0auswirken sollte (vgl. [10]).
(18)
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 31
BS 98/84
6.2 Geräusche von Röhrchen-Paketen
Bei der Untersuchung der Ventil-Modelle mit R.P.A und D ist die maximale
Geschwindigkeit VRp in den Röhrchen für nicht zu kleine Ventilrohr-
Durchmesser d größer oder etwa gleich derjenigen im Ventilrohr, VR,siehe
Bilder 7 12 u. 17 : 24 .In beiden Fällen ist die Re ynoldszahl so groß,
ein wesentlicher Teil der an beiden Drossel-Elementen anstehenden Druck-
Differenz ApR bzw. Ap Rp bei geöffnetem Ventil durch Verluste wegen
der besprochenen Strömungs-Ablösungen abgebaut wird. Nur ein Teil der
in Tabelle 1 angegebenen Werte c Rp zwischen 2.7 und 4.3 ist vermutlich
auf Wandreibung zurückzuführen, die vergleichsweise geräuschlos von-
statten geht. Dies geht auch aus den hydraulischen Kennlinien der R.P.
in Bild 28 hervor, die jedenfalls für ApRp > 1 bar eine quadratische
Abhängigkeit ApRp, Q
2 , also einen für das jeweilige R.P. charkteri sti rchen
konstanten Widerstandsbeiwert, zeigen. Trotzdem zeigt Bild 13, daß alle R.P.
sehr geräuscharm funktionieren, so daß sie sich normalerweise bei Mes-
sungen mit vielen Ventilen akustisch gar nicht bemerkbar machen. (Die in
Tabelle 3 eingetragenen A-bewerteten Wasserschall-Pegel für Ap Rp = 3 barentsprechen LAG -Werten unter 0 dB(A) ! ).
Röhrchen-
PaketI
ALd[dB] ALn [dB] ALV
AL ges
LA [dB(A)]
iA 0 0 0 0 121
B 0 +2 0 +2 123
C 0 0 +3 +3 124
D 0 +1 +4 +5 126
Tabelle 3 : Abschätzung der Wasserschall-Pegelunterschiedevon R.P.B-D gegenüber R.P.A mit Hilfe von Gl. (14)und Gl. (20) und Vergleich mit den bei Ap Rp = 3 bar
gemessenen LA - Werten.
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKB latt 3 2
BS 98/84
Dieser Umstand läßt sich mit dem in Abschnitt 5.1 vorgeschlagenen Modell
sehr einfach erklären: die Röhrchen sind alle lang genug, um die bei sehr
kleinen Machzahlen entscheidenden Masse-Pulsationen im engen Querschnitt
völlig zu unterbinden. Das dann noch verbleibende Geräusch ist zwar hier
nicht mehr von Interesse; die Unterschiede in Tabelle 3 zwischen den
R.P.A - D lassen sich aber näherungsweise ebenso mit Hilfe von Gl. (5)
erkären wie der Anstieg von L mit V bzw. Q oder Ap in Bild 28:
Bei konstanten ApRP unterscheiden sich die R.P. gemäß Tabelle 1 zum
einen durch die Geschwindigkeit. Die entsprechende Pegel-Anderung A L V
läßt sich mit GL. (14) abschätzen. Wenn man sinnvollerweise annimmt,
daß die jeweils parallel geschalteten n R Röhrchen gleich, aber unkorrel-
iert abstrahlen, dann addieren sich ihre Schalleistungs-Anteile, so daß
gilt:
nALn =1 0 1 g no
Bei den Röhrchen-Paketen kommt das in Abschnitt 2. angesprochene
Prinzip (b) zur Wirkung: mehrere kleine Turbulenz-Gebiete, die in-
kohärent schwingend abstrahlen, erzeugen weniger Schall als ein einzel-
nes größeres. Dieses Prinzip der Strahl auftei Jung erweist sich als be-
sonders wirkungsvoll, wenn man anstelle der langen Röhrchen relativ
kurze untersucht, bei denen die in 6.1 beschriebene Fluid-Masse-
Schwingung dominiert. Bild 30 zeigt den Vergleich einer einfachen
Strömungseinschnürung mit 4 mm Durchmesser mit n = 4 parallel ange-
ordneten Einschnürungen mit demselben Gesamtquerschnitt wie zuvor.
Da im zweiten Fall die vier Teil-Massen inkohärent schwingen, würde
man gegenüber dem ersten Fall bei gleichem Durchfluß, d.h. gleicher Ge-
schwindigkeit V, einen um 10 lg n = 6 dB geringeren Schallpegel
erwarten. Tatsächlich zeigen die Meßergebnisse in Bild 30 einen noch
größeren Pegelunterschied AL = 10 dB im gesamten interessierenden Fre-
quenzbereich. Dies deutet auf einen in der Queliregion selbst wirksamen
hydraulischen Kurzschluß-Effekt zwischen den benachbarten Durchfluß-
Kanälen hin. Auf die eigenartigen Spektren von Geräuschen, die von
pulsierenden Fluid-Massen angeregt werden, wird in Abschnitt 9 nochmals
eingegangen.
(20)
-
FRAUNHOFER-INSTITUT FUR BAUPHYSIKmatt 33
BS 98/84
6.3 Schallanregung im Ventilspalt
Mit abnehmendem x/d nimmt, wie man z. B. in Bild 7 erkennt, die Ge-
schwindigkeit im Ventilspalt gemäß Gl. (12) wie x -1 zu. Der Durchfluß
Q bleibt zunächst noch konstant, weil am Ventil noch kein wesentlicher
Druckabfall op erfolgt. Bereits bei einem Spalt von einigen Milli-
metern übersteigt VS die immer noch konstante Geschwindigkeit V R. Damit
verlagert sich die Schallanregung vom Ventilrohr zum Ventilspalt, bevor
dieser wesentlich zur Drosselung beiträgt. Erst bei sehr viel kleineren
x übernimmt der Ventilspalt dann die Drosselfunktion mit V S = const;
VR, VRP ti x. Der besagte Obergang V R = VS findet unabhängig von
op also auch unabhängig vom jeweiligen Auslauf-Widerstand etwa bei
x = 3,6 mm statt (vgl. Bilder 6 8).
Die Schallanregung im Ventilspalt hängt nach Gl. (5) bei sonst gleichen
Parametern von 1 x und VRab. Den Einfluß von x allein,
x
L = 20 lg xo + const; V = const , (21)
erhält man, sozusagen in Reinkultur, in dem in Bild 6 dargestellten
Fall ohne Auslauf-Widerstand für 0,3 < x < 3 mm. Dieser Fall ist in
Bild 31 dargestellt. Für ßp = 1 bar erzeugt die nicht kavitierende
turbulente Strömung einen gemäß Gl. (21) mit x ansteigenden Wasserschall-
Pegel. Ziemlich genau von dem oben vorherbestimmten Wert x = 3,6 mm an
bleibt der Pegel etwa konstant, weil danach der von x unabhängige Ventil-
rohr-Querschnitt den Drosselzustand wesentlich bestimmt.
Wird der Druck auf op = 2,7 bar erhöht, dann steigt gemäß Bild 6 die
Geschwindigkeit VS von 7,8 auf den wiederum im Bereich 0,3 < x < 2 mm
konstanten Wert 13 m/s. Der Pegel-Anstieg beträgt aber durchweg mehr als
die nach Gl. (5) zu erwartenden 9 dB, weil mit a < 1,5 hier die Strömung
-
FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKB latt 34
BS 98/84
gerade zu kavitieren beginnt. Auf die eigentlichen Kavitations-Geräusche
kommen wir in Abschnitt 6.4 ausführlicher zu sprechen. Hier wollen wir
nur darauf hinweisen, daß der Wasserschall-Pegel bei kavitierender
Strömung sehr stark von der Bandbreite,mit welcher gemessen wird, ab-
hängt. Im Gegensatz zu den Spektren der Fluid-Masse-Schwingungen (vgl.
Bilder 25 und 30), die zu höheren Frequenzen abfallen, zeigt Bild 32,
daß nach dem Einsetzen der Kavitation das Geräusch-Spektrum zu höheren
Frequenzen hin wieder ansteigt. Mit der in der praktischen Bauakustik
üblichen Begrenzung der Bandbreite nach oben auf 4 KHz ist also, gerade
im Hinblick auf die Armaturen-Geräusche, eine gewisse Willkürlichkeit
verbunden. Während der in Bild 31 dargestellte A-bewertete Wasser-
schall-Pegel LA für ap = 2,7 bar etwa mit 33 lg x ansteigt, zeigt der
für die Beurteilung von Armaturen maßgebliche LAG in Bild 33 einen viel
steileren Anstieg etwa wie 45 ig x.
Für den Fall, daß im Ventilspalt akrit
nicht unterschritten wird, können
wir mit GL. (12) nach Gl. (5) die schon in [6] angegebenen Abhängig-
keiten
d
L = - 40 ig do+ const; Q, x = const.
x
L = - 20 i g xo+ const;
= const. (23)
hier als charakteristisch für die Schallanregung vom Ventilspalt her be-
stätigen, sofern jeweils alle anderen geometrischen Parameter unverändert
gelassen werden.
Mit den Formeln (14) und (21) läßt sich z. B. die unterschiedliche Ge-
räusch-Charakteristik eines Ventils, das mit zwei verschiedenen nachge-
schalteten Strömungs-Widerständen betrieben wird, quantitativ abschätzen.
(22)
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKman 35
BS 98/84
Als Ausgangspunkt für eine solche Berechnung nehmen wir die hydraulischen
Werte des Ventilrohrs 46 mit R.P.A aus Bild 9 als x 0
= 4 mm und
Vo = 1,8 m/s und den entsprechenden Schallpegel als Meßwert aus Bild 34
zu Lo = 122 dB(A) an. Die beiden auf dieser Basis berechneten akustischen
Charakteristiken stellen für a > 0krit eine sehr gute Näherung für die
gemessenen Werte dar. Besonders beim Betrieb mit R.P.D zeigen die Mes-
sungen für a < akrit
= 1,6 aber den Geräusch-Anstieg um zusätzlich bis
zu 15 dB(A) durch Kavitation. Die Tatsache, daß beim Betrieb mit R.P.A
bei a < °krit dieser Anstieg durch Kavitation nur minimal ist, wird noch
besonders zu diskutieren sei.
6.4 Geräusch-Verstärkung durch Kavitation
In [6] wurde bereits für eine einfache St römungs-Ei nschnürung bei voll
ausgebildeter Kavitation der nach Gl. (6) erwartete Anstieg des Wasser-
schall-Pegels mit den hydraulischen Parametern bestätigt:
VL = 80 1 g + const; 1= const (24)
0L = 80 1 g
+ const ; (24a)
Ap
L=401g Qpo + const ; (24b)
Bei relativ großem Strömungs-Querschnitt erfolgt der Obergang vom Anstieg
gemäß GL. (14) zum Anstieg nach Gl. (24) mit einem Sprung von 10 - 20 dB
beim Einsetzen der Kavitation, sobald ^krit
unterschritten wird, vgl.
Kurve 2 in Bild 15 von [6]. Bei sehr kleinem Ventilspalt erfolgt der
Obergang von 40 lg V auf 80 lg V dagegen ohne Sprung. Dieser für die Lärm-
-
200 p
akrit
V k rit
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKB latt 36BS 98/84
bekämpfung sehr wichtige Einfluß des Ventilspalts ist in Bild 35 darge-
stellt:
(a) Für a > 1krit unterscheidet sich der Schallpegel für x = 2 mm
von dem für x = 1 mm um + 6 dB , wie für 1 x nach Gl. (21) zu erwarten
ist. In beiden Fällen setzt die Kavitation bei dem für diese Ventil-
Geometrie charakteristischen Wert akrit - 1,6 ein. Da beim Betrieb
ohne Auslauf-Widerstand der Druck p stets etwa 1 bar beträgt, ent-
spricht dies einer in beiden Fällen gleichen kritischen Strömungsge-
schwindigkeit von
10 m/s; p = 1 bar (25)
Da gleichzeitig auch der Widerstandsbeiwert für diese Konfiguration einen
von x unabhängigen Zahlenwert von c = 3,2 aufweist, setzt Kavitation
in beiden Fällen bei derselben Druck-Differenz2
Apkrit = V krit = 1,5 bar (25a)
200
entsprechend Qkrit - 1 bzw. 0,5 l/s ein.
(b) Der Schallpegel-Sprung bei a = akrit beträgt für x = 2 mm etwa +13 dB,für x = 1 mm dagegen nur etwa + 9 dB. Im Bereich
Apkrit = 1,5 bar
springt der Schallpegel auch zeitlich intermittierend zwischen zwei
Werten hin und her. Dies ist aus den beiden Pegelschrieben (im
gleichen Pegel- und Zeit-Maßstab) in Bild 35 zu erkennen. Demgegen-
über zeigt der Schallpegel-Verlauf für x = 0,5 mm in Bild 35 nur noch
einen kleinen Sprung von etwa 3 dB, den man als solchen ohne die vor-
ausgegangenen Messungen bei größerem x wohl gar nicht erkannt hätte.
(c) Im Zustand der kavitierenden Strömung, a < akrit, steigt der
Pegel in allen drei Fällen tatsächlich mit guter Näherung, wie nach
Gl. (24) zu erwarten, mit 80 lg V an. Es ist aber nicht so, daß ein
-
FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKmatt 37BS 98/84
Ventil dann in jedem Fall gegenüber dem Zustand der kavitationsfreien
Strömung unbedingt sehr laut werden muß. Die Geräusch-Verstärkung
läßt sich nach Bild 35 offenbar sehr wirkungvoll begrenzen, wenn
man dafür sorgt, daß unter den vorgegebenen hydraulischen Verhält-
nissen Kavitation erst bei kleinerem Ventilspalt einsetzen kann.
Zur Unterdrückung der Geräusch-Verstärkung durch Kavitation stehen uns
grundsätzlich zwei Mittel zur Verfügung:
1. Nachgeschalteter Strömungs-Widerstand.
Aus früheren Untersuchungen ist bereits bekannt, daß man mit Hilfe
eines Durchfluß-Begrenzers den Druck p hinter dem engsten Quer-
schnitt erhöhen und damit das Einsetzen von Kavitation zu kleineren
Durchflüssen verschieben kann. Verhindern kann man Kavitation da-
durch aber nicht, weil beim Schließvorgang irgendwann dennoch
2
Ap ^ Apkrit p Vkrit/2 p
(Ykrit
wird. Da, wie wir gesehen haben, weder c noch -̀rit explizit von
Ap,Q oder 7T abhängen, kann man nach Gl. (26) für jede Ventil-Geometrie
einen kritischen Fließdruck Apfl = Apkrit + ApRp angeben, bei dem Kavitation
unvermeidlich eintritt. Bei dem nach DIN 52 218 vorgeschriebenen
maximalen Prüfdruck von Ap fl = 5 bar wird Apkrit z. B. in jedem
Fall überschritten.
2. Großer Ventilrohr-Durchmesser
Bei kleinem x wird bei jedem beliebigen nachgeschalteten Widerstand
irgendwann p ein Minimum, bei Auslauf-Armaturen z. B. 1 bar annehmen und
damit bei vorgegebenem Ap fl , i, und akrit
der Zustand der Kavitation unver-
meidlich. Es ist für die dann einsetzende Schall-Verstärkung aber von ganz
(26)
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F RAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 38
BS 98/84
entscheidender Bedeutung, be i welchem x dieser Zustand erreicht wird. Bei
vorgegebenem nachgeschaltetem Widerstand, der ja nach dem gewünschten Durch-
fluß bei ganz geöffnetem Ventil ausgelegt werden muß, richtet sich das
Einsetzen der Kavitation nur nach dem Durchfluß, weil damit p fest-
liegt und VS im kritischen Bereich, wie wir gesehen haben, weitgehend
unabhängig von x ist. Da gemäß Gl. (12) Q S direkt x und d proportional
ist, können wir denselben kritischen Zustand der Kavitation zu
kleineren x verschieben, wenn wir den Ventilrohr-Durchmesser d ge-
nügend groß wählen.
Dieser Einfluß von d bzw. x ist in seiner Tragweite sicherlich mit her-
kömmlichen Vorstellungen von der Geräusch-Erzeugung durch Kavitation nicht
zu erklären. Er läßt sich nach den Ergebnissen in Bild 35 etwa durch
L = 33 1 g X + const; VS = const0
abschätzen und findet sich näherungweise in Bild 31 für Ap = 2,7 bar ?
Apkrit wieder, da ja für Ap = const auch V S = const ist.
Die theoretische Beziehung Gl. (6) unterschätzt mit 1 x für V = const
also bei weitem die Bedeutung von x beim Übergang zur kavitierenden Strö-
mung. Da auch der in Bild 35 angedeutete Pegel-Sprung u.a. sehr stark
von x abhängt, können wir beim Schließvorgang in der Praxis einen ge-
radezu dominierenden Einfluß von x auf die Schall-Verstärkung verraten,
der auch über die Abhängigkeit in Gl. (27) noch weit hinaus gehen kann.
Ähnlich wie zuvor beim Mechanismus der zu Schwingungen angeregten Fluid-
Masse im engsten Querschnitt stellen wir also auch bei der Verstärkung
des Turbulenz-Geräusches durch die Kavitation fest, daß geometrische
Parameter, die der Konstrukteur in der Hand hat, die Geräusch-Entwick-
lung bestimmen. Das gilt selbst dann, wenn die nach GL. (6) so stark '
eingehende Geschwindigkeit wegen c = const bei vorgegebenem Apf1 in ihrem
Maximalwert durch nichts reduziert werden kann(vgl. Bilder 6 - 12).
(27)
-
FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKButt 39
BS 98/84
Ohne darauf hier im einzelnen eingehen zu wollen, kann man doch im Ein-
fluß von x auf die Geräusch-Verstärkung durch Kavitation ein besonders
deutliches Beispiel für das Prinzip (ii) der lärmmindernden Beeinflussung
der Turbulenz-Struktur von Abschnitt 2. erkennen: Viele kleine statistisch
voneinander unabhängige Turbulenz-Elemente können nicht so wirkungvoll
Schall anregen wie wenige große Wirbel.
7. EINFLUSS VON KANTEN-ABRUNDUNGEN
Viele in Abschnitt 6. beschriebenene Maßnahmen zur Lärmminderung gehen
von unveränderten hydraulischen Gegebenheiten im Ventil aus. Insbe-
sondere wurde bisher auch nicht versucht, etwa die Strömungs-Ablösung
selbst irgendwie lärmmindernd zu beeinflussen. Der Einfluß von d und a
auf die Masse-Schwingung im Ventilrohr wurde z.B. im wesentlichen durch
hydraulische und akustische Zusammenhänge erklärt. Trotzdem konnten wir
zeigen, daß allein in der Wahl dieser Parameter schon ein teilweise
spektakuläres Lärmminderungs-Potential liegt, das der Konstrukteur ge-
zielt und quantitativ vorhersagbar bei der Auslegung leiser Ventile
nutzen kann. Erst jetzt wollen wir auf zusätzliche Maßnahmen zu sprechen
kommen, die auch nach den herkömmlichen Vorstellungen von der Schall-
erzeugung durch Turbulenz in Ventilen zur Geräusch-Reduzierung dienen
sollten: nach dem Prinzip, grundsätzlich alle scharfen Kanten an Strömungs-
Umlenkungen abzurunden, wird in der heutigen Praxis oft versucht, ein
paar dB an Lärmminderung zu erreichen. Man weiß aber auch schon, daß
diese Maßnahmen nicht immer den erhofften Erfolg bringen. Wir wollen des-
halb auch die mit Abrundungen zusammenhängenden Mechanismen versuchen
physikalisch zu erklären und quantitativ zu beschreiben.
Nach dem Vorausgegangenen sollte schon klar geworden sein, daß es nur
Sinn haben kann, diejenigen Kanten im Ventil-Inneren zu betrachten,
die unmittelbar am jeweils engsten Strömungs-Querschnitt liegen. Deshalb
wollen wir auch hier zwischen den drei verschiedenen Anregungs-Zuständen
unterscheiden.
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FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKmatt 40
BS 98/84
7.1 Anregung im Ventilrohr
In [6] wurde bereits gezeigt, daß für große x die Schwingung der Fluid-
Masse im Ventilrohr durch eine Abrundung an der Abströmkante (r 2 ) ein-
deutig verstärkt und nicht abgeschwächt wird. Der sich dann maximal
einstellende Wasserschall-Pegel läßt sich aber bei gleichem Durchfluß
um ca. 20 dB senken, wenn man zusätzlich die Zuströmkante (r 1 ) abrundet.
Bild 36 zeigt, daß der Schallpegel nochmals um ca. 6 dB gesenkt werden
kann, wenn man nur die Zuströmkante abrundet, die Abströmkante dagegen
scharfkantig läßt. Diese teilweise wohl überraschenden Effekte lassen
sich sehr gut mit dem in Abschnitt 6.1 und in [6] beschriebenen Modell
der Schallanregung im Ventilrohr verstehen. Wir haben also neben a und
d noch einen dritten Konstruktions-Parameter r 1 gefunden, mit dem die
Masse-Schwingung bei weit geöffnetem Ventil praktisch bis zur Be-
deutlungslosigkeit reduziert werden kann. Mit r 1 werden die großräumigen
Wirbel-Strukturen im Ablösegebiet der Strömung, die die Schwingungen so
stark anregen können, offenbar sehr wirkungsvoll direkt abgebaut.
7.2 Anregung am Ventilspalt
Der unter 7.1 beschriebene negative Einfluß von r 2 wird unter praktischen
Bedingungen i.a. mehr als kompensiert durch den lärmmindernden Einfluß,
den eine Abrundung unmittelbar am Ventilspalt für kleine x/d hat. Nach
unseren Modell-Vorstellungen läßt sich der Einfluß von r 2 hier wie
folgt erklären.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 41
BS 98/84
Zum einen vergrößert r 2 in seiner hydraulischen Wirkung den Parameter d,
wie aus Gl. (8) abzulesen ist, weil die größte Geschwindigkeit VS um r2
näher dem Rand des Ventiltellers auftritt. Da V S dort wegen const
für op = const etwa wieder denselben Wert annehmen würde, käme für Q,x =
const die Beziehung (22) zum Tragen. Beim Betrieb mit nachgeschaltetem
Widerstand entspricht V S nun aber bei demselben x einem wegen der um
2,rr2 vergrößerten Fläche A S höheren Durchfluß. Deswegen stellt sich, wie
in Bild 19 im Vergleich mit Bild 18 zu erkennen ist, bei gleichem x und
Apfl ein größeres Q ein. Dadurch fällt ein größerer Teil von Ap fl am R.P.
ab; der Druck p hinter dem engsten Querschnitt steigt entsprechend an,
und akrit
wird erst bei entsprechend kleineren Werten von x erreicht.
Tatsächlich wird dieser positive Einfluß von r 2 noch dadurch verstärkt,
daß diese Abrundung auch den Wert von akrit selbst herabsetzt (z. B.
von ca. 1,4 für Ventilrohr 35 auf ca. 0,7 für Ventilrohr 50, s. Tabelle 2).
B. GERÄUSCH-CHARAKTERISTIK BEIM SCHLIESSEN EINES VENTILS
Nachdem wir die in Ventilen für Flüssigkeiten auftretenden Mechanismen
der Schallerzeugung diskutiert und Abschätzungen für den Einfluß der
verschiedenen hydraulischen und geometrischen Parameter angegeben haben,
wollen wir uns nun dem Zusammenspiel aller beim Schließvorgang zuwenden.
Dabei kommt es uns wiederum mehr darauf an, charakteristische Trends
zu ermitteln, als die extrem leise Armatur vorzustellen. Mit dem so er-
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FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 42
BS 98/84
weiterten Verständnis wird es aber ohne weiteres möglich sein, in Zu-
sammenarbeit mit Ventil-Herstellern die jeweiligen Geräte entsprechend
den sehr unterschiedlichen hydraulischen Anforderungen schalltechnisch
zu optimieren.
Ein erstes Modell für das Zusammenwirken von Ventilrohr und Ventilspalt
wurde bereits in [6] untersucht:
8.1 Ventilrohr mit anschließender 90° - Umlenkung
Nach herkömmlicher Vorstellung von der Schallerzeugung in Ventilen würde
man erwarten, daß das Geräusch der nicht kavitierenden Strömung zunimmt,
wenn in der Nähe hinter dem engsten Querschnitt sofort wieder eine scharfe
Umlenkung der Strömung erfolgt. Das Auftreffen der Turbulenzballen auf
diese "Wand" erhöht aber für x ? d die Schallabstrahlung so gut wie gar
nicht gegenüber dem freien Ausströmen aus dem Ventilrohr. Für x < d kann
man nach Bild 37 zwei Extremfälle unterscheiden:
(1) Anregung von der Vorderkante des Ventilrohres (r 2 = 1,5 mm)
Nach Bild 5 stellt AR für x > 2 mm den engsten Querschnitt in dieser
Anordnung dar. Wenn bei Annäherung der 90° -Umlenkung in diesem Bereich
der Schallpegel um fast 5 dB fällt, obgleich die für diese Anregung
wichtigsten Strömungs-Parameter VR und 1 d konstant gehalten wurden,
dann ist dies ein sicheres Zeichen dafür, daß lediglich die mitschwingen-
de Masse durch Ankopplung von Fluid zwischen Ventilrohr und Wand erhöht
wurde. Selbst wenn für x < 2 mm allmählich der Obergang von A R auf
AS als engstem Querschnitt erfolgt, bleibt diese Tendenz erhalten: durch
die anschließende Umlenkung wird die Schwingung weiter gedämpft,obgleich
spätestens für x < 1,5 mm VS >VR wird. Da die Kurven in Bild 37 für
Q = const aufgenommen wurden, muß V S zwischen x = 1,2 mm und 0,4 mm auf
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKBlatt 43
BS 98/84
den dreifachen Wert gestiegen sein, ohne daß der Schallpegel wieder ange-
stiegen wäre. Durch die Abrundung r 2 wird offenbar die Anregung vom Spalt
zwischen Ventilrohr und Wand sehr nachhaltig unterdrückt. Insgesamt be-
trägt die Dämpfung der stets gleich gebliebenen Anregung von der Vorder-
kante des Ventilrohres her durch die Umlenkung mehr als 10 dB!
(2) Anregung von der Hinterkante des Ventilrohres (r 1 = 1,5 mm)
In diesem Fall liegt der Schallpegel für x ? d um ca. 12 dB unter dem
in Fall (1). Er sinkt nach Bild 37 mit Annäherung der Wand nur noch gering-
fügig. Bereits ab x < 5 mm, wenn also mit Sicherheit noch VS < V R ist,
steigt aber der Schallpegel, sogar noch etwas stärker als nach Gl. (23)
zu erwarten, mit kleiner werdendem x an. Durch die Abrundung r 1 wurde
offenbar die unter (1) studierte Anregung so stark unterdrückt, daß die
Anregung vom Spalt her bereits bei relativ großem x beginnt.
Die entsprechende Geräusch-Charakteristik für ein beidseitig abgerundetes
Ventilrohr liegt etwa zwischen den beiden Kurven in Bild 37, stellt also
nicht unbedingt die optimale Konfiguration dar. Wir können hier aber schon
festhalten, daß der Mechanismus der Masse-Schwingung im Ventilrohr auch
bei nachfolgenden engem Ventilspalt erhalten bleibt.
8.2 He izkörper-Venti l
Als nächstes Beispiel wollen wir kurz die Wasserschall-Anregung von Heiz-
körper-Ventilen betrachten. Die Zusammenhänge sind hier noch relativ
übersichtlich, weil ihre Geometrie in vielem unserem Ventil-Modell ähnelt.
Die auf diese Ventilart zugeschnittene akustische Meßtechnik ist in [17]
ausführlich dargestellt. Da in diesen Geräten stets akrit =und op {4 p
gilt, tritt die in Abschnitt 5.4 beschriebene Geräusch-Verstärkung durch
Kavitation gemäß Gl. (26) nicht auf. Man kann daher den dann dominierenden
Mechanismus der Fluid-Masse-Schwingungen besonders einfach studieren.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FUR BAUPHYSIKButt 44
BS 98/84
Wie Bild 38 zeigt, folgt der in [17] definierte normierte Geräuschpegel
LAG im gesamten Regelbereich der Beziehung Gl. (14b). Da in diesen
Ventilen i.a. kein vor- oder nachgeschalteter Strömungs-Widerstand ein-
gebaut wird, stellt sich hier auch der Schließvorgang besonders einfach
dar: Bild 39 bestätigt sehr gut die Gl. (21) .
Da HK-Ventile nicht selten zu Beanstandungen wegen der von ihnen aus-
gehenden Geräusch-Anregung Anlaß geben, erscheint es besonders lohnend
und reizvoll, die hier beschriebenen Lärmminderungs-Strategien in diesen
und ähnlichen Geräten erstmalig systematisch umzusetzen.
8.3 Auslauf-Armatur
Die ersten Erkenntnisse über die für Flüssigkeits-Ventile typischen
strömungsakustischen Zusammenhänge wurden bereits in Untersuchungen im
Auftrage der HANSA-Metallwerke [18,19,9] an Wasser-Auslaufarmaturen ge-
wonnen. Da diese Geräte mindestens bis zu Fließdrücken op fl = 5 bar be-
stimmten schalltechnischen Anforderungen genügen müssen, wird die nach
Gl. (26) abzuschätzende kritische Druck-Differenz ApKrit am Ventilspalt
immer an irgendeinem Punkt in der Schließphase überschritten. Es gibt
daher bestimmte Armaturen, die überhaupt nur durch den Einbau eines
Wasserschall-Dämpfers die akustische Prüfung bestehen. Der immer eben-
falls serienmäßig angeschlossene Auslauf-Widerstand, der als Durchfluß-
Begrenzer dient, macht die Geräusch-Charakteristik dieser Ventile zu-
sätzlich kompliziert. Wir wollen aber trotzdem versuchen, einige Trends
bei der Variation der wichtigsten Parameter aufzuzeigen.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKwatt 45
BS 98/84
In Bild 40 ist zunächst der Einfluß des nachgeschalteten Durchfluß-
Begrenzers dargestellt: Für große x } 1 mm reduziert sich der Schall-
pegel sehr genau um 12 dB entsprechend den Durchflüssen (Q A = 0,31;
QO = 0,62). Obgleich die Kavitation bei etwa demselben akrit
einsetzt,
fällt aber bei der Messung mit R.P.A die Oberhöhung gegenüber der Rech-
nung für kavitationsfreie Strömung im Ventilspalt etwas niedriger aus.
Dieser Einfluß von xkrit
wurde bereits in Abschnitt 6 diskutiert. Die
Pegel-Differenz von 5 dB entspricht den Erwartungen nach Gl. (27) für
x = 1 bzw. 0,7 mm. Die Lärmminderung durch Vergrößerung des Auslauf-
Widerstands äußert sich noch stärker im entsprechenden L AG in Bild 41
Mit LAG < 25 dB(A) für opfl = 5 bar würde dieses Ventil-Modell mit
Ventilrohr 34 also in die Geräuschgruppe (G.G.) I eingestuft. Der
maximale Durchfluß einer so aufgebauten Armatur der Durchfluß -Klasse A
wäre nach Bild 10 etwa 0,31 1/s bei opf1 = 5 bar entsprechend etwa
0,24 1 /s bei 3 bar.
Bild 42 zeigt (strichliert) die Abschätzung der Geräuscherzeugung am
Ventilspalt aus den hydraulischen Parametern V S und x, wiederum mit
demselben Bezugszustand wie bei den Abschätzungen in den Bildern 34 und
40. Die Messungen für a = 60 mm zeigen, wie erwartet, die Oberhöhung der
Pegel durch Kavitation bei x = 1 mm. Für große x überwiegt bei diesen
relativ engen Ventilrohren die Anregung im Ventilrohr. Deshalb verwundert
es uns nicht, daß in diesem Bereich der Schallpegel sehr stark mit der
Ventilrohr-Länge a variiert. Die Differenzen entsprechen allerdings nicht
ganz den Erwartungen nach Gl. (17). Da die Geschwindigkeiten V R sich für
alle drei Ventilrohre nur wenig voneinander unterscheiden, schließen wir
daraus, daß die Fluid-Masse im Bereich des Ventilspalts an die Fluid-
Masse im Ventilrohr angekoppelt ist und so die effektive Masse beim
kurzen Rohr relativ stärker erhöht als beim längeren.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 46
BS 98/84
Noch interessanter ist im Hinblick auf unser Modell von der Schallerzeu-
gung im Ventil aber, daß das längere Ventilrohr nicht nur für große x
sondern im gesamten Regelbereich zu geringeren Wasserschall-Pegeln führt
als das kürzere. Wir schließen daraus, daß auch bei Anregung vom Ventil-
spalt her die Fluid-Masse im Ventilrohr sich hemmend auf die Anregung
der Pulsationen auswirkt, selbst wenn diese im Zusammenhang mit Kavitation
stehen.
Auch die Lärmminderung durch Vergrößerung von a macht sich im LAG
(Bild 43) im gesamten Regelbereich deutlich bemerkbar. Trotz der
bei Ventilrohr 24 relativ starken Geräuschverstärkung durch Kavitation
verfehlte eine Armatur mit einem derart kleinen Ventilrohr-Durchmesser
nur knapp die Eingruppierung in G.G. I (sehr geräuscharm), wenn a ge-
nügend groß gemacht werden könnte. Mit Ventilrohr 34 anstelle von 24
bliebe die Armatur mit Sicherheit unter L AG = 25 dB(A) für op fl
5 bar (vgl. Bilder 44 und 45) ,
Eine Vergrößerung des Ventilrohr-Durchmessers d hat, wie Bild 46 u. 47 zeigt,
einen ganz ähnlichen Einfluß wie die Erhöhung des Auslauf-Widerstandes,
auch quantitativ betrachtet. Wenn man also in den Abmessungen der
Armatur nicht begrenzt ist, kann man - ohne zusätzliche Lärmminderungs-
Maßnahmen - eine leise Armatur für höhere Durchflüsse auslegen, indem
man sie entsprechend größer baut.
Abschließend zeigt der Vergleich der Geräusch-Charakteristiken in den
Bildern 48 I. 51 den starken Einfluß, den eine Abrundung (r) 2 auf das
Geräusch für mittlere und kleine x hat, ganz wie in Abschnitt 7.2
beschrieben. Die Verschiebung des Einsetzens der Kavitation zu kleineren
x führt dazu, daß selbst bei Kavitation die Abschätzungen gemäß Gl. (14)
und (21), wiederum mit demselben Bezugszustand wie in Bild 34, nicht
überschritten wird. Weil die Ventilrohre 8, 10, 35, 50 und 51 kürzer
als im Bezugszustand (a = 60 mm) sind, liegen die Meßwerte für große x
über den gerechneten.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 47
BS 98/84
9. ANGEKOPPELTE AKUSTISCHE RESONATOREN
Wir haben bereits ausführlich diskutiert, daß die Turbulenz in der Strö-
mung selbst gar nicht in der Lage ist, wesentlich Wasserschall anzuregen.
Sie bedarf dazu immer, bei den in Flüssigkeits-Ventilen vorherrschenden
Machzahlen, der direkten Ankopplung schwingfähiger Systeme. Auch die
Fluid-Masse in der Strömungseinschnürung läßt sich natürlich besonders
leicht von irgendwelchen turbulenten Schwankungen zu Schwingungen anregen,
wenn sie ihrerseits an ein resonanzfähiges System direkt angekoppelt ist.
Möglichkeiten für solche Resonatoren finden sich z. B. in der angekoppelten
Wassersäule (vgl. Abschnitt 6. von [6]). Ein Schmalband-Spektrum des ab-
gestrahlten Schalls (s.z. B. die Bilder 25, 30 und 32) spiegelt daher
die akustischen Randbedingungen viel stärker wieder als irgedwelche in der
turbulenten Strömung angelegte Frequenz-Zusammenhänge. Wenn man einmal
annimmt, daß die Anregung durch die Turbulenz in erster Näherung fre-
quenzunabhängig erfolgt, dann deuten die in Bild 25 und 30 einge-
zeichneten Geraden wohl an, daß zwischen den angekoppelten Resonatoren
und der "Schallquelle" eine Masse-Hemmung eingebaut ist,die eine
Frequenz-Abhängigkeit wie
L = - 201gf + const0
in das System hereinbringt. Wollte man versuchen - was praktisch kaum
durchführbar ist -, alle Resonanzen zu vermeiden, so würde man in der
Tat die hier behandelten Geräusche gänzlich aus der Welt schaffen. Tat-
sächlich lohnt es nicht, sich wegen der im angeschlossenen Rohrsystem an-
regbaren Resonanzen Gedanken zu machen. In dem Ventil selbst sind nämlich
ebenfalls genügend Resonanzen anregbar, die nach einer lärmmindernden Er-
höhung der im engsten Querschnitt schwingenden Fluid-Masse verlangen.
(28)
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKmatt 48BS 98/84
Dies wird z. B. deutlich an den schraffierten Überhöhungen der Geräusch-
Kurven in den Bildern 34 und 40 46 bei großem Ventilspalt x: sie sind
die Folge der Anregung eines Helmholtz-Resonators bestehend aus der viel-
besprochenen Fluid-Masse und dem "Hohlraum" zwischen Ventilspalt und
Auslauf-Widerstand bei Frequenzen f o um 1 kHz nach Gl. (40) von [6].
Die an sich sehr geräuscharme Ventil-Geometrie mit a = 60 mm zeigt in
Bild 52 diese Helmholtz-Resonanz besonders deutlich bei einem Ventil-
spalt um 6 mm. In diesem Diagramm ist auch ein Pegelschrieb für den
Armaturengeräusch-Pegel LAG nach DIN 52 218 zu sehen. Er zeigt deutlich
die Anhebung des Pegels durch den Helmholtz-Resonator (H.R.) und durch
Kavitation. Der Schrieb ist direkt mit der Darstellung LA = f(x) in
Bild 46 vergleichbar.
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FRAUNHOFER-INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 4 9
BS 98/84
10. AUSBLICK
In diesem Abschiußbericht sind die Grundlagen zur Lärmminderung bei
Armaturen der Wasser-Installation zusammengestellt. Sie werden
in dieser Form der vom BMBau berufenen begleitenden Arbeitsgruppe
mit der Bitte um kritische Stellungnahmen vorgelegt.
Ein Teil der Ergebnisses soll auf der diesjährigen Akustiker-
Tagung diskutiert werden [20, 21]. Einige praktische Aspekte, die ins-
besondere für den Installateur von Interesse sind, wurden bereits im
Rahmen von TAE-Lehrgängen "Schallschutz in der Sanitär- und Heizungs-
technik" und "Sanitärtechnik" vorgetragen [ 9, 22]. Mit der bevor-
stehenden Verabschiedung der internationalen Norm IS0 3822 als Pendant
zur deutschen DIN 52218 werden die Voraussetzungen verbessert, Er-
fahrungen mit Armaturen-Geräuschen auch mit ausländischen Prüfstellen
auszutauschen [23].
Es ist zu hoffen, daß nach Abschluß eines vom Institut für Bautechnik,
Berlin (IfBt) organisierten Ringversuchs unter den deutschen Prüf-
stellen bald eine breitere Einführung des "Vereinfachten Prüfstandes"für
die Messung von Armaturen-Geräuschen [16] ermöglicht wird. Es wäre dann
nur noch ein kleiner Schritt, diese Meßtechnik auch zur Kennzeichnung
der Geräusch-Anregung durch Heizkörper-Ventile vorzuschlagen [17,24+26 I.In einem ebenfalls mit Förderung durch das BMBau geplanten Projekt soll
die Schallabstrahlung von Heizkörpern, die insbesondere durch thermo-
statisch nachre3e.tnde Heizkörper-Ventile angeregt werden, behandelt wer-
den.
Die Untersuchungen an hochwirksamen Wasserschall-Dämpfern, die bereits
zu Beginn dieses Vorhabens abgeschlossen werden konnten, wurden hier
nicht besonders angesprochen, haben aber in einer Reihe von früheren
Veröffentlichungen [1+4,19,27+29] ihren Niederschlag gefunden.
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FRAUNHOFER-INSTI T UT FOR BAUPHYSIKB latt 50
BS 98/84
Heute sind alle Voraussetzungen geschaffen, um es Herstellern und
Installateuren von Armaturen der Wasser-Installation zu ermöglichen,
Geräte herzustellen und Installationen in Gebäuden auszuführen, die
auch gehobenen schalltechnischen Ansprüchen der Bewohner genügen. Leider
kann man etwas Ähnliches für die Situation bei den anderen mit der
Wasser-Installation in Gebäuden in Verbindung stehenden Geräuschen
überhaupt nicht sagen:
Die zur Verabschiedung anstehende Norm DIN 4109, Teil 5, stellt auch an
die Abwasser-Installtion hinsichtlich der Geräusche in benachbarten
(fremden) Räumen hohe Anforderungen. Die vorgesehenen Grenzwerte von
30 dB(A) werden fast regelmäßig durch die verschiedensten "Nutzer-Ge-
räusche" beträchtlich überschritten. Aber auch wenn man diese nahezu
beliebig "einstellbaren" Geräusche für eine Bewertung der Installations-
anlage selbst außer Betracht läßt, bleiben noch eine ganze Reihe von
anlagenbedingten "Benutzungs-Geräuschen" und anderen reinen "Installa-
tions-Geräuschen" (Definitionen s. [6]), die - insbesondere bei un-
günstiger Bauweise und Grundrißanordnung - noch nicht beherrscht werden.
Um die z. Zt. noch sehr unbefriedigende Situation bei den Installa-
tions-Geräuschen und die auch von Polemik nicht freie Diskussion auf
eine technische Basis zurückzuführen, erprobt das IBP in Zusammenar-
beit mit dem Zentralverband Sanitär-, Heizung- und Klimatechnik im Auf-
trag des IfBt ein Meßverfahren für die sehr komplexen Geräusche von
Sanitär-Installationen [30].
Schließlich sei erwähnt, daß das IBP sich, aufbauend auf den Ergebnissen
des IfBt-Vorhabens, auch in einem vom BMBau geförderten Projekt bereits
mit Maßnahmen zur Reduzierung des Körperschalls befassen will, der über
die Sanitär-Objekte in den Bau eingeleitet werden kann. Dieses Projekt
soll zusammen mit einem Hersteller aus dieser Branche durchgeführt
werden. Erste Untersuchungen an zweischalig aufgebauten Abwasser-Rohr-
leitungen [31] brachten in dieser Hinsicht keine befriedigenden Er-
gebnisse..1
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FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKm att 51BS 98/84
LITERATUR
[1] Fuchs, H.V.;Voigtsberger,C.A.;"Untersuchungen über Wasserschall-
dämpfer". IBP-Bericht BS 41/79 (1979)
[2] Voigtsberger,C.A; "Zusammenspiel der Armaturen EUROPA
und HANSA-MIX mit unterschiedlichen Dämpferausführungen"
Interner Bericht vom 30.06.1981 an die HANSA Metallwerke
[3] Fuchs,H.V.; Voigtsberger,C.A.; "Zur Wirksamkeit von Platten-
membran-Schalldämpfern". IBP-Bericht BS 71/82 (1982)
[4] "Schalldämpfer für von Flüssikeiten durchströmte Wege"
FhG-Patentanmeldung vom 08.01.1983
[5] Fuchs, H.V.; Klöppner, U.; "Geräuscharmes Ventil für
Flüssigkeiten" . IBP-Bericht SA 08/84 (1984)
[6] Fuchs, H.V.; "Geräusche von Armaturen der Wasser-
installation". IBP-Bericht BS 76/82 (1982)
[7] Ziada,S.; Bolleter, U.; Zahnd,E.;
"Ober die Pfeiftöne an thermostatischen Heizkörperventilen"
In: Fortschr. d. Akustik, VDE-Verlag, Berlin, 1982, 524-526
[8] Fuchs, H.V.; Klöpnner, U.; "Einige Mechanismen der Ge-
räuscherzeugung in Wasser Armaturen''. IBP-Bericht BS 62/81
(1981)
[9] Fuchs, H.V.; "Geräuscherzeugung und -dämpfung bei der
Wasser- Installation". IBP- Bericht BS 64/81 (1981)
[10] Fuchs,H.V. ; Klöppner, U.; "Noise mechanisms in water taps"
In: Practice of noise control engineering , INTER-NOISE'81,
Amsterdam, 1981, 131 - 134
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FRAUNHOFER-INSTITUT FÜR BAUPHYSIKBlatt 52
BS 98/84
[11] Fuchs, H.V.; "Basic phenomena of the noise in fluid piping
systems." IBP-Bericht BS 59/81 (1981)
[12] Fuchs ,H.V. Michalke, A.; "Introduction to aerodynamic noise
theory". In: Prog. Aerospace Sci. 14 (1973), 227 - 297
[13] Crighton, D.G.; Ffowcs Williams, J.E.; "Sound generation by
turbulent two-phase flow".J.Fluid Mechanics 36 (1969),585 - 603
[14] Fuchs, H.V.; Shaw. S.; Schupp,G.; Schmidt-Schykowski, K.;
"Entwicklung gund Erprobung des Wasserschall- Verfahrens zur
Leckortung durch Korrelationsanalyse ". IBP-Bericht BS 80/83 (1983)
[15] Gösele, K.; Voigstberger, C.A.; "Grundlagen zur Geräuschminderung
bei Wasserauslaufarmaturen".
Gesundheits-Ingenieur 91 (1970), 108 - 117
[16] Voigtsberger, C.A.; Fuchs, H.V.; "Messung des von Sanitär-
Armaturen erzeugten Wasserschalls". IBP-Mitt. 37 (1979)
[17] Voigtsberger, C.A.; Fuchs, H.V.; "Geräusche von Heizkörper-
Ventilen". IBP-Bericht BS 84/83 (1983)
[18] Fuchs, H.V.; "Verbesserung der Entwurfsunterlagen für geräusch-
arme Auslauf-Armaturen höherer Leistung". IBP-Bericht BS 53/80
(1980)
[19] Fuchs, H.V.; Klöppner, U.; "Untersuchungen der Wirksamkeit und
des Eigengeräuschs der Gummi-Dämpfer in S-Anschlüssen". IBP -
Bericht BS 54/80 (1980)
[20] Fuchs., H.V.; Klöppner, U.; "Mechanismen der Schallanregung
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29.03.1984
[21] Klöppner, U.; Fuchs, H.V.; "Der Einfluß von Kavitation auf die
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Deutsche Arbeitsgemeinschaft für Akustik, Darmstadt, 26. -
29.03.1984
-
FRAUNHOFER - INSTITUT FOR BAUPHYSIKButt 51BS 98/84
[22] Voigtsberger, C.A.; "Vom Geräuschverhalten der Brauchwasser-
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[23] Fuchs, H.V.; "Generation and control of noise in water
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J. Appl. Acoust. 16 (1983), 325 - 346
[24] Fuchs, H.V.; Voigtsberger, C.A.; "Zur Messung der Geräusche
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[25] Voigstberger, C.A.; Fuchs, H.V. "Geräusche von Heizkörper
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[26] Fuchs, H.V.; Voigtsberger, C.A. "Vorschlag zur Messung der
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Deutsceh Arbeitsgemeinschaft für Akustik, Darmstadt,
26. - 29.03.1984
[27]
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