Nghiên cứu xây dựng mô hình toán mô tả quá trình làm việc của buồng đốt thứ hai động cơ kéo vũ khí FMV-B1

Cơ học & Điều khiển thiết bị bay<br /> <br /> NGHIÊN CỨU XÂY DỰNG MÔ HÌNH TOÁN MÔ TẢ<br /> QUÁ TRÌNH LÀM VIỆC CỦA BUỒNG ĐỐT THỨ HAI<br /> ĐỘNG CƠ KÉO VŨ KHÍ FMV-B1<br /> <br /> Bùi Đình Tân*, Phạm Thanh Hải, Đinh Văn Minh<br /> Tóm tắt: Vũ khí FMV-B1 sử dụng động cơ hai buồng đốt làm việc nối tiếp nhằm<br /> tạo ra các chế độ lực đẩy hợp lý cho động cơ. Buồng đốt thứ hai bắt đầu làm việc<br /> khi buồng đốt thứ nhất ở cuối giai đoạn làm việc. Trong giai đoạn này, một lượng<br /> khí nhất định từ buồng đốt thứ nhất tràn sang buồng đốt thứ hai làm thay đổi đặc<br /> trưng làm việc của buồng đốt thứ hai. Bài báo tập trung nghiên cứu xây dựng mô<br /> hình toán mô tả quá trình làm việc của buồng đốt thứ hai của động cơ kéo vũ khí<br /> FMV-B1 khi kể đến lượng khí bổ sung này làm cơ sở cho việc lựa chọn khối lượng<br /> mồi phù hợp.<br /> Từ khóa: Động cơ tên lửa, Vũ khí, FMV-B1.<br /> <br /> 1. ĐẶT VẤN ĐỀ<br /> Động cơ kéo của vũ khí FMV-B1 [1] sử dụng kiểu kết cấu động cơ hai buồng đốt<br /> làm việc nối tiếp (ĐTR2B) có mô hình kết cấu như trên hình 1[5]. Khi buồng đốt thứ<br /> nhất ở cuối giai đoạn làm việc, một<br /> phần sản phẩm cháy (SPC) của<br /> buồng đốt này tràn sang buồng đốt<br /> thứ hai nhằm đốt cháy liều mồi và<br /> mồi cháy liều nhiên liệu.<br /> Từ các nghiên cứu về quá trình Hình 1. Mô hình kết cấu động cơ.<br /> mồi cháy trong buồng đốt động cơ<br /> 1. Loa phụt 1; 2. Buồng đốt thứ nhất; 3. Liều nhiên liệu<br /> [2] có thể khẳng định khối lượng 1; 4. Mồi 1; 5. Lỗ trích khí; 6. Liều giữ chậm;<br /> khí bổ sung này tuy không lớn, 7. Van một chiều; 8. Mồi 2; 9. Liều nhiên liệu 2;<br /> nhưng có tác động không nhỏ đến 10. Buồng đốt thứ hai; 11. Loa phụt 2.<br /> quá trình mồi cháy ổn định của<br /> buồng đốt thứ hai. Trong những điều kiện nhất định, nếu bỏ qua ảnh hưởng của<br /> lượng khí bổ sung trong khi vẫn giữ nguyên khối lượng mồi có thể làm tăng áp<br /> suất đột ngột giai đoạn mồi lên đến giá trị gây nguy hiểm cho kết cấu động cơ.<br /> Phương pháp mồi cháy bằng dòng trích khí đã được ứng dụng thành công cho<br /> động cơ kéo vũ khí FMV-B1, nhưng báo cáo [1] chưa đề cập nhiều đến vấn đề này.<br /> Để có thể ứng dụng và phát triển phương pháp mồi cháy này cho các kết cấu<br /> ĐTR2B cần phải có những nghiên cứu sâu hơn về quá trình mồi cháy khi kể đến<br /> tác động của lượng khí bổ sung. Từ kết quả nghiên cứu đó cho phép xác định khối<br /> lượng mồi phù hợp của buồng đốt thứ hai của động cơ kéo vũ khí FMV-B1.<br /> 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT VÀ XÂY DỰNG MÔ HÌNH TOÁN<br /> 2.1. Kết cấu cụm giữ chậm và nguyên lý làm việc của buồng đốt thứ hai<br /> 2.1.1. Kết cấu cụm giữ chậm<br /> Các thành phần cơ bản của cụm giữ chậm (chi tiết 5, 6, 7- hình 1) được mô tả<br /> chi tiết hơn trên hình 2: liều giữ chậm (2) là liều nhiên liệu có cùng bản chất với<br /> <br /> <br /> 224 B. Đ. Tân, P. T. Hải, Đ. V. Minh, “Nghiên cứu xây dựng… vũ khí FMV-B1.”<br /> Nghiên cứu khoa học công nghệ<br /> <br /> nhiên liệu tầng thứ nhất; lỗ trích khí (1) nằm trên tấm chắn sau ngăn cách giữa cụm<br /> giữ chậm và buồng đốt tầng thứ nhất; lỗ phụt khí (3) có đường kính dv cho phép<br /> khí thuốc (SPC) phụt qua để mồi cháy cụm mồi của buồng đốt thứ hai; van một<br /> chiều (4) chỉ cho phép sản phẩm cháy một chiều từ buồng đốt thứ nhất sang buồng<br /> đốt thứ hai; van được định hướng chuyển động bới lỗ côn và bị chặn bởi tấm chặn<br /> (5). Tấm chặn (5) còn có hệ thống lỗ thoát khí cho phép dòng khí chảy qua.<br /> 2.1.2. Quá trình mồi cháy và làm việc của buồng đốt thứ hai<br /> Cuối giai đoạn làm việc của buồng đốt<br /> thứ nhất, bề dày cháy của liều giữ chậm<br /> chỉ còn một lớp mỏng dễ dàng bị đánh<br /> thủng do sự chênh lệch áp suất giữa hai<br /> buồng đốt. Một phần sản phẩm cháy từ<br /> buồng đốt thứ nhất chảy qua van một<br /> chiều sang buồng đốt thứ hai.<br /> Dòng sản phẩm cháy (SPC) có nhiệt<br /> độ cao nhanh chóng bắt cháy liều mồi,<br /> Hình 2. Mô hình kết cấu cụm giữ chậm.<br /> tiếp theo mồi cháy liều nhiên liệu làm 1. Lỗ trích khí; 2. Liều giữ chậm; 3. Lỗ phụt khí;<br /> tăng nhanh áp suất trong buồng đốt thứ 4. Van một chiều; 5. Tấm lọc chắn van.<br /> hai. Khi áp suất trong buồng đốt thứ hai<br /> tăng cao hơn áp suất buồng đốt thứ nhất, van một chiều bị khóa kín. Trong buồng<br /> đốt thứ hai tiếp tục các quá trình tăng áp, quá trình làm việc ổn định và quá trình xả<br /> khí tương tự như các quá trình diễn ra trong buồng đốt động cơ nhiên liệu rắn<br /> thông thường.<br /> 2.2. Hệ phương trình mô tả quá trình làm việc của buồng đốt thứ hai<br /> 2.2.1. Các quan niệm và giả thiết cơ bản<br /> - Coi dòng SPC từ buồng đốt thứ nhất sang buồng đốt thứ hai là dòng đọan<br /> nhiệt, một chiều, ổn định.<br /> - Bỏ qua lượng tiêu hao sản phẩm cháy trong buồng đốt thứ nhất do phụt khí<br /> sang buồng đốt thứ hai. Cả hai buồng đốt sử dụng cùng chủng loại nhiên liệu.<br /> - Giả thiết về quy luật cháy của thuốc phóng, thuốc mồi và các giả thiết khác<br /> tương tự như khi xây dựng hệ phương trình quá trình làm việc của động cơ tên lửa<br /> nhiên liệu rắn [2], [4], [6].<br /> 2.2.2. Dòng chảy qua van một chiều<br /> Quá trình chuyển động của dòng khí qua van một chiều có thể mô tả như trên<br /> hình 3. Mô hình được mô tả như sau: tại một thời điểm t sản phẩm cháy chuyển<br /> động từ buồng đốt thứ nhất (có các thông số trạng thái áp suất p1, mật độ ρ1, nhiệt<br /> độ T1, thể tích riêng v1) sang buồng đốt thứ hai (có các thông số tương ứng p2, ρ2,<br /> T2, v2). Dòng chảy qua van có diện tích tiết diện Fv, đạt tốc độ wv và lưu lượng của<br /> dòng khí là m v. Van (pv, ρv, Tv, vv, wv)<br /> Với giả thiết coi quá trình<br /> Buồng đốt thứ hai Buồng đốt thứ nhất<br /> chuyển động của SPC qua<br /> van là quá trình đoạn nhiệt,<br /> p2, ρ2, T2, v2 p1, ρ1, T1, v1<br /> một chiều, ổn định, khi này<br /> Hình 3. Mô hình tính toán dòng chảy khí qua van.<br /> <br /> Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số Đặc san Tên lửa, 09 - 2016 225<br />  Cơ học & Điều khiển thiết bị bay<br /> <br /> các thông số dòng thỏa mãn các phương trình sau:<br /> - phương trình trạng thái: pv  RT . (1)<br /> - phương trình đoạn nhiệt: p.v k  const . (2)<br />  w2  w.dw<br /> - phương trình Becnuli: d    vdp hay dp   . (3)<br />  2  v<br /> - phương trình liên tục: m   wF . (4)<br /> 1<br /> <br /> Tại một vị trí của dòng, phương trình (2) có dạng: v  v1 p1 p .   k<br /> (5)<br /> 1<br />  w2  dp<br /> Thay vào phương trình Becnuli (3): d     vdp   v p k<br /> 1 1 . 1 .<br /> . (6)<br />  2  pk<br /> Ở phần đầu buồng đốt thứ nhất, dòng khí có tốc độ rất nhỏ, có thể coi là dòng<br /> khí tĩnh. Tích phân hai vế của phương trình (6), trong đó tốc độ w thay đổi từ 0 tới<br /> wv, áp suất thay đổi từ p1 tới pv nhận được:<br /> k 1 k 1<br />    <br /> 2k  p  k 2k  p  k<br /> wv  p1v1 1  v    RT 1  v   . (7)<br /> k 1  p1   k 1   p1  <br />     <br /> 1<br /> Với lưu ý  v  , lưu lượng phụt khí qua van được xác định từ phương trình<br /> vv<br /> F<br /> liên tục (4) diện tích tiết diện ngang của van Fv có dạng: m v   v .wv .Fv  v .wv . (8)<br /> vv<br /> k 1<br />  <br /> 2k p1v1   pv  k <br /> Thay (7) vào (8) ta có: m v  Fv 1    . (9)<br /> k  1 vv 2   p1  <br />  <br /> Xét dòng khí có độ chênh áp suất p1- p2 qua tiết diện nhỏ nhất Fv. Do<br /> 2 2 k 1<br /> 2  <br /> p1v1 p1  v1  p1  p2  k 2k p1  p2  k  p2  k <br />       nên m v  Fv     (10)<br /> v22 v1  v2  v1  p1  k  1 v1  p1   p1  <br />  <br /> 2 k 1<br />  <br /> p1 2k  p2  k  p2  k <br /> Thay (1) vào (10) nhận được: m v  Fv <br />     (11)<br /> RT k  1  p1   p1  <br />  <br /> Tốc độ dòng đạt giá trị vượt âm khi độ chênh áp suất hai buồng đốt vượt qua giá<br /> k<br /> p  k  1  k 1<br /> trị tới hạn 1   [4], [6]. (12)<br /> p2  2 <br /> Thay (12) vào (11), biến đổi nhận được biểu thức lưu lượng phụt khí cho dòng<br /> có độ chênh áp lớn:<br /> 1 1<br /> p F  2  k 1 2.k pF  2  k 1 2.k<br /> m v  1 v    1 v K0 (k ) , với K0 (k )    (13)<br /> RT  k  1  k 1 RT  k 1  k 1<br /> <br /> <br /> 226 B. Đ. Tân, P. T. Hải, Đ. V. Minh, “Nghiên cứu xây dựng… vũ khí FMV-B1.”<br /> Nghiên cứu khoa học công nghệ<br /> <br /> Như vậy, biểu thức lưu lượng phụt khí qua van giữa hai buồng đốt, phụ thuộc<br /> vào sự chênh lệch áp suất giữa hai buồng đốt có dạng sau:<br /> k<br /> 3 K 0  k  p1 Fv p  k  1  k 1<br /> khi 1   <br /> RT p2  2 <br /> 2 k 1<br />   k<br /> 2k  p2  k  p2  k  p1 p1  k  1  k 1<br /> m v  3 Fv     khi 1    , (14)<br /> k  1  p1   p1   RT p2  2 <br />  <br /> p1<br /> 0 khi 1<br /> p2<br /> <br /> trong đó 3 là tổn thất lưu lượng dòng khí qua van.<br /> 2.2.3. Hệ phương trình<br /> Theo định luật bảo toàn khối lượng, tại thời điểm t của quá trình làm việc trong<br /> buồng đốt thứ hai, biến đổi khối lượng sản phẩm cháy trong buồng đốt là:<br /> dm<br />  m v  m m  m   m  , (15)<br /> dt<br /> trong đó: m- khối lượng SPC trong buồng đốt tại thời điểm đang xét;<br /> m v , m m , m  , m  - lần lượt là lưu lượng phụt khí qua van, lưu lượng sinh khí của<br /> thuốc mồi, lưu lượng sinh khí của nhiên liệu và lưu lượng phụt khí qua loa phụt.<br /> Mặt khác, từ định luật bảo toàn năng lượng, ta có phương trình cân bằng các<br /> biến đổi năng lượng của sản phẩm cháy trong khoảng thời gian vô cùng bé dt:<br /> dQ = dU + dQf + dQ*, (16)<br /> trong đó: dQ - phần năng lượng bổ sung vào khối lượng sản phẩm cháy trong<br /> buồng đốt; dU - biến đổi nội năng của khối lượng SPC trong buồng đốt; dQf - phần<br /> năng lượng theo sản phẩm cháy thoát ra ngoài qua loa phụt; dQ* - tổn hao nhiệt do<br /> truyền nhiệt từ sản phẩm cháy vào vỏ động cơ và nung nóng bề mặt liều nhiên liệu.<br /> Với lưu ý:<br /> dQ<br />  Qm .m m  Qe .(m   m v ) (17)<br /> dt<br /> dU d d dm<br />  (m.CvT )  m  (18)<br /> dt dt dt dt<br /> dQ f<br />  (CvT  pV )m   (Cv  R)TG  k m  (19)<br /> dt<br /> dQ*<br />   1 Sch T  Ts    2 FK (T  TK ) (20)<br /> dt<br /> trong đó: Qm, Qe - tương ứng với nhiệt lượng của thuốc mồi và nhiên liệu. α1, α2-<br /> lần lượt là hệ số trao đổi nhiệt giữa sản phẩm cháy với bề mặt liều nhiên liệu và vỏ<br /> động cơ; Sch, FK- lần lượt là diện tích bề mặt cháy và diện tích mặt trong buồng<br /> đốt; R,Cv, k, T, p- lần lượt là hằng số khí, nhiệt dung riêng đẳng tích, chỉ số mũ<br /> đoạn nhiệt, nhiệt độ và áp suất của sản phẩm cháy; ε được xác định từ biểu thức<br />   C V T , trong đó: Cv  R / (k  1) ; V- thể tích trống của buồng đốt.<br /> <br /> <br /> Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số Đặc san Tên lửa, 09 - 2016 227<br />  Cơ học & Điều khiển thiết bị bay<br /> <br /> Thay (17)÷ (20) vào (15) và (16), kết hợp với phương trình trao đổi nhiệt, các<br /> phương trình biến thiên bề dày cháy của nhiên liệu và thuốc mồi [2], [3], xây dựng<br /> được hệ phương trình mô tả toàn bộ quá trình làm việc của buồng đốt thứ hai:<br />  dp 1  dV <br />  dt  V (k  1)Q  p dt <br />   <br />  d  (k  1).<br />  dt  pV Q   (m m  m   m v  m  ) <br /> <br />  dV m m m  de  dem m<br />  dt     ; dt  u1 . p ; dt  um  u1m p<br />  m T<br /> <br />  dTk K p  (19)<br />   . T  Tk   2 k Tk  T0 <br />  dt  k  k Ck   k  k Ck<br />  dZ 2 1 2 2<br />  <br />  dt Ce . e .e<br />  T  T0  Z<br />  dQ<br />  *   1 Sch T  Ts    2 FK (T  TK )<br />  dt<br />  dQ<br /> Q  Qm m m  Qe  m   m v   k m   *<br />  dt<br /> trong đó: - Z là hàm xác định nhiệt độ bề mặt liều nhiên liệu Ts [3]: TS  T0  Z .<br /> Quá trình gia tăng nhiệt độ bề mặt liều nhiên liệu khi nhiệt độ liều nhiên liệu nhỏ<br /> hơn nhiệt độ bùng cháy T’s. T’s xác định từ điều kiện cân bằng nhiệt:<br /> Ce eu1 p Z  1 (T  Z  T0 ) . (20)<br /> - u, um: tốc độ cháy của nhiên liệu và tốc độ cháy của thuốc mồi,<br /> de de<br /> u  u1 p , um  m  u1m p m (21)<br /> dt dt<br /> - k ,  k , Ck ,  k : lần lượt là hệ số dẫn nhiệt, mật độ, nhiệt dung riêng của vật<br /> liệu buồng đốt và bề dày thành buồng đốt.<br /> - e ,  e , Ce : lần lượt là hệ số dẫn nhiệt, mật độ và nhiệt dung riêng của nhiên<br /> liệu.<br /> - α1, α2 : hệ số trao đổi nhiệt giữa sản phẩm cháy với bề mặt liều nhiên liệu<br /> và thành buồng đốt được tính toán theo [3].<br /> Điều kiện ban đầu đối với hệ, khi t=0: p = p0; =0=CVT0; V=V0; em=0;<br /> e=0; Q* =0; Z=0; 0=0; TC=T0; TK=T0.<br /> 3. MÔ PHỎNG, TÍNH TOÁN VÀ THỰC NGHIỆM<br /> 3.1. Số liệu đầu vào và kết quả tính toán<br /> Đặt các tham số đầu vào tính toán là các thông số kết cấu động cơ kéo vũ khí<br /> FMV-B1 [1]. Lấy đồ thị tính toán áp suất làm việc của buồng thứ nhất từ tài liệu<br /> [1], [5] (hình 4) đưa vào mô hình tính toán. Tính toán áp suất buồng đốt thứ hai khi<br /> cho buồng đốt này làm việc độc lập với khối lượng mồi 25g thu được đồ thị như<br /> trên hình 5 với áp suất lớn nhất pmax = 88,8.105 Pa.<br /> <br /> <br /> <br /> 228 B. Đ. Tân, P. T. Hải, Đ. V. Minh, “Nghiên cứu xây dựng… vũ khí FMV-B1.”<br /> Nghiên cứu khoa học công nghệ<br /> 6 6 DO THI AP SUAT BUONG DOT THU HAI<br /> x 10 DO THI AP SUAT BUONG DOT THU NHAT x 10<br /> 8 9<br /> <br /> <br /> 7 8<br /> <br /> 7<br /> 6<br /> <br /> 6<br /> 5<br /> Ap suat [Pa]<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Ap suat [Pa]<br /> 5<br /> 4<br /> 4<br /> 3<br /> 3<br /> <br /> 2<br /> 2<br /> <br /> 1 1<br /> <br /> 0 0<br /> 0 0.5 1 1.5 2 2.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5<br /> Thoi gian [s] Thoi gian [s]<br /> <br /> <br /> <br /> Hình 4. Đồ thị áp suất buồng đốt thứ nhất. Hình 5. Đồ thị áp suất buồng đốt thứ<br /> hai khi bỏ qua tác động của dòng phụt.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 6. Đồ thị áp suất buồng đốt thứ hai Hình 7. Đồ thị áp suất<br /> (giai đoạn đầu) khi tính đến tác động của thực nghiệm.<br /> dòng phụt.<br /> Đưa vào mô hình tính toán các tham số làm việc của buồng đốt thứ hai khi kể<br /> đến tác động của dòng sản phẩm cháy từ buồng đốt thứ nhất với khối lượng mồi<br /> 25g được mô tả trên hình 6 (đường liền). Từ đồ thị cho thấy áp suất lớn nhất trong<br /> buồng đốt vượt lên đến pmax = 102,6.105 Pa.<br /> Vẫn trên mô hình tính toán đó, giảm khối lượng mồi buồng đốt thứ hai xuống<br /> còn 23 g thu được đồ thị áp suất mô tả trên hình 6 (đường đứt) và áp suất lớn nhất<br /> pmax = 85,2.105 Pa.<br /> 3.2. Kết quả thực nghiệm và đánh giá<br /> Đồ thị thực nghiệm đo áp suất trong buồng đốt thứ hai [1] được mô tả trên hình<br /> 7, áp suất lớn nhất thực nghiệm đo được pmax = 84,76.105 Pa. Kết quả thực nghiệm<br /> cho thấy, đồ thị áp suất thực nghiệm gần với đồ thị tính toán áp suất của buồng đốt<br /> thứ hai trong hai trường hợp:<br /> + khi buồng đốt thứ hai làm việc độc lập với khối lượng mồi 25 g;<br /> + khi xét tới tác động của buồng đốt thứ nhất đồng thời giảm khối lượng mồi còn 23 g.<br /> Như vậy, trong thực tế khi hai buồng đốt làm việc nối tiếp có thể giảm khối<br /> lượng mồi buồng đốt thứ hai nhằm tránh tăng áp suất đột ngột quá lớn trong giai<br /> đoạn khởi động buồng đốt thứ hai.<br /> 4. KẾT LUẬN<br /> Từ các phân tích kết cấu cụm giữ chậm và xác định nguyên lý làm việc của<br /> buồng đốt thứ hai, bài báo đã tiến hành xây dựng hệ phương trình mô tả các quá<br /> <br /> <br /> Tạp chí Nghiên cứu KH&CN quân sự, Số Đặc san Tên lửa, 09 - 2016 229<br />  Cơ học & Điều khiển thiết bị bay<br /> <br /> trình diễn ra trong buồng đốt động cơ khi tính tới lượng khí bổ sung của buồng đốt<br /> thứ nhất chảy sang qua van một chiều. Kết quả tính toán khi xét tới lượng khí bổ<br /> sung khá phù hợp với kết quả thực nghiệm đo áp suất thứ hai động cơ kéo vũ khí<br /> FMV-B1.<br /> Bài báo đã nêu ra phương pháp xây dựng mô hình tính toán các tham số làm<br /> việc của động cơ khi bổ sung khí. Mô hình này có thể sử dụng cho mô hình động<br /> cơ trích khí khi thay đổi dấu của lưu lượng phụt khí m v . Mô hình này có thể sử<br /> dụng làm cơ sở tính toán xác định quá trình làm việc tổng thể của động cơ hai<br /> buồng đốt làm việc nối tiếp.<br /> TÀI LIỆU THAM KHẢO<br /> [1]. Trịnh Hồng Anh (2014), “Nghiên cứu thiết kế, chế tạo vũ khí phá vật cản mở<br /> cửa mở cho bộ binh FMV-B1”, Báo cáo kết quả đề tài, Viện KHCNQS.<br /> [2]. Hà Đình Dương (2000), “Ảnh hưởng của cấu trúc hệ thống mồi đến các đặc<br /> trưng chuyển tiếp vào chế độ làm việc ổn định của động cơ tên lửa nhiên liệu<br /> rắn”, Luận án Tiến sĩ kỹ thuật, Trung tâm KHKT và CNQS, Hà Nội.<br /> [3]. Nguyễn Quang Duy (2010), “Khảo sát quá trình chuyển tiếp vào các chế độ<br /> làm việc ổn định của động cơ tên lửa phòng không tầm thấp”, Luận án Tiến<br /> sĩ kỹ thuật, Viện KH-CN quân sự, Hà Nội.<br /> [4]. Phạm Thế Phiệt (1995), “Lý thuyết động cơ tên lửa”, Học Viện KTQS.<br /> [5]. Bùi Đình Tân, “Nghiên cứu xây dựng mô hình toán và thuật giải xác định<br /> các tham số động lực học động cơ kéo vũ khí FMV-B”, TC. Nghiên cứu<br /> KHCNQS, số 04-2014, tr. 35-40.<br /> [6]. Орлов Б. В. (1968), “Термодинамические и баллистические основы<br /> проектирования РДТТ”, Издательство Машиностроение, Москва.<br /> ABSTRACT<br /> A STUDY ON THE BUILDING A MATHEMATICAL MODELING FOR<br /> WORKING PROCESS OF SECOND COMBUSTION CHAMBER OF<br /> FMV-B1 TOWING MOTOR<br /> The FMV-B1 system used a two-combustion chamber motor working in<br /> the serial manner to produce a rational thrust regime. In the transitional<br /> period of the two chamber, a certain amount of gas flow from first chamber<br /> into the second one, changing the working characteristics of the second<br /> chamber in the ignition process. The paper focused on the study of the<br /> ignition and working process of the second combustion chamber of the FMV-<br /> B1 towing motor taking into account the additional amount of gas. The result<br /> of the study may be used as a basis for selecting appropriate igniter charge.<br /> Keywords: Rocket, FMV-B weapon.<br /> Nhận bài ngày 16 tháng 07 năm 2016<br /> Hoàn thiện ngày 04 tháng 08 năm 2016<br /> Chấp nhận đăng ngày 05 tháng 09 năm 2016<br /> <br /> Địa chỉ: Viện Tên lửa- Viện KH-CN quân sự.<br /> *<br /> Email: buidinhtantb@gmail.com<br /> <br /> <br /> 230 B. Đ. Tân, P. T. Hải, Đ. V. Minh, “Nghiên cứu xây dựng… vũ khí FMV-B1.”<br />