Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của một số tham số buồng đốt đến các tham số làm việc đặc trưng của động cơ tên lửa nhiên liệu rắn

sản phẩm cháy Kết cấu liều nhiên liệu của ĐTR cho phép dòng khí đi ra từ các bề mặt cháy đến loa phụt. Dòng SPC chuyển động qua toàn bộ thể tích tự do của buồng đốt bao quanh các bề mặt cháy, vì vậy quá trình cháy thuốc trong dòng khí chuyển động là đặc điểm quan trọng của thuật phóng trong ĐTR. Theo khoảng cách từ bề mặt đáy trước của liều nhiên liệu đến bề mặt đáy hướng gần loa phụt lưu lượng khí và vận tốc dòng tăng lên (hình 2.5) [16], [19], [27]. Hình 2.5. Sự biến đổi vận tốc dòng khí trong rãnh liều nhiên liệu Tại thời điểm t xuất hiện hai rãnh thoát khí: rãnh trong và rãnh ngoài (khe hở giữa bề mặt ngoài liều nhiên liệu với bề mặt trong thành buồng đốt). Với liều nhiên liệu hình trụ bọc chống cháy hai đáy (hình 2.1), theo định luật bảo toàn khối lượng tại một tiết diện bất kỳ, vận tốc dòng SPC trong hai rãnh được xác định theo công thức: x 0 0 w Rãnh trong Rãnh ngoài 52 ng ng TP ng ng tr tr TP tr tr S (t,x) u (t,x) w (t,x) , F (t,x) S (t,x) u (t,x) w (t,x) , F (t,x)       (2.55) trong đó: wng, wtr - vận tốc dòng khí ở rãnh ngoài và rãnh trong; Sng, Str - 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 nhiên liệu; ung, utr - tốc độ cháy thuốc phóng ở bề mặt rãnh ngoài và rãnh trong; Fng, Ftr - diện tích tiết diện tự do của rãnh ngoài và rãnh trong tại tiết diện và thời điểm đang xét; ρTP, ρ - mật độ thuốc phóng và mật độ sản phẩm cháy; x - tọa độ tiết diện rãnh liều nhiên liệu đang xét. 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: x ng ng 0 x tr tr 0 S (t,x) D (t,x)dx; S (t,x) D (t,x)dx.       (2.56) - Diện tích tiết diện tự do các rãnh:     2 2 2 ng BD ng tr trF (t,x) D D t,x 4; F (t,x) D t,x 4.       (2.57) - Đường kính các rãnh:         t ng ng ng 0 t tr tr tr 0 D t,x D 2 u t,x dt; D t,x D 2 u t,x dt.       (2.58) trong đó: DBD - đường kính mặt trong thành buồng đốt; Dng, Dtr - đường kính ngoài và trong tại thời điểm ban đầu của liều nhiên liệu. 53 2.3.4.2. Sự biến đổi áp suất dọc theo buồng đốt động cơ Khảo sát một phân tố thể tích của buồng đốt có chiều dài dx (hình 2.6). Ký hiệu khối lượng khí sinh ra sau 1 giây, trong một đơn vị chiều dài dx của liều nhiên liệu là ωx, [kg/ms]. Giả thiết tại thời điểm t diện tích thoát khí tự do của rãnh là bằng nhau trong khoảng chiều dài dx và sản phẩm cháy là hỗn hợp khí đồng nhất thỏa mãn định luật Bernoulli. Sau khoảng thời gian dt, lượng khí chảy qua tiết diện x trong các rãnh là Ftdρwdt, trong đó Ftd - diện tích tiết diện tự do của các rãnh ở tọa độ x; w - vận tốc dòng khí ở tọa độ x. Còn qua tiết diện x+dx, lượng khí sẽ là [19], [21]:  tdF w d w dt.     Hình 2.6. Sự biến đổi áp suất trong các rãnh liều nhiên liệu Khối lượng khí bổ sung vào rãnh từ bề mặt cháy ứng với chiều dài dx là hiệu lượng khí chảy ra từ tiết diện x+dx và lượng khí chảy vào qua tiết diện x:  td xF d w dt dxdt.   hay là x td dw wd dx. F      (2.59) Thay vào phương trình bảo toàn động lượng xét trong đoạn dx:    td tdd mw pF dt p dp F dt   . (2.60) hay tdmdw wdm F dpdt   . (2.61) Thay td xm F dx; dm dx.dt   vào (2.61) thu được: td x tdF dx dw w dx.dt F dp.dt     . (2.62) 54 Chia cả 2 vế của (2.62) cho Ftd dt, với dx w dt  , khi kết hợp với (2.59):  wdw w dw wd dp       . (2.63) Trong đoạn nhỏ dx giả thiết  = const nên d = 0, (2.63) trở thành: 2 wdw dp   . (2.64) Tích phân 2 vế của (2.64) trong đoạn dx thu được:        2 2w x dx w x p x p x dx p          . (2.65) Như vậy sự giảm áp suất dọc theo rãnh liều nhiên liệu tỉ lệ với hiệu bình phương vận tốc dòng khí. Tương tự trong toàn bộ chiều dài liều nhiên liệu LTP (hình 2.1), mối liên hệ giữa áp suất tại tiết diện đang xét p(x) với áp suất tại tiết diện cuối liều nhiên liệu (gần loa phụt) pc được biểu diễn như sau:     n 2 2 c i i 1 i i x p x p w w .      (2.66) ở đây wi - giá trị vận tốc dòng chảy trong rãnh tại tiết diện thứ i, được xác định từ (2.55); ρi - mật độ dòng SPC trong rãnh tại tiết diện thứ i, được xác định bằng phần mềm tính toán nhiệt khí động ASTRA [34]. Trong hệ (2.29) - (2.30), thông số p là giá trị áp suất tại vị trí cửa vào loa phụt ĐTR. Từ các biểu thức (2.49), (2.54), (2.66), áp suất tại tiết diện bất kỳ p(x) phụ thuộc vào áp suất tại vị trí cửa vào loa phụt p như sau:     n 2 2 i i 1 i CT td i x p x p w w .          (2.67) 2.3.5. Tốc độ sinh khí sản phẩm cháy của liều nhiên liệu Theo các phân tích và tính toán ở các phần trên thì khối lượng sản phẩm cháy sinh ra từ liều nhiên liệu sau một đơn vị thời gian bao gồm tổng khối lượng sản phẩm cháy đi ra từ rãnh trong và rãnh ngoài liều nhiên liệu, được xác định như sau: 55                   TP TPL t L t ng ng ng tr 0 0 tr tr T bd 1 TP m D t,x t,x p t,x dx D t,x t,x p t,x dx 1 T 20 u .                      (2.68) ở đây, εng và εtr - hệ số cháy xói mòn trong công thức tốc độ cháy thuốc phóng ở rãnh ngoài và rãnh trong liều nhiên liệu (theo (2.26)); png, ptr - áp suất cục bộ ở rãnh ngoài và rãnh trong tại tiết diện x ở thời điểm t. Lấy tích phân (2.68), sau mỗi bước thời gian ∆t chúng ta xác định được một giá trị m thông qua sự biến đổi của diện tích các bề mặt cháy, vận tốc cháy và áp suất khí tại các tọa độ dọc theo các rãnh liều nhiên liệu. Giá trị tốc độ sinh khí m được đưa vào bài toán thuật phóng trong (hệ phương trình (2.29) - (2.30)) để xác định các tham số làm việc đặc trưng: áp suất p(t+∆t) và nhiệt độ cháy trong buồng đốt T(t+∆t). Tóm lại, để xác định các tham số làm việc đặc trưng của động cơ tên lửa sử dụng liều nhiên liệu rắn hỗn hợp hình trụ bọc chống cháy 2 đáy, sử dụng hệ phương trình (2.29) với các biểu thức trong (2.30) được viết lại đầy đủ như sau: 56   2 2 2 w kh p 2 w kh T ASTRA v 22 2 ASTRA a v w kh a mt 1 a T ng ng TP ng tr ng 1 c k 1 1 K K ; 1 1 c k 1 k 1 0 K 1; 1 K 1; k 1 RT RT ; k 1 K k 1 2 RT K F pk 1 J 1 ; k k 1 1 k 1 K m S (t,x) u (t, x) w (t, x) ; w (t, x F (t, x)                                                                         tr tr TP tr x x ng ng tr tr 0 0 ng ng T bd 1 ng tr tr T bd 1 tr ng ng ng TP bd 1 ng S (t, x) u (t, x) ) ; F (t, x) S (t, x) D (t, x)dx; S (t, x) D (t, x)dx; u (t, x) t, x 1 T 20 u p t,x ; u (t, x) t, x 1 T 20 u p t,x ; (t, x)w (t, x) t, x f T u p t,x                                                   m 0,2 m 0,2tr tr tr TP bd 1 tr t t ng ng ng tr tr tr 0 0 n 2 2 ng ng ng ng i i 1 i CT td i x 0,0592 Re ; (t, x)w (t, x) t, x 0,0592 Re ; f T u p t,x D t,x D 2 u t,x dt; D t,x D 2 u t,x dt; p t, x p(t) w w ;                                                                           TP TP n 2 2 tr tr tr tr i i 1 i CT td i x L t L t ng ng ng tr 0 0 tr tr T bd 1 TP p t,x p(t) w w ; m D t,x t, x p t, x dx D t,x t, x p t, x dx 1 T 20 u .                                                                                  (2.69) 57 2.3.6. Xây dựng sơ đồ thuật toán Hình 2.7. Sơ đồ thuật toán xác định các tham số làm việc của ĐTRHH p < pa t = t + ∆t Sai KẾT THÚC Lưu kết quả, vẽ đồ thị Khảo sát mới Có Không Đúng Nhập số liệu đầu vào: Thành phần hóa học, mật độ, tốc độ cháy của thuốc phóng hỗn hợp; các kích thước liều phóng BẮT ĐẦU Xác định các hệ số Kw, KT và χT Nhập các tham số kết cấu buồng đốt cần khảo sát Xây dựng các điều kiện đầu vào; t=0: W=W0; T=Tm; p=pm Xác định các tổn thất áp suất δCT, δtd Xác định các thông số dòng SPC và kích thước liều nhiên liệu: wng(t,x); wtr(t,x); png(t,x); ptr(t,x); Dng(t,x); Dtr(t,x) Xác định tốc độ sinh khí SPC t t t TP TPm; m     t TP 0  Sai Giải (2.29)-(2.69) ở giai đoạn thuốc phóng cháy, xác định p(t), T(t), W(t) t = t + ∆t Đúng Giải (2.29)-(2.69) ở giai đoạn phụt khí tự do, xác định p(t), T(t) 58 Thứ tự các bước giải bài toán xác định các tham số làm việc của ĐTR sử dụng một thỏi thuốc hỗn hợp hình trụ bọc chống cháy 2 đáy được trình bày như trên hình 2.7. Hệ (2.29) - (2.69) được giải bằng phương pháp Runge- Kutta bậc 4 trong môi trường phần mềm Mathlab. Trong sơ đồ: t TP - khối lượng thuốc phóng chưa cháy tại thời điểm t; pa - áp suất tại tiết diện cửa ra loa phụt được xác định theo [18]: k 1 k a mt 2 p p k 1        , trong đó pmt là áp suất môi trường. 2.4. Kiểm tra độ tin cậy của mô hình lý thuyết khi áp dụng tính toán một số động cơ tên lửa điển hình Để kiểm tra tính đúng đắn của mô hình lý thuyết đã xây dựng mà đại diện là hệ phương trình vi phân (2.29) - (2.30), cần thiết áp dụng mô hình để tính toán kiểm chứng cho một số loại ĐTR điển hình. Vì hệ (2.29) - (2.30) có thể sử dụng tính toán cho cả hai đối tượng: ĐTR sử dụng nhiên liệu hỗn hợp ( 0; 1    ) và ĐTR sử dụng nhiên liệu balistic ( 0; 1    ) nên chúng ta sẽ tiến hành kiểm chứng mô hình với cả hai loại đối tượng này. 2.4.1. Tính toán xác định các tham số làm việc của động cơ tên lửa sử dụng nhiên liệu rắn hỗn hợp Đối tượng tính toán là động cơ hành trình 9M39.01 tên lửa Igla sử dụng liều nhiên liệu hỗn hợp 9X195. Do trong thành phần thuốc phóng HK-4 của liều nhiên liệu 9X195 có pha trộn bột kim loại nhôm nên trong thành phần sản phẩm cháy thuốc phóng sẽ xuất hiện pha ngưng tụ, trong đó chiếm tỷ trọng lớn nhất là Al2O3. Để xác định tỷ lệ khối lượng pha ngưng tụ ξ và một số tham số thuật phóng khác (mật độ SPC ρ, nhiệt độ cháy đẳng áp Tp, chỉ số đoạn nhiệt k...) tác giả sử dụng phần mềm tính toán nhiệt khí động ASTRA do Đại học Kỹ thuật tổng hợp Bauman (LB Nga) xây dựng [34]. Các dữ liệu đầu vào để tính toán được trình bày như trên bảng 2.1 và bảng 2.2. 59 Bảng 2.1. Thành phần cơ bản của nhiên liệu hỗn hợp HK-4 [6] TT Tên gọi Công thức hóa học Tỷ lệ % 1 Amoni peclorat mác D NH4ClO4 54,25 2 Bột nhôm mác ACD-4 Al 12 3 Hexogen mác A C3H6N6O6 20 4 Cao su CKH-10KTP (C4H5)93-(CH2-C(CH3)(COOH))6 10,2 5 Diocthyl xebatynat C8H17OOC(CH2)8COO-C8H17 1,9 6 Chì (II) ôxít PbO 0,25 7 1,1-Diethyl ferrosene C14H18Fe 1,3 Bảng 2.2. Các thông số đầu vào của động cơ 9M39.01 TT Tên gọi Ký hiệu ĐVT Giá trị Ghi chú 1 Buồng đốt động cơ - Thể tích tự do ban đầu của buồng đốt W0 m 3 250 x 10 -6 Theo [17] - Diện tích tiết diện tới hạn loa phụt Fth m 2 165 x 10 -6 - Tiêu chuẩn Nucent (vỏ động cơ có lớp bảo vệ nhiệt) ζT J m kg s K    167,5 Theo [23] 2 Nhiên liệu hỗn hợp HK-4 và liều nhiên liệu 9X195 Không dây bạc Có dây bạc Theo [5] - Mật độ thuốc phóng ρTP kg/m 3 1740 - Tốc độ cháy đơn vị u1 1,104.10 -3 5,689.10 -3 - Số mũ hàm tốc độ cháy υ 0,1708 0,1715 - Chỉ số đoạn nhiệt SPC k 1,2092 1,2140 ASTRA [34] - Nhiệt dung riêng đẳng áp cp J/(kg.K) 1950,2 1943,1 - Nhiệt dung riêng pha ngưng tụ (Al2O3) cT J/(kg.K) 837,36 - Hằng số khí (chỉ pha khí) R kJ/(kg.K) 419,67 425,25 - Nhiệt độ cháy đẳng áp Tp K 3614,5 3470,7 - Tỷ lệ khối lượng pha ngưng tụ trong SPC (Al2O3) ξ 0,1960 0,1947 - Hệ số dẫn nhiệt của bạc λb W/(m.K) 429 - Diện tích bề mặt cháy ban đầu S0 m 2 0,04181 [6] 60 Bảng 2.2. Các thông số đầu vào của động cơ 9M39.01 (tiếp theo) TT Tên gọi Ký hiệu ĐVT Giá trị Ghi chú Không dây bạc Có dây bạc - Nhiệt độ ban đầu của nhiên liệu Tbd K 293 - Hệ số không cân bằng động lực học Kw 0,9335 0,4184 Theo (2.48) - Hệ số không cân bằng nhiệt độ KT 0,9245 0,5042 - Hệ số đặc trưng tính chất hai pha SPC χT 1,2120 1,1521 Thỏi nhiên liệu sử dụng cho động cơ 9M39.01 có kích thước như trên hình 2.8. Hình 2.8. Thỏi nhiên liệu 9X195 của động cơ 9M39.01 Sử dụng phần mềm Matlab giải hệ (2.29) - (2.30) với bộ thông số đầu vào như trên. Kết quả tính toán thông số áp suất làm việc trong buồng đốt được đưa ra dưới dạng đồ thị như trên hình 2.9 và bằng số thể hiện trên bảng 2.3. Điều kiện tính toán và thực nghiệm được thực hiện ở cùng nhiệt độ 20oC. 61 Hình 2.9. Đồ thị tính toán áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ 9M39.01 Hình 2.10. Đồ thị đo đường đặc tuyến áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ 9M39.01 [6] Bảng 2.3. Kết quả tính toán lý thuyết và thực nghiệm động cơ 9M39.01 Kết quả Áp suất cực đại, MPa Áp suất trung bình giai đoạn 1, MPa Áp suất trung bình giai đoạn 2, MPa Thời gian làm việc giai đoạn 1, s Tổng thời gian làm việc của động cơ, s - Dòng thuần khí: 16,2696 13,7756 4,2695 1,8622 8,0157 Sai số, % 17,913 11,969 25,205 0,417 3,309 - Dòng 2 pha: 13,5196 11,7044 3,4364 1,8838 8,2810 Sai số, % 2,018 4,865 0,774 0,738 0,109 Thực nghiệm: 13,798 12,303 3,410 1,870 8,290 Đồ thị tính toán (hình 2.9) cho thấy tính chất hai pha của sản phẩm cháy ảnh hưởng lớn đến áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ. Khi bổ sung vào mô hình hệ (2.29) - (2.30) yếu tố hạt trong thành phần SPC sẽ gây ra tổn thất dòng hai pha làm áp suất trong buồng đốt giảm mạnh khi so sánh với trường hợp xem SPC của nhiên liệu hỗn hợp là thuần khí lý tưởng. Với hình dạng liều nhiên liệu hỗn hợp 9X195, yếu tố cháy xói mòn diễn ra chủ yếu ở giai đoạn 1 (giai đoạn tăng tốc) do hình thành các rãnh trong quá trình cháy. Đồ thị áp suất động cơ hành trình Igla 9M39.01 Sản phẩm cháy 2 pha Sản phẩm cháy thuần khí 62 Còn ở trong giai đoạn 2 (giai đoạn hành trình), liều nhiên liệu cháy gần giống liều cháy từ mặt đầu. Vì trong giai đoạn 2, liều nhiên liệu được gắn thêm 4 sợi dây bạc đường kính 0,15 mm [6] nên làm tăng tốc độ cháy cho thuốc phóng tuy nhiên lại làm tăng tổn thất do SPC của kim loại bạc có dạng hạt ngưng tụ. Từ bảng 2.2 thấy rằng, vận tốc và nhiệt độ của pha ngưng tụ trong loa phụt giảm mạnh khi áp suất làm việc của động cơ giảm. Trong giai đoạn tăng tốc của động cơ với áp suất làm việc trung bình xấp xỉ 12 MPa (bảng 2.3), vận tốc của dòng pha ngưng tụ bằng 93,35% vận tốc dòng khí và nhiệt độ của pha ngưng tụ bằng 92,45% nhiệt độ hãm của SPC trong buồng đốt. Còn ở giai đoạn hoạt động hành trình, áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ 9M39.01 giảm mạnh xuống khoảng 3 MPa, khi đó vận tốc dòng pha ngưng tụ chỉ bằng 41,84% vận tốc dòng khí và nhiệt độ của nó xấp xỉ 50% nhiệt độ hãm của SPC trong buồng đốt. Kết quả tính toán đối với dòng SPC hai pha là chính xác so với kết quả thực nghiệm ngày 21/08/2014 (hình 2.10) [6], có sai số không quá 5% (bảng 2.3). Như vậy, mô hình toán của luận án là phù hợp và đúng đắn khi áp dụng tính toán cho ĐTR sử dụng liều nhiên liệu hỗn hợp. 2.4.2. Tính toán xác định các tham số làm việc của động cơ tên lửa sử dụng thuốc phóng balistic Đối tượng tính toán là động cơ tầng 1 vũ khí FMV-B1 (A.E13CB.30) sử dụng liều nhiên liệu hình trụ được chế tạo từ thuốc phóng balistic RSI- 12M. Trong thành phần thuốc phóng balistic RSI-12M có pha trộn lượng nhỏ PbO (là không đáng kể so với tổng khối lượng liều nhiên liệu) nên có thể xem trong SPC thuốc phóng không xuất hiện pha ngưng tụ, do đó trong hệ (2.29) - (2.30) các hệ số được lấy như sau: 0; 1    . Các dữ liệu đầu vào để tính toán được trình bày như trên bảng 2.4 và bảng 2.5 [2]. 63 Bảng 2.4. Thành phần cơ bản của nhiên liệu RSI-12M TT Tên gọi Công thức hóa học Tỷ lệ % 1 Nitroxenlulo C22,74H29,33O36,08N8,57 55,37 2 Nitroglyxerin C3H5O9N3 27,3 3 Dinitrotoluen C7H6O4N2 9,93 4 Xentralit số 1 C15H16N2O 2,89 5 Vazơlin C20H42 1,15 6 Chì (II) ôxít PbO 1,17 7 Canxi cacbonat CaCO3 1,53 Bảng 2.5. Các thông số đầu vào của động cơ tầng 1 A.E13CB.30 TT Tên gọi Ký hiệu ĐVT Giá trị Ghi chú 1 Buồng đốt động cơ - Thể tích tự do ban đầu của buồng đốt W0 m 3 212,6x10-5 Theo [2] - Diện tích tiết diện tới hạn loa phụt Fth m 2 589,6x10-6 - Đường kính tiết diện tới hạn loa phụt Dth m 13,7x10 -3 - Số lượng loa phụt nlp 4 - Tiêu chuẩn Nucent (với vỏ kim loại) ζT J m kg s K    418,68 Theo [23] 2 Nhiên liệu RSI-12M - Mật độ thuốc phóng ρTP kg/m 3 1604 Theo [2] - Tốc độ cháy đơn vị u1 4,1367.10 -5 - Số mũ hàm tốc độ cháy υ 0,3456 - Chỉ số đoạn nhiệt SPC k 1,25 ASTR A [34] - Nhiệt dung riêng đẳng áp SPC cp J/(kg.K) 1770,95 - Hằng số khí R kJ/(kg.K) 358,73 - Nhiệt độ cháy đẳng áp Tp K 2223 3 Liều nhiên liệu - Đường kính ngoài Dng m 0,104 Theo [2] - Đường kính trong Dtr m 0,018 - Chiều dài LTP m 0,460 - Diện tích bề mặt cháy ban đầu S0 m 2 0,185 - Nhiệt độ ban đầu của nhiên liệu Tbd K 293 64 Sử dụng phần mềm Matlab giải hệ (2.29) - (2.30) với bộ thông số đầu vào như trên. Kết quả tính toán thông số áp suất làm việc trông buồng đốt được đưa ra dưới dạng đồ thị như trên hình 2.11 và bằng số thể hiện trên bảng 2.6. Điều kiện tính toán và thực nghiệm được thực hiện ở cùng nhiệt độ 20oC. Biểu đồ tính toán (hình 2.11) cho thấy yếu tố cháy xói mòn có ảnh hưởng đến áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ. Hiện tượng cháy xói mòn diễn ra ngay sau khi liều nhiên liệu bùng cháy làm tăng áp suất làm việc trong buồng đốt và do đó làm giảm thời gian cháy nhiên liệu. Kết quả tính toán đối với ĐTR chịu ảnh hưởng của yếu tố cháy xói mòn là chính xác so với kết quả thực nghiệm ngày 17/10/2012 (hình 2.12) [2] và có sai số thấp: đặc biệt với giá trị áp suất trung bình và thời gian cháy - sai số không quá 2% (bảng 2.6). Hình 2.11. Đồ thị tính toán áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ tầng 1 A.E13CB.30 Hình 2.12. Đồ thị đo đường đặc tuyến áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ tầng 1 A.E13CB.30 [2] Bảng 2.6. Kết quả tính toán lý thuyết và thực nghiệm động cơ tầng 1 A.E13CB.30 Kết quả Áp suất cực đại, MPa Áp suất trung bình, MPa Thời gian làm việc, s - không xói mòn 6,782 5,735 2,395 Sai số, % 7,032 11,972 5,973 - có xói mòn 7,839 6,592 2,255 Sai số, % 7,457 1,182 0,221 Thực nghiệm: 7,295 6,515 2,260 Đồ thị áp suất p(t) - FMV-B1 tầng 1 Cháy có xói mòn Cháy không xói mòn 65 Biểu đồ tính toán (hình 2.11) cho thấy yếu tố cháy xói mòn có ảnh hưởng đến áp suất làm việc trong buồng đốt động cơ. Hiện tượng cháy xói mòn diễn ra ngay sau khi liều nhiên liệu bùng cháy làm tăng áp suất làm việc trong buồng đốt và do đó làm giảm thời gian cháy nhiên liệu. Kết quả tính toán đối với ĐTR chịu ảnh hưởng của yếu tố cháy xói mòn phù hợp với kết quả thực nghiệm ngày 17/10/2012 (hình 2.12) [2], đặc biệt với giá trị áp suất trung bình và thời gian cháy - sai số không quá 2% (bảng 2.6). Như vậy, mô hình toán của luận án là phù hợp và đúng đắn khi áp dụng tính toán cho ĐTR sử dụng liều nhiên liệu balistic. 2.5. Kết luận chƣơng 2 1. Mô hình lý thuyết xác định các tham số làm việc đặc trưng của động cơ tên lửa nhiên liệu rắn hỗn hợp được xây dựng trên cơ sở các định luật bảo toàn khối lượng, động lượng và năng lượng. Đóng góp mới của mô hình là có tính đến ảnh hưởng của pha ngưng tụ xuất hiện trong thành phần sản phẩm cháy, được đặc trưng bởi các hệ số không cân bằng nhiệt động học Kw, KT, hệ số χT. Ngoài ra, quá trình biến đổi áp suất, vận tốc... của dòng SPC trong các rãnh liều nhiên liệu và tốc độ cháy nhiên liệu có ảnh hưởng của yếu tố cháy xói mòn cũng được nghiên cứu trong mô hình. Mô hình này có tính tổng quát đối với chủng loại thuốc phóng khi có thể áp dụng tính toán đối với ĐTR sử dụng nhiên liệu hỗn hợp và ĐTR sử dụng nhiên liệu balistic. 2. Đặc trưng của ĐTR sử dụng nhiên liệu rắn hỗn hợp là trong thành phần SPC có xuất hiện pha ngưng tụ là ôxít của kim loại được pha trộn. Vận tốc và nhiệt độ của pha ngưng tụ và pha thuần khí có độ chênh lệch lớn đặc biệt là trong loa phụt, do đó gây ra tổn thất dòng hai pha trong loa phụt. Sự không cân bằng về nhiệt độ và vận tốc giữa các pha làm thay đổi các đặc trưng làm việc của nhiên liệu và động cơ so với trường hợp xem SPC là thuần khí, như: lực thuốc phóng, xung lượng riêng ... 3. Hệ phương trình tổng quát (2.29)-(2.30) hay hệ phương trình cho ĐTR sử dụng liều nhiên nhiên liệu rắn hỗn hợp hình trụ bọc chống cháy 2 đáy (2.29)-(2.69) là các hệ phương trình vi phân bậc nhất có thể giải bằng các 66 phương pháp thông thường (phương pháp Runge-Kutta) trên máy tính điện tử. Mô hình lý thuyết của luận án là đúng đắn và phù hợp khi áp dụng tính toán các ĐTR sử dụng nhiên liệu rắn hỗn hợp và thuốc phóng balistic. Trên cơ sở kết quả kiểm tra độ tin cậy của mô hình lý thuyết khi áp dụng tính toán một số động cơ tên lửa điển hình, cần tiến hành các bước khảo sát và thực nghiệm trên động cơ mẫu để khảo sát tổng hợp ảnh hưởng các yếu tố lên các tham số làm việc của ĐTR như: tính chất hai pha của SPC, yếu tố cháy xói mòn của liều nhiên liệu... 67 Chƣơng 3. KHẢO SÁT ẢNH HƢỞNG CỦA MỘT SỐ THAM SỐ BUỒNG ĐỐT ĐẾN CÁC THAM SỐ LÀM VIỆC ĐẶC TRƢNG CỦA ĐỘNG CƠ 3.1. Đặt vấn đề Trong chương 2 đã xây dựng mô hình tính toán xác định các tham số làm việc của ĐTR cũng như đã xây dựng thuật toán để giải mô hình này. Sự đúng đắn của mô hình đã được kiểm chứng khi áp dụng tính toán cho các ĐTR điển hình sử dụng hai loại nhiên liệu rắn là nhiên liệu hỗn hợp và nhiên liệu balistic. Với hình dạng liều nhiên liệu hỗn hợp 9X195, quá trình cháy thuốc phóng phụ thuộc chủ yếu vào tính chất hai pha của SPC, còn với liều nhiên liệu balistic của động cơ tầng 1 vũ khí FMV-B1 (A.E13CB.30) thì quá trình cháy phụ thuộc chủ yếu vào yếu tố cháy xói mòn. Để đánh giá tổng hợp sự ảnh hưởng của các yếu tố này, tác giả xây dựng mô hình ĐTR sử dụng liều nhiên liệu hỗn hợp có cấu trúc rãnh với các kích thước cho trước (hình 31), đồng thời tiến hành khảo sát ảnh hưởng của một số yếu tố chủ yếu đến áp suất làm việc của ĐTR. Theo kết luận chương 1 với mô hình ĐTRHH này, các tham số buồng đốt cần khảo sát bao gồm: - Ảnh hưởng của tính chất hai pha sản phẩm cháy nhiên liệu hỗn hợp; - Ảnh hưởng của đường kính buồng đốt; - Ảnh hưởng của diện tích thoát khí đĩa chắn thuốc và ống lót trong không gian trước loa phụt động cơ. 3.2. Xây dựng các điều kiện đầu vào Lựa chọn mô hình buồng đốt ĐTR sử dụng một thỏi thuốc hỗn hợp hình trụ bọc chống cháy 2 đáy được biểu diễn như trên hình 2.1 (mục 2.3.1). Liều nhiên liệu hỗn hợp có cấu tạo như hình 3.1. 68 Hình 3.1. Liều nhiên liệu hỗn hợp 1. Thuốc phóng; 2. Lớp bọc chống cháy Các dữ liệu đầu của liều nhiên liệu và buồng đốt động cơ như sau [12]: Bảng 3.1. Thành phần cơ bản của nhiên liệu hỗn hợp SD-17/18M (nhiên liệu X35E) TT Tên gọi Công thức hóa học Tỷ lệ % 1 Amoni peclorat NH4ClO4 66,8 2 Bột nhôm Al 16,8 3 Cao su CKH-10KTP C70.2365H102.1198N2.3680O1.2685 9,3 4 1,1-Diethyl ferrosene C14H18Fe 6,1 5 Phụ gia 1 Bảng 3.2. Các thông số đầu vào của động cơ mẫu TT Tên gọi Ký hiệu ĐVT Giá trị Ghi chú 1 Buồng đốt động cơ - Thể tích tự do ban đầu của buồng đốt W0 m 3 217,5x10 -6 Theo [12] - Đường kính lỗ đĩa chắn thuốc dct m 0,015 - Đường kính giữa đĩa CT Dct m 0,026 - Đường kính trong ống lót sau đĩa CT Dtd m 0,040 - Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt của các kết cấu kim loại SVo m 2 0,028 - Tiêu chuẩn Nusselt (với vỏ kim loại) ζT J.m/(kg.s.K) 418,68 Theo [23] 150 Ø 1 0 2 1 Ø 3 3 69 Bảng 3.2. Các thông số đầu vào của động cơ mẫu (tiếp theo) TT Tên gọi Ký hiệu ĐVT Giá trị Ghi chú 2 Nhiên liệu hỗn hợp SD-17/18M - Mật độ thuốc phóng ρTP kg/m 3 1765 Theo [12] - Tốc độ cháy đơn vị u1 1,044201.10 -3 - Số mũ hàm tốc độ cháy υ 0,227264 - Nhiệt dung riêng pha ngưng tụ (Al2O3) cT J/(kg.K) 837,36 3 Liều nhiên liệu - Đường kính ngoài Dng m 0,033 Theo [12] - Đường kính trong Dtr m 0,010 - Chiều dài LTP m 0,150 - Diện tích bề mặt cháy ban đầu S0 m 2 0,0203 - Tọa độ mặt đáy trước của liều nhiên liệu xo m 0,018 - Nhiệt độ ban đầu của liều nhiên liệu Tbd K 293 - Dải hệ số không cân bằng động lực học Kw 0 ÷ 1 Theo (2.24) - Dải hệ số không cân bằng nhiệt độ KT 0,68 ÷ 1 3.2.1. Xác định điều kiện ban đầu Giá trị áp suất, nhiệt độ ban đầu tại các điểm chia được lấy là như nhau và bằng giá trị áp suất mồi pm, nhiệt độ bùng cháy thuốc phóng Tm, vận tốc ban đầu của dòng