Nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính buồng đốt đến áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ tên lửa sử dụng nhiên liệu hỗn hợp

Tên lửa & Thiết bị bay H.T. Dũng, L.S. Tùng, , “Nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính nhiên liệu hỗn hợp.” 10 NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA ĐƯỜNG KÍNH BUỒNG ĐỐT ĐẾN ÁP SUẤT LÀM VIỆC TRONG BUỒNG ĐỐT ĐỘNG CƠ TÊN LỬA SỬ DỤNG NHIÊN LIỆU HỖN HỢP Hoàng Thế Dũng*, Lê Song Tùng, Trịnh Hồng Anh, Phạm Thanh Hải, Doãn Quý Hiếu Tóm tắt: Bài báo trình bày phương pháp nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính buồng đốt đến áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ tên lửa sử dụng liều nhiên liệu hỗn hợp dạng hình ống có kể đến chuyển động của dòng sản phẩm cháy. Trên cơ sở đó, phân tích và lựa chọn giá trị đường kính buồng đốt phù hợp đảm bảo liều nhiên liệu cháy ổn định ở một dải áp suất làm việc cho trước. Từ khóa: Động cơ tên lửa (ĐTR), Kết cấu động cơ, Đường kính buồng đốt, Nhiên liệu hỗn hợp. 1. MỞ ĐẦU Buồng đốt là bộ phận chủ yếu của động cơ tên lửa nhiên liệu rắn, là nơi diễn ra quá trình cháy liều nhiên liệu, các quá trình phản ứng hóa học giữa các pha rắn-lỏng- khí và cũng là nơi diễn ra quá trình biến đổi nhiệt năng cháy nhiên liệu thành động năng của dòng chảy sản phẩm cháy. Với cùng một liều phóng và đường kính tiết diện tới hạn loa phụt xác định, kích thước đường kính buồng đốt ảnh hưởng trực tiếp đến vận tốc chuyển động của dòng sản phẩm cháy, tốc độ cháy thuốc phóng và qua đó ảnh hưởng đến áp suất trong buồng đốt trong suốt quá trình làm việc của động cơ. Việc lựa chọn đường kính buồng đốt phù hợp sẽ hạn chế quá trình cháy không ổn định của thuốc phóng cũng như giá trị áp suất làm việc. Nhiên liệu rắn hỗn hợp có đặc trưng năng lượng, tốc độ cháy cao hơn so với nhiên liệu balistic nên sự ảnh hưởng của đường kính buồng đốt tới quá trình cháy diễn ra rõ rệt hơn. Kết quả nghiên cứu của bài báo có thể sử dụng cho khâu tính toán, thiết kế động cơ tên lửa nhiên liệu rắn nói chung và động cơ tên lửa sử dụng nhiên liệu hỗn hợp nói riêng. 2. XÂY DỰNG HỆ PHƯƠNG TRÌNH VI PHÂN MÔ TẢ CÁC QUÁ TRÌNH LÝ HÓA XẢY RA TRONG BUỒNG ĐỐT ĐTR SỬ DỤNG NHIÊN LIỆU HỖN HỢP Xét mô hình buồng đốt ĐTR như hình 1 sử dụng liều nhiên liệu hỗn hợp hình ống có bọc chống cháy hai đầu. Hộp mồi được đặt ở vị trí đầu động cơ, liều nhiên liệu được gá cố định vị trí giữa hai đĩa chắn thuốc. Đặc trưng của mô hình là hai rãnh thoát khí tự do hình thành bởi lỗ trong liều nhiên liệu và không gian giữa buồng đốt với bề mặt cháy ngoài của liều nhiên liệu, cho phép khảo sát trực quan nhất sự ảnh hưởng của đường kính buồng đốt đến quá trình cháy liều nhiên liệu. Hình 1. Mô hình buồng đốt ĐTR. Các giả thiết: Thuốc mồi cháy tức thời với áp suất mồi pm đảm bảo bùng cháy tin cậy tất cả các bề mặt cháy của liều phóng; Bỏ qua ảnh hưởng của nhiệt lượng Nghiên cứu khoa học công nghệ Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 47, 02 - 2017 11 sản phẩm cháy (SPC) thuốc mồi trong giai đoạn cháy ban đầu của liều nhiên liệu; Toàn bộ thể tích tự do buồng đốt bị chiếm chỗ bởi SPC thuốc phóng cho đến tận tiết diện ra của loa phụt; Thể tích chiếm chỗ của các hạt trong buồng đốt, lực hấp dẫn và lực điện từ là nhỏ và có thể bỏ qua; Quy luật tốc độ cháy thuốc phóng có dạng u = ε·f(Tbd)·u1p v, trong đó, u1, v, ε tương ứng là vận tốc cháy đơn vị, chỉ số mũ tốc độ cháy và hệ số cháy xói mòn; р là áp suất trong buồng đốt, [Pa]; Tbd là nhiệt độ ban đầu của liều nhiên liệu, [K]. Hệ số cháy xói mòn và áp suất thay đổi theo thời gian cháy thuốc phóng và tiết diện rãnh liều phóng; Vận tốc dòng sản phẩm cháy trong các rãnh là dưới âm nên có thể xem vận tốc của dòng pha khí và pha rắn là bằng nhau; Nhiệt độ các pha bằng nhau và bằng nhiệt độ hãm trong buồng đốt; SPC trong buồng đốt là hỗn hợp khí đồng nhất thỏa mãn phương trình trạng thái khí lý tưởng; SPC trong loa phụt là hỗn hợp của khí và các phần tử hạt ngưng tụ có kích thước bằng nhau nhưng có vận tốc và nhiệt độ khác nhau; Thành phần pha khí là khí lý tưởng ; Dòng chảy trong các rãnh liều nhiên liệu là một chiều, không dừng, bỏ qua lực ma sát lên thành buồng đốt; Giá trị vận tốc, áp suất, mật độ... dòng sản phẩm cháy được lấy trung bình theo tiết diện ngang rãnh liều phóng; Áp suất được tạo ra bởi khí, bỏ qua ảnh hưởng của hạt. 2.1. Xác định áp suất và vận tốc dòng chảy sản phẩm cháy trong các rãnh liều nhiên liệu Theo định luật bảo toàn khối lượng, tại tiết diện x, ở thời điểm t, vận tốc dòng chảy sản phẩm cháy trong các rãnh được xác định theo công thức:     0 0 ( , ) ( , ) ( , ) ; ( , ) , ( , ) ( , ) S S ng ng TP TP ng tr ng tr u t x dS u t x dS w t x w t x F t x t F t x t         (1) trong đó, wtr, wng tương ứng là vận tốc dòng khí ở rãnh trong và rãnh ngoài, [m/s]; Sng, Str là diện tích bề mặt cháy thuốc phóng tính từ tiết diện đầu đến tiết diện đang xét của bề mặt rãnh ngoài và rãnh trong liều phóng, [m2]; ung, utr là vận tốc cháy thuốc phóng ở bề mặt rãnh ngoài và rãnh trong, [m/s]; ρTP, ρ tương ứng là mật độ thuốc phóng và mật độ sản phẩm cháy, [kg/m3]; Fng, Ftr tương ứng là diện tích tiết diện tự do của rãnh ngoài và rãnh trong tại tiết diện và thời điểm đang xét, [m2]. Áp suất dòng sản phẩm cháy tại tiết diện x được xác định theo công thức [2]:          2 20 0p t,x p t t w t,x w t ,      (2) trong đó, w0, p0 là vận tốc và áp suất tại tiết diện cuối liều phóng (gần loa phụt). Các thông số hình học của liều nhiên liệu tại tiết diện x đang xét phụ thuộc thời gian t được xác định bằng các công thức sau: - Diện tích các bề mặt cháy bên: 0 0 ( , ) 2 ( , ) x; ( , ) 2 ( , ) x. x ng ng x tr tr S t x R t x d S t x R t x d       (3) - Diện tích tiết diện tự do các rãnh: Tên lửa & Thiết bị bay H.T. Dũng, L.S. Tùng, , “Nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính nhiên liệu hỗn hợp.” 12    2 2 2d( , ) , ; ( , ) , .ng b ng tr trF t x R R t x F t x R t x      (4) - Bán kính các rãnh:         0 0 , , ; , , , t ng ng ng t tr tr tr R t x R u t x dt R t x R u t x dt       (5) trong đó: Rbd là bán kính mặt trong thành buồng đốt, [m]; Rng, Rtr tương ứng là bán kính ngoài và trong tại thời điểm ban đầu của liều phóng, [m]. Quy luật cháy thuốc phóng tại tiết diện đang xét được tính theo công thức:       1, , .bdu t x t x f T u p  (6) trong đó, hệ số cháy xói mòn     0 0 , , m f TP w t x t x C u              [7], với γ, β, m là các hằng số phụ thuộc vào chủng loại thuốc phóng; Cf0 là hệ số ma sát trên bề mặt rãnh liều phóng và được xác định theo công thức:     0,2 0,2 0 , , 0,0592Re 0,0592 ,tdf w t x D t x C             (7) trong đó, Re là số Reynolds; Dtd là đường kính tiết diện tương đương có dòng chảy đi qua, [m]; μ là độ nhớt động lực học dòng sản phẩm cháy, [kg/ms]. Đối với nhiều loại thuốc phóng hỗn hợp, các hệ số trong biểu thức (6) có giá trị như sau [7]: γ = 0,843; β = 1,58; m = 1,264. Lưu lượng sinh khí sản phẩm cháy của liều nhiên liệu được xác định như sau:             1 0 0 2 , , , x , , , x , TP TPL L ng ng tr tr TPm R t x t x p t x d R t x t x p t x d u                   (8) trong đó, LTP là chiều dài liều nhiên liệu, [m]. Các giá trị vận tốc, áp suất và lưu lượng sinh khí dòng sản phẩm cháy theo các công thức ở trên được tính tại thời điểm dừng t. Do vậy, để tính toán cho cả quá trình làm việc của động cơ cần xây dựng hệ phương trình vi phân thuật phóng trong có tính đến ảnh hưởng của dòng sản phẩm cháy hai pha trong loa phụt. Sau mỗi bước thời gian ∆t nhận được một giá trị áp suất trung bình trong buồng đốt p(t+∆t) là giá trị đầu vào để tính toán sự phân bố áp suất và vận tốc dòng sản phẩm cháy trong các rãnh cũng như lưu lượng sinh khí sản phẩm cháy ở thời điểm t+∆t. Các vòng lặp nhỏ được thực hiện cho đến khi thuốc phóng cháy hết. 2.2. Xây dựng hệ phương trình vi phân xác định áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ sử dụng nhiên liệu hỗn hợp Hệ phương trình xác định sự biến đổi áp suất và nhiệt độ SPC trong buồng đốt ĐTR có thể xác định từ việc xét đồng thời các quy luật bảo toàn khối lượng và năng lượng, được thiết lập từ các phương trình sau [1], [5]: Nghiên cứu khoa học công nghệ Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 47, 02 - 2017 13 - Phương trình trạng thái khí: ;khpW RT (9) - Phương trình bảo toàn khối lượng: ;LP d d Wp m m dt dt RT            (10) - Phương trình bảo toàn năng lượng: ; dU dQ dL dt dt dt   (11) - Phương trình vận tốc cháy thuốc phóng: u = ε·f(Tbd)·u1p v; (12) - Phương trình biến đổi thể tích tự do của buồng đốt: 0 0 , t W W Sudt   (13) trong đó, ω là khối lượng SPC lưu lại trong buồng đốt, [kg]; m là lưu lượng sinh khí SPC, [kg/s]; LPm là lưu lượng SPC đi qua loa phụt, [kg/s]; W0 là thể tích tự do ban đầu của buồng đốt, [m3]; S là diện tích bề mặt cháy liều phóng, [m]; u1, v, ε tương ứng là vận tốc cháy đơn vị, chỉ số mũ tốc độ cháy và hệ số cháy xói mòn; р là áp suất trong buồng đốt, [Pa]; Tbd là nhiệt độ ban đầu của liều nhiên liệu, [K]. Khi xuất hiện các hạt ngưng tụ trong SPC, công thức tính lưu lượng sản phẩm cháy qua loa phụt có dạng [4]: 1 , 1 LP kh T khm m m m          (14) trong đó, k thkh A F p m RT  là lưu lượng pha khí qua loa phụt động cơ, [kg/s]; 1 12 1 k k kA k k         là hằng số lưu lượng; Fth là diện tích tiết diện tới hạn loa phụt, [m2]; Tm là lưu lượng các hạt pha ngưng tụ qua loa phụt động cơ, [kg/s]; T LP m m    là tỷ lệ khối lượng pha ngưng tụ trong SPC (được xác định từ tính toán nhiệt động hoặc được xác định từ thực nghiệm). Biểu thức (11) được khai triển như sau: 1) Sự biến đổi nội năng của SPC trong buồng đốt: , o o o nl nl nl dU d Wp d Wp Wp dU U U dt dt RT dt RT RT dt               (15) trong đó, nội năng riêng toàn phần của SPC onlU ở áp suất p và nhiệt độ T được xác định như sau [3]:   . 1 1 o nl R p U c T T k k        (16) 2) Công thực hiện quá trình giãn nở sản phẩm cháy trong buồng đốt: . TP dL dW m p p dt dt       (17) Tên lửa & Thiết bị bay H.T. Dũng, L.S. Tùng, , “Nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính nhiên liệu hỗn hợp.” 14 3) Sự biến đổi nhiệt lượng trong buồng đốt là hiệu số giữa lượng nhiệt cấp vào buồng đốt từ quá trình cháy nhiên liệu với lượng nhiệt mất đi do dòng SPC chảy qua loa phụt và lượng nhiệt truyền cho vỏ buồng đốt: 1 2 3 4 , dQ dQ dQ dQ dQ dt dt dt dt dt     (18) trong đó:  1 onl BT dQ m U dt   là lượng nhiệt do nhiên liệu cháy cấp vào buồng đốt trong một đơn vị thời gian, [J/s]; 2 kh p dQ m c T dt    là lượng nhiệt mất đi do dòng khí chảy qua loa phụt trong một đơn vị thời gian, [J/s]; 2 3 2 dQ w m c T dt              là lượng nhiệt mất đi do dòng pha ngưng tụ qua loa phụt trong một đơn vị thời gian, [J/s];  4 Vo Vo dQ S T T dt    là lượng nhiệt truyền cho vỏ buồng đốt trong một đơn vị thời gian, [J/s];  onl v vBTU c T là nội năng riêng toàn phần của nhiên liệu ở nhiệt độ bình thường, [J/kg]; cv là nhiệt dung riêng đẳng tích của nhiên liệu, [J/(kg.K)]; Tv là nhiệt độ cháy đẳng tích, [K]; ,pc c tương ứng là nhiệt dung riêng đẳng áp của pha khí và nhiệt dung riêng của pha ngưng tụ, [J/(kg.K)]; ,Vo VoS T tương ứng là diện tích và nhiệt độ bề mặt thành buồng đốt, [m2], [K]; ,T w  tương ứng là nhiệt độ và vận tốc của các hạt pha ngưng tụ, [K, m/s].  là hệ số trao đổi nhiệt giữa sản phẩm cháy với thành buồng đốt, [W/mK], được xác định từ mối liên hệ với tiêu chuẩn Nusselt T như sau [3]: ,T T kh   (19) ở đây,  167,5 . . .T J m kg s K  đối với thành vỏ động cơ có lớp bảo vệ nhiệt và  418,7 . . .T J m kg s K  đối với vỏ kim loại; kh là mật độ dòng khí trong buồng đốt, [kg/m3]. Đặt 1 1 VoT T   sử dụng phương trình trạng thái (9), ta có:   11 .Vo T VoVo Vo T kh Vo dQ S S T T TS p dt R             (20) Từ đó (18) trở thành:   2 1 2 o T V nl kh pBT dQ w S m U m c T m c T p dt R                   (21) Thay (15), (17) và (21) vào (11) chuyển vế, ta có:   2 1 2 o o onl nl nlBT T Vo kh p TP Wp dU d Wp m U U RT dt dt RT w S m m c T m c T p p R                              (22) Nghiên cứu khoa học công nghệ Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 47, 02 - 2017 15 Thay (10) và (14) vào (22), lưu ý    o onl nl v vBTU U c T T   và o nl v dU dT c dt dt  , sau một số biến đổi nhận được:     2 2 2 2 1 1 1 k th v th TP Vo k TP TP Wp dT A F p RT mR T T T dt F p S m kA k p m R                             (23) trong đó: 2 2 21 11 1 1 1 w kh p c k K K c k                         (24) ở đây, w TK w w là hệ số không cân bằng động lực học, với Tw là vận tốc của các hạt ngưng tụ và w là vận tốc dòng khí; 0T TK T T là hệ số không cân bằng nhiệt độ, với TT là nhiệt độ của các hạt ngưng tụ và 0T là nhiệt độ hãm của khí trong buồng đốt. Biến đổi các vế (10), lưu ý đến (14):   .LP TP d RTdp m Wp W p mRT m RT dt RT dt        (25) Cộng từng vế các biểu thức (23) và (25), sau khi rút gọn các số hạng đồng dạng và giản ước, ta có:   2 2 2 2 11 . th TP v k Vo TP TP dp F p p km W mRT kA k S p dt m R                  (26) Từ các phương trình (23), (26) và các điều kiện ban đầu nhận được hệ phương trình vi phân đầy đủ xác định áp suất trong buồng đốt theo thời gian p = p(t):         2 2 2 2 1 2 2 2 2 1 1 2 2 2 1 1 ; 1 ; ; ; 1 1 1 1 1 1 k th v th TP Vo k TP TP th TP v k TP Vo TP TP v bd w kh p Wp dT A F p RT mR T T T dt F p S m kA k p m R dp F p W mRT kA dt m p km k S p R dW m dt u f T u p c k K K c k                                                                       0 ; ; .T TT w T K K w T                                (27) Tên lửa & Thiết bị bay H.T. Dũng, L.S. Tùng, , “Nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính nhiên liệu hỗn hợp.” 16 Các điều kiện đầu: khi t = 0, trong toàn bộ thể tích buồng đốt ;mp p ;mT T 0 ;W W 0m m  . Trong đó: pm, Tm là áp suất và nhiệt độ mồi cháy thuốc phóng. Tỷ khối pha ngưng tụ  trong SPC và một số tham số thuật phóng khác (mật độ SPC ρ, nhiệt độ cháy đẳng áp Tp, chỉ số đoạn nhiệt k...) được xác định bằng phần mềm tính toán nhiệt khí động ASTRA [6]. Hệ phương trình (27) là hệ phương trình vi phân bậc nhất có thể giải được bằng phương pháp thông thường trên máy tính điện tử (ví dụ phương pháp Runge-Kutta). 3. CÁC KẾT QUẢ TÍNH TOÁN VÀ NHẬN XÉT 3.1. Số liệu đầu vào Tiến hành khảo sát đối với động cơ sử dụng thỏi nhiên liệu hỗn hợp SD-17/18M (công thức hóa học: N5.90587H 37.9461CL5.68564O22.9543AL6.22648C10.6682Fe0.251917) của động cơ phóng 78DT/tên lửa Kh35-E được bọc chống cháy hai đầu có thông số đầu vào như trong bảng 1. Bảng 1. Các thông số đầu vào. TT Tên gọi Ký hiệu ĐVT Giá trị 1 Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt của các kết cấu kim loại SVo m 2 0,028 2 Tiêu chuẩn Nucent (với vỏ kim loại)  J.m/(kg.s.K) 418,68 3 Mật độ thuốc phóng TP kg/m 3 1765 4 Vận tốc cháy đơn vị u1 1,044201.10 -3 5 Chỉ số mũ tốc độ cháy v 0,227264 6 Hệ số cháy xói mòn ban đầu ε(0) 1 7 Chỉ số đoạn nhiệt SPC k 1,1948 8 Chỉ số đoạn nhiệt pha khí kkh 1,2735 9 Nhiệt dung riêng đẳng áp SPC cp J/(kg.K) 1900,8 10 Nhiệt dung riêng pha ngưng tụ (Al2O3) cT J/(kg.K) 837,36 11 Hằng số khí (chỉ pha khí) R kJ/(kg.K) 434,3 12 Nhiệt độ cháy đẳng áp Tp K 3261,9 13 Tỷ khối các hạt pha ngưng tụ trong SPC (Al2O3)  0,2864 14 Đường kính ngoài liều phóng Dng m 0,033 15 Đường kính trong liều phóng Dtr m 0,010 16 Chiều dài liều phóng LTP m 0,150 17 Diện tích bề mặt cháy ban đầu S0 m 2 0,0203 18 Nhiệt độ ban đầu của liều phóng Tbd K 293 19 Dải đường kính buồng đốt để khảo sát Dk m 0,036; 0,038; 0,042; 0,045 3.2. Kết quả tính toán và bình luận Lựa chọn dãy giá trị đường kính buồng đốt để khảo sát: Dk = 0,036 m; 0,038 m; 0,042 m; 0,045 m. Trong các trường hợp, giá trị chiều dài liều nhiên liệu và chiều dài buồng đốt là không thay đổi. Do diện tích tiết diện rãnh ngoài thay đổi, còn rãnh trong giữ nguyên nên chúng ta chỉ khảo sát các thông số dòng thay đổi bên trong rãnh ngoài. Nghiên cứu khoa học công nghệ Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 47, 02 - 2017 17 Dk = 0,036 m Dk = 0,038 m Dk = 0,042 m Dk = 0,045 m Hình 2. Sự biến đổi vận tốc dòng SPC trong rãnh ngoài. Dk = 0,036 m Dk = 0,038 m Dk = 0,042 m Dk = 0,045 m Hình 3. Sự biến đổi áp suất dòng SPC trong rãnh ngoài. Tên lửa & Thiết bị bay H.T. Dũng, L.S. Tùng, , “Nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính nhiên liệu hỗn hợp.” 18 Dk = 0,036 m Dk = 0,038 m Dk = 0,042 m Dk = 0,045 m Hình 4. Sự biến thiên áp suất tại cửa vào loa phụt và vị trí đầu động cơ. Vận tốc dòng chảy sản phẩm cháy hai pha trong các rãnh tăng dần dọc theo chiều dài rãnh liều phóng (hình 2). Với Dk ≥ 0,038 m, vận tốc dòng SPC tại cùng thời điểm xem xét (t = 0,001 s; 0,0245 s; 0,0495 s và 0,0995 s) giảm dần tỷ lệ thuận với độ tăng đường kính Dk và thời điểm đạt vận tốc cực đại không phải là thời điểm ban đầu như trường hợp Dk < 0,038 m. Với Dk ≥ 0,038 m thời gian cháy hết thuốc phóng tăng dần tỷ lệ thuận với độ tăng đường kính Dk (từ 0,1475 s với Dk = 0,038 m đến 0,1505 s với Dk = 0,045 m), còn khi giảm đường kính Dk từ giá trị 0,038 m thời gian cháy hết thuốc phóng lại tăng lên. Bảng 2. Các thông số làm việc chính của động cơ. Thông số SPC thuần khí, không xói mòn (tại vị trí cửa vào loa phụt) SPC hai pha, có xói mòn Vị trí đầu động cơ Vị trí cửa vào loa phụt Áp suất lớn nhất, ×106 Pa: - Đường kính Dk = 0,036m 12,0043 9,6419 7,7823 - Đường kính Dk = 0,038m 12,0249 9,6225 7,8538 - Đường kính Dk = 0,042m 12,0495 8,2090 7,6899 - Đường kính Dk = 0,045m 12,0563 7,9248 7,6554 Áp suất trung bình, ×106 Pa: - Đường kính Dk = 0,036m 11,3869 8,1936 7,0761 - Đường kính Dk = 0,038m 11,3516 8,1080 7,5605 - Đường kính Dk = 0,042m 11,2426 7,6875 7,4815 - Đường kính Dk = 0,045m 11,2103 7,5743 7,4530 Nghiên cứu khoa học công nghệ Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số 47, 02 - 2017 19 Thời gian làm việc, s: - Đường kính Dk = 0,036m 0,1405 0,1485 - Đường kính Dk = 0,038m 0,1410 0,1475 - Đường kính Dk = 0,042m 0,1425 0,1495 - Đường kính Dk = 0,045m 0,1430 0,1505 Do ảnh hưởng của hiện tượng cháy xói mòn và tổn thất dòng hai pha nên áp suất trong buồng đốt khi có cháy xói mòn luôn thấp hơn áp suất trường hợp SPC thuần khí khi không tính đến hiệu ứng xói mòn (hình 4) làm tăng thời gian làm việc của động cơ. Từ bảng 2 thấy rằng áp suất làm việc trung bình của động cơ giảm 33,516 % so với trường hợp SPC thuần khí không tính đến ảnh hưởng của cháy xói mòn, làm tăng thời gian làm việc của động cơ (tăng 4,983 % đối với Dk = 0,045 m). Áp suất trong buồng đốt giảm dần dọc theo trục buồng đốt (hình 3) đặc biệt là ở giai đoạn làm việc ban đầu của động cơ (hình 4), điều này đã lý giải cho sự sai khác trong thực nghiệm đo động cơ trên giá khi gá lắp đầu đo áp suất ở các vị trí đầu và cuối buồng đốt. Sự khác biệt này giảm dần khi tăng kích thước đường kính buồng đốt động cơ đến một giá trị nào đó (gần với Dk = 0,045 m trong trường hợp mô hình động cơ mẫu đang xét). Với trường hợp đường kính buồng đốt nhỏ hơn 0,038 m (hình 4), áp suất làm việc trong buồng ở giai đoạn ban đầu không ổn định, có thể do vận tốc dòng chảy lớn gây ra hiệu ứng xói mòn trong giai đoạn ban đầu rất lớn (xem hình 2, hình 3) tác động lên sự phân rã không đều của thuốc phóng. Như vậy, đối với trường hợp động cơ đang khảo sát, để làm giảm hiện tượng cháy xói mòn trong rãnh liều nhiên liệu, nâng cao sự cháy ổn định cho động cơ thì đường kính buồng đốt phù hợp hơn cả là Dk = 0,045m. 4. KẾT LUẬN Tóm tại, bài báo đã trình bày phương pháp tính toán ảnh hưởng của đường kính buồng đốt đến tốc độ và áp suất dòng chảy sản phẩm cháy trong buồng đốt động cơ tên lửa nhiên liệu hỗn hợp. Qua đó, đưa ra được những phân tích, đánh giá mức độ ảnh hưởng đến quá trình cháy liều nhiên liệu, đề xuất lựa chọn đường kính buồng đốt phù hợp với mô hình động cơ khảo sát làm cơ sở để thiết kế, chế tạo và thử nghiệm cho loại động cơ sử dụng liều nhiên liệu hỗn hợp hình ống và những liều có dạng rãnh tương tự. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1]. Lê Song Tùng và các cộng sự, “Cơ sở tính toán và thiết kế động cơ tên lửa nhiên liệu rắn”, Nhà xuất bản Quân đội Nhân dân, 2015. [2]. Белоцерковский О.М. và Давыдов Ю.М., “Метод крупных частиц в газовой динамике”, Издательство Наука, 1982. [3]. Виницкий А. М., “Конструкция и отработка РДТТ”, Издательство Машиностроение, 1980. [4]. Губертов A.M. và các cộng sự, “Газодинамические и теплофизические процессы в ракетных двигателях твердого топлива”, Издательство Машиностроение, 2004. [5]. Ерохин Б.Т., “Теория внутрикамерных процессов и проектирование РДТТ”, Издательство Машиностроение, 1991. Tên lửa & Thiết bị bay H.T. Dũng, L.S. Tùng, , “Nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính nhiên liệu hỗn hợp.” 20 [6]. Московский государственный технический университет им.Н.Э.Баумана, “Моделирование химических и фазовых равновесий привысоких температурах (AСTРA.4/pc)”, Описание применения, МГТУ, 1997. [7]. Яновский Л.С., “Интегральные прямоточные воздушно-реактивные двигатели на твердых топливах”, Издательство Академкнига, 2006. ABSTRACT STUDY EFFECT OF DIAMETER OF COMBUSTOR ON WORKING PRESSURE IN COMBUSTOR OF MISSILE ENGINE USING MIXED FUEL In this paper, a methodology to investigate effect of diameter of combustor on movement of combustion products and working pressure in combustor of missile engine using the tube-shape mixed fuel is reported. Based on the obtained results, the appropriate diameter of combustor is calculated and selected in order to assure the stable combustion of mixed fuel at a certain working pressure. Keyworks: Missile engine, Engine configuration, Combustor diameter, Mixed fuel. Nhận bài ngày 14 tháng 7 năm 2016 Hoàn thiện ngày 30 tháng 8 năm 2016 Chấp nhận đăng ngày 20 tháng 02 năm 2017 Địa chỉ: Viện Tên lửa - Viện Khoa học và Công nghệ quân sự. *Email: hnpanh@gmail.com.