Dr. Hős Csaba János

(1)

Válaszok

Dr. Stépán Gábor bírálatára doktori mű:

Dr. Hős Csaba János

„Direkt rugóterhelésű biztonsági szelepek dinamikus viselkedése és stabilitása”

Tartalomjegyzék

1. Bevezetés 1

2. Válaszok 1

3. Javított táblázatok 4

1. Bevezetés

Mindenekelőtt megköszönöm a Bírálók alapos és részletes bírálatait, melyben felhívták figyelme- met a doktori mű egyes pontatlanságaira és hiányosságaira. Külön örömömre szolgált, hogy a Bírálók személye és eltérő szakmai háttere lehetővé tette, hogy a dolgozatomat többféle "szem- üvegen" keresztül értékeljék; az ipari alkalmazhatóság mellett a matematikai és nemlineáris di- namikai szempontok is megjelentek.

A bírálatokra adott válaszok kidolgozása során – kicsit több, mint másfél év után újraolvasva a dolgozatot – valóban számos ponton dolgozhattam volna alaposabban, részletesebben vagy más logika mentén. Számos olyan kérdést is kaptam, mely a dolgozat írása során bennem fel sem merült és ezek ígéretes irányokat jelölnek ki a jövőbeli kutatásokhoz.

Az alábbiakban igyekezni fogok kimerítően válaszolni a felmerült kérdésekre. Amennyiben egy- egy észrevételre nem reagálok közvetlenül, úgy elfogadom azt és egyetértek vele.

2. Válaszok

Köszönöm a megjegyzéseket a dolgozat jelöléseivel kapcsolatban; újraolvasva a dolgozatot, való- ban olvashatóbbá tette volna azt, ha a vektor- és mátrixmennyiségeket megkülönböztettem volna.

A paraméterindexelés kapcsán valóban nehézséget okoz, hogy a magyar vagy az angol/latin rö- vidítéseket használjuk, nekem a dolgozat írása közben nehezen jött a számra az angol indexű mennyiségek magyar szövegbe való helyezése, de persze a magyar indexelés esetén pedig az kel- lemetlen, hogy a nemzetközi irodalmat olvasva az angol indexelés tűnik könnyen követhetőnek.

A 6. ábrával kapcsolatban felmerült a kérdés (bírálat 2. oldala, alulról 3. bekezdés), hogy miként lehetséges 100%-nál nagyobb szelepnyitás. Itt arról van szó, hogyipari nyomáshatároló szelepek esetén mesterségesen (ütközővel) korlátozzák a szelepnyitást úgy, hogy a szeleptest alattiD_beπx átáramló keresztmetszet (ld. dolgozat 6. ábra) ne lehessen nagyobb, mint a szelep alatti cső (fú- vóka)D²_beπ/4keresztmetszete, így a fojtási keresztmetszet biztosan a D_beπx palástfelület legyen (és így gáz közeg esetében a lökéshullámok helye jól definiált legyen). A szóban forgó ábra azon-

(2)

ban egy numerikus modell esetében adja meg aC_dértékeket, ahol nem volt semmilyen akadálya annak, hogy a szelepnyitásrax > D_be/4 értéknél nagyobb nyitásokat írjunk elő. Mindenesetre a dolgozat írása során ezt szerencsés lett volna kihangsúlyozni.

Az 5. ábrával kapcsolatos megjegyzés (bírálat 2. oldala, alulról 2. bekezdés) jogos lehet, de további geometriai megfontolásokat kell tenni. A kilépési Asz keresztmetszet (definíció szerint) a fojtási, tehát legszűkebb keresztmetszet. Az 1. ábrán (jelen dokumentum) feltüntettem aD_t tányérátmérőt, amelynekD_be belépő átmérőhöz való viszonya (együtt a gallér szögével) megha- tározza, hogy szükséges-e korrigálni a dolgozat (2.5) összefüggésének tányérszelepre vonatkozó esetét. D_tD_beesetekben helyes azA= 1közelítés, mígD_t≈D_beesetekben valóban szükséges lenne a korrekció.

pt p

t

D D

Asz p_a

vki

pa

v_be p_v

x x

v_be p_v

p_a

vki

be be

θ Asz θ

Dt

1. ábra. Szelep geometria, kiegészítve D_t tányér átmérővel (ld. dolgozat 5. ábra).

A csillapítási tényezővel és a súrlódással kapcsolatos megjegyzésekkel (2. oldal alja és 3. oldal te- teje) teljesen egyetértek. Egyrészről természetesen lehetséges, hogy a fokozott kopás, berágódás vagy szennyeződés hatására megnövekedett súrlódás miatt száraz súrlódás lép fel. A probléma olyannyira valós, hogy extrém esetben – pl. egy nem detektált instabil, magasfrekvenciájú inten- zív rezgésekkel járó nyitás után – a felületek annyira berágódhatnak, hogy a szelep a következő alkalommal már egyáltalán nem képes a nyitásra. Ezek a súrlódási jelenségek természetesen üzemszerűen is jelen vannak, ám, mivel a tapasztalatok szerint rendkívül érzékeny és nehezen modellezhető jelenségről van szó, nem szokás figyelembe venni mivel – az esetlegesen jelenlévő súrlódás (az előbb megemlített extrém berágódást leszámítva) – jótékonyan hat a stabilitásra.

(Első kézből tudok olyan tesztről, ahol a szelep stabilan nyitott-zárt, majd, miután a szelepszárra olajat csöppentettek, elkezdett rezegni.)

Ahogy Siménfalvi professzor úrnak adott válaszomban is kifejtettem, ezen hatások mérése vi- szonylag egyszerű méréstechnikával megvalósítható lett volna és sajnálom, hogy ezt annak idején elmulasztottam.

A késleltetett egyenletekkel kapcsolatos megjegyzéshez kapcsolódóan, az áramlástan alapegyenle- teinek hullámtermészete és azok visszaverődése miatt valóban tekinthetők késleltetett differenci- álegyenleteknek, de ezek stabilitásvizsgálatában és a csillapítás hatásában kevésbé vagyok jártas, viszont mindenképpen érdekes lenne a kérdés alaposabban megvizsgálni.

Továbblépve a szelepugrálással kapcsolatos kérdésre (3. oldal alulról második bekezdés), folya- dékok esetében is megjelenik az statikus instabilitás jelensége, pl. a 4.1 fejezetben a 17. ábrán ilyen szelepugrálásokat láthatunk (piros és kék nyilak), ám itt magát az effektív felület görbét

(3)

dom.

A pumpálás jelenségét valóban logikusabb lett volna rögtön a statikus instabilitás után tárgyalni, sajnos nem tudok elfogadható szerkesztési magyarázatot adni.

A 20. ábra kapcsán sajnos nem tudok egyértelmű magyarázatot adni arra, hogy az implicit módon (azaz elvileg pontosabban) számított stabilitási határ miért van távolabb a szimulációs pontoktól, mint az explicit (azaz elvileg pontatlanabb) modell. Elképzelhetőnek tartom, hogy a pontosabb modell nagyobb tömegáramokat becsül, így, mivel a csősúrlódást egyik modell sem veszi figyelembe, "rossz irányba" téved, hiszen a valós esetben a csősúrlódás hatására kisebb tömegáram fog áthaladni a szelepen. Erre utal az is, hogy a tömegáram növelésével nő a két elméleti modell közötti különbség is. A kérdés precízebb megválaszolása hosszabb vizsgálatokat igényel, ami a válaszokra adott időkorláton túlmutat.

Egyetértek azzal is, hogy az ipari körülmények között végzett mérések nem vetekedhetnek a tudományos igényességgel megtervezett mérésekkel. Bár a kérdéses laboratórium az USA-ban akkreditált, ám ipari célú mérésekre alkalmas és az ilyen típusú mérések iránti nagy kereslet miatt csak behatárolt időszakokban volt lehetőségünk méréseket végezni.

Az 5. fejezettel kapcsolatosan a 6. oldal tetején tett megjegyzéssel maximálisan egyetértek:

valószínűtlennek tartom, hogy ezeket a bonyolult és finomszerkezetű struktúrákat a valóságban ki lehessen mérni. Itt még annyi megjegyzést tennék, hogy érdekes módon időközben kiderült, hogy a felső ütköző környezetében elvégzett hasonló számításoknak sokkal nagyobb gyakorlati jelentősége van; ugyanis a dolgozat megírása óta eltelt időben azt találtuk, hogy, amennyiben növelni tudjuk a felső ütköző környezetében az áramlási eredetű erőt (nagy erővel tudjuk a szeleptestet az ütközőhöz szorítani), stabilabb működést kaphatunk. Ezek a kutatások jelenleg is folynak és az ebben a fejezetben kifejlesztett módszereket tervezzük ismét alkalmazni.

Végezetül, a 6. oldal egyik utolsó bekezdése a 37. ábrával kapcsolatban tesz fel kérdést: miért olyan bizonytalanok a jobb oldal szintvonalai a bal oldalhoz képest. Ennek oka az, hogy a jobb oldali ábrán nagy számításigényű szimulációk eredményét láthatjuk: a teljes csőmodellt (karak- terisztikák módszere) alkalmaztuk mindkét csőre és ezeket numerikusan integráltam a szelep és a tartály egyenletével együtt. A szelepet az egyensúlyi helyzetből, annak kis megzavarása után elindítva tíz szeleplengés után az egyensúlyi helyzettől való eltérést ábrázoltama szimuláció utol- só lépésében. Attól függően, hogy az adott időpontban pontosan milyen pozícióban tartózkodott szelep, az eredmény jelentősen szórt. Szerencsésebb lett volna pl. a szimuláció (időben) utolsó 10%-ának egyensúlyi helyzethez képesti szórását venni. A kétféle szintvonal között nem próbál- tam kapcsolatot keresni és nem is nagyon van elképzelésem, hogy ezt miként lehetne elméleti úton megteremteni.

Végezetül, még egyszer szeretném megköszönni a Bíráló előremutató észrevételeit.

Budapest, 2021. február 12.

...

Dr. Hős Csaba egyetemi docens

BME Hidrodinamikai Rendszerek Tanszék

(4)

3. Javított táblázatok

A bírálatokra adott válaszok kidolgozása során hibát találtam az M-11. oldalon található 5. és az M-12. oldalon található 6. táblázatban. A hiba forrása, hogy a ρ^∗ és ρ^∗∗ mennyiségeket hibás nyomásértéken értékeltem ki (az 1E2 és 3L4 szelepek nyitónyomásai össze voltak cserélve a sűrűség számítása során). Alább közlöm a két javított táblázatot és jelzem. Ezek a táblázatok példaszámításokat tartalmaztak, így a dolgozatot sehol máshol nem érintik.

(5)

Szelep 1E2 1E2 2J3 2J3 3L4 3L4

Közeg víz levegő víz levegő víz levegő

m, kg 0.442 0.442 1.523 1.523 6.543 6.543

s, kN/m 72.68 72.68 125.04 125.04 120.49 120.49

fsz, Hz 64.50 64.50 45.60 45.60 21.60 21.60

pny, bar 31.16 31.16 17.44 17.44 6.89 6.89

D_be, mm 12.7 12.7 32.5 32.5 48.4 48.4

x0, mm 5.4 5.4 11.6 11.6 10.5 10.5

pref =pa, bar 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00

xmax/D_be, - 0.250 0.250 0.250 0.250 0.250 0.250

A˜_{(ef f}₎(x_max), - 1.440 1.440 1.547 1.547 1.954 1.954

˙

mn, kg/s 7.66 0.94 37.54 3.47 52.34 3.16

x_ref, mm 0.17 0.17 0.66 0.66 1.53 1.53

v_ref, m/s 0.07 0.07 0.19 0.19 0.21 0.21

a, m/s 1300.0 343.1 1300.0 343.1 1300.0 343.1

ρ^∗,kg/m³ 1000.0 38.2 1000.0 21.9 1000.0 9.4

ρ^∗∗,kg/m³ 1000.0 42.0 1000.0 24.0 1000.0 10.2

Dcs, mm 25 25 51 51 76 76

L_cs/D_cs, m 10.0 10.0 10.0 10.0 10.0 10.0

Mach_cs@ ˙m_n, ρ^∗∗, - 0.012 0.128 0.014 0.208 0.009 0.198

V_t,m³ 10.0 10.0 10.0 10.0 10.0 10.0

β, - 0.0319 0.0003 0.2214 0.0014 0.6518 0.0027

µ, - 0.0047 0.0016 0.0103 0.0027 0.0181 0.0031

δ, - 31.16 31.16 17.44 17.44 6.89 6.89

σ, - 2.0 5.8 1.8 7.0 2.5 15.0

α, - 3.67 0.04 6.04 0.04 6.68 0.02

γ, - 0.0792 0.3000 0.1120 0.4242 0.0795 0.3014

ϕ, - 0.0001 0.0001 0.0001 0.0001 0.0002 0.0002

Λ, - 0.0007 0.0007 0.0013 0.0013 0.0020 0.0020

µσ, - 0.009 0.009 0.019 0.019 0.046 0.046

(α/γ)/Λ, - 67 600.0 197.6 41 259.8 69.0 41 868.1 29.8 1/(αγ)/Λ, - 5010.0 119 412.9 1131.9 47 147.3 939.1 91 995.8

f_H,Hz 2.92 0.77 4.13 1.09 5.06 1.34

L_{N H,krit}@ ˙m_n,m 2.31 0.61 3.50 0.93 8.81 2.33

˜kkrit@ ˙mn, % 0.175 0.001 1.809 0.012 8.184 0.035 1. táblázat. 5. táblázat Tartálytérfogat: Vt = 10m³, csőhossz: L = 10Dcs. ρ^∗: sűrűség a nyitónyomás 100%-án,20^oC-on.ρ^∗∗: sűrűség a nyitónyomás 110%-án (maximális nyomás),20^oC- on.

(6)