引信MEMS閉鎖機構高g值沖擊實驗與仿真

裴向前，曹 云，席占穩，聶偉榮，徐 娜

(南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094)

0 引言

近年來，許多MEMS機構由于體積小、功耗低、靈敏度高等優點在民用與軍用領域廣受關注，包括MEMS加速度計、MEMS陀螺儀等MEMS傳感器[1-4]。很多MEMS機構中，由于機械結構間發生接觸與碰撞，存在接觸后反彈導致機械故障或在接觸后的振動導致重復接觸等不穩定現象。機械閉鎖機構可以有效地減少這種振動和不穩定的現象，保證機構的穩定性[5-6]。如引信MEMS安全與解除保險機構和MEMS恒通式加速度開關均有閉鎖機構，在MEMS引信安保機構中，閉鎖機構在解除保險后，處于復雜的外界力學環境下可以保證MEMS機構的穩定[7-8]。因此，MEMS閉鎖機構實現可靠閉鎖十分重要。

MEMS閉鎖機構在大于閾值的加速度作用下，鎖頭運動與閉鎖梁接觸并通過閉鎖梁彎鉤形成閉合。在已開展的MEMS閉鎖機構相關研究中重點關注的是結構最終是否閉合，而對閉鎖機構在全時域和空間上的運動及閉鎖過程的研究較少，這些研究對MEMS設計、制造和可靠性具有非常重要的意義。MEMS隔爆滑塊閉鎖機構由機械構件組成，需要作相應的機械測試，特別是閉鎖性能的研究。南京理工大學的李雯迪、鄭燦等人對MEMS隔爆滑塊閉鎖機構進行了性能測試[9-10]；文獻[11]研究了MEMS機構的沖擊響應；文獻[12]對MEMS傳感器進行了閉鎖閾值的測試研究。以上這些測試僅觀察最終是否閉鎖或者采用電測量方法，存在一定局限性。除了結構測試和閉鎖結果的驗證以外，還需要MEMS機構的動態特性分析測試。根據MEMS機構尺寸小、集成度高等特點，近年來主流的MEMS動態測試方法是光學測試這種非接觸且無損的方法。光學測量方法能清晰地觀測到MEMS器件在時域和空間上的運動，實現器件在任意時刻的可視化，通過對MEMS閉鎖機構運動圖像的特征提取，獲取閉鎖過程的運動參數，從而指導閉鎖機構的設計。文獻[13]在MEMS薄膜動態測試中應用激光多普勒技術，結合靜態白光干涉(WLI)，研制出混合微運動分析系統，為MEMS三維振動的快速、精確、高分辨率測量提供了最優方案。文獻[14]采用高速X射線顯微照相術測量了各種形狀微管中的穩態流動。文獻[15]采用高速攝像技術測試了微光開關在靜電驅動下的動態行為。文獻[16]采用高速攝像技術，捕捉其閉鎖過程，通過高速攝像光學測試得到閉鎖機構運動過程，并將提取的實驗條件進行有限元仿真可以對比分析實驗結果的可靠性，對結構改進設計起到指導作用。文獻[17]通過仿真驗證了SU-8工藝更易于制造高精度的濕度傳感器。文獻[18]設計了含閉鎖機構的MEMS加速度傳感器，通過仿真分析了其閉鎖原理及運動特性。文獻[16]通過ANSYS對MEMS沖擊傳感器分析了其力-撓度的關系，本次實驗通過光學實驗結合實驗條件的仿真對實驗過程進行全時域的精確分析，除了對實驗結果的一致性分析，還為閉鎖可行性的理論分析進行數學模型的驗證，優化了未來在不同力學環境下的MEMS閉鎖機構設計。本文針對MEMS閉鎖機構傳統MEMS試驗對閉鎖機構運動過程研究較少的問題，進行了沖擊可視化實驗與仿真。

1 閉鎖機構設計

本文針對引信MEMS安全系統中隔爆滑塊閉鎖過程開展研究。前期設計和加工的引信MEMS安全系統整體結構如圖1所示，主要包括后坐保險機構、離心保險機構、指令鎖保險機構和隔爆滑塊閉鎖機構。引信MEMS安全系統這些多道獨立的保險在獨立環境激勵下，完成安全保險機構的解除。

圖1 MEMS安全保險機構Fig.1 MEMS safety insurance agency

當彈丸發射時，MEMS系統垂直于彈軸，后坐保險機構在后坐力的作用下，質量塊帶動懸臂梁向下運動，解除后坐保險；接下來受到離心力的作用，隔爆滑塊水平運動直到抵到離心保險機構，并帶動離心懸臂梁脫離卡銷，解除離心保險；隔爆滑塊繼續運動直到柔性臂抵到安保機構基板，彈丸在出炮口后且到安全距離以外之后，電推銷器發火，推動指令鎖的柔性臂進入活動腔，解除指令鎖保險；最后隔爆滑塊繼續運動直到閉鎖機構成功閉鎖，隔爆滑塊不再運動，傳爆序列對正，引信處于待發狀態。

1.1 閉鎖機構結構改進設計

閉鎖機構有多種設計，第一種閉鎖機構設計如圖2所示。隔爆滑塊設計一個空槽專門用于鎖頭，并且槽壁可起到一定阻擋作用，以防閉鎖梁在閉鎖時由于變形過大無法恢復或者恢復速度過慢，剛性限位塊可固定鎖頭的位移使其準確定位，保證后續傳爆序列的對正。當外界環境的激勵超出臨界值時，鎖頭的沖擊沖開閉鎖梁完成閉鎖，在保證傳爆序列對正的同時閉鎖梁不發生塑性變形，加強了MEMS安全系統的可靠性和安全性。

在仿真和實驗中發現，經過一次沖擊后，隔爆滑塊會出現很大程度的反彈，導致可能無法一次性閉鎖，甚至在沖擊過大時鎖頭彈出無法閉鎖，且鎖鉤的彎曲角度與閉鎖的穩定性相關。

改進的第二種閉鎖機構鎖鉤的彎曲角度由90°直鉤改為75°彎鉤，如圖2(b)所示。

圖2 直鉤與彎鉤結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of straight hook and curved hook structure

1.2 閉鎖機構理論分析

保證完全可靠閉鎖的條件是鎖頭能完全進入鎖鉤。分析時，可假定鎖頭在沖擊鎖鉤閉鎖梁時，彈簧的拉力和閉鎖梁的阻力不變，阻力的大小等于鎖頭剛好沖進鎖鉤的臨界狀態，那么之后隔爆滑塊進入閉鎖的閾值能量表達式如下：

Vz=V1-Fhdp-FNdhsinα-Ffdhcosα

(1)

式(1)中，V為隔爆滑塊的閾值能量，V1為隔爆滑塊的沖擊能量，Fh為微彈簧對隔爆滑塊的拉力，FN為隔爆滑塊鎖頭完全進入閉鎖的臨界點時閉鎖梁對鎖頭的壓力，Ff為鎖頭完全閉鎖的臨界點與閉鎖梁的摩擦力，dp為隔爆滑塊從靜止狀態開始直到閉鎖后的軸向位移，dh為鎖頭底端至鎖鉤末端的距離，α為鎖頭側邊與y軸形成的角度。

根據沖擊能量公式，此時隔爆滑塊的沖擊能量為：

(2)

式(2)中，m為隔爆滑塊和彈簧的等效質量，a為沖擊加速度的幅值，τ為沖擊加速度的脈寬。微彈簧的拉力可表示為：

Fh=Kdp

(3)

式(3)中，K為彈簧的彈性系數。當鎖頭完全進入鎖座的時候，在臨界時刻閉鎖梁的受力如圖3所示。在該時刻位移最大，作用力最大，表達式為[20]：

圖3 鎖頭進入鎖鉤的臨界時刻受力狀況Fig.3 Lock latch hook into the critical moment the situation by force

(4)

式(4)中，E為鎖鉤材料彈性模量，ws為閉鎖梁截面的線寬，μ為hs為閉鎖梁截面的高度，ls為鎖鉤底端至鎖鉤末端的距離。在接觸過程中鎖鉤與鎖鉤的摩擦力為：

Ff=μFNcosα

(5)

則式(1)可寫作：

(6)

從鎖頭和鎖鉤開始接觸的時間開始計算，可以算出此過程中離心隔爆滑塊的實際運動閾值能量Vz>0，由此可以判斷出此過程中，隔爆滑塊可以完全進入鎖座。

2 實驗測試

2.1 閉合閾值測試

采用馬希特擊錘系統對MEMS閉鎖機構施加沖擊載荷，利用標準加速度計采集沖擊過程的加速度信號，然后利用顯微鏡觀察閉鎖機構是否實現閉鎖。兩種閉鎖機構的測試結果如表1和表2所示。

表1 直鉤結構實驗結果Tab.1 Straight hook structure experiment results

表2 彎鉤結構實驗結果Tab.2 Curved hook structure experiment results

由表1可知：當加速度幅值小于199g時，直鉤結構均未能實現閉鎖；當加速度幅值大于199g時，直鉤結構均成功實現閉鎖，表明直鉤結構的閉鎖閾值約為199g。同樣地，由表2可知，彎鉤結構的閉鎖閾值為170g，略低于直鉤結構的閉鎖閾值。

2.2 閉合過程可視化測試

所搭建的沖擊環境下微結構瞬態光學測量實驗平臺如圖4所示。

圖4 高速攝影實驗平臺搭建示意圖Fig.4 Schematic diagram of high-speed photography experiment platform construction

它主要分為三部分：馬希特擊錘系統、信號采集系統和高速光學測量系統。將被測MEMS閉鎖機構樣機封裝在PMMA夾具中，并將該夾具及加速度計(CA-YD-102)通過超硬鋁夾具固定在錘頭上，保證閉鎖機構運動方向與沖擊方向一致；加速度計信號通過電荷放大器，經由數據采集卡到計算機采集信號，靈敏度為10 mV/g；當錘頭從一定高度自由下落到緩沖墊上時，可產生半正弦沖擊加速度，通過調節錘頭高度和緩沖墊材料和厚度，可產生不同幅值和脈寬的沖擊加速度，使用信號采集系統記錄沖擊過程的加速度信號。

顯微鏡(Nikon AZ100)通過三腳架云臺固定，視場聚焦在錘頭的側面，將鎖鉤與鎖頭放大，然后將高速攝像機(Phantom v641)的鏡頭對準顯微鏡目鏡，調整焦距至視場觀察到閉鎖機構，用來記錄閉鎖動態過程與鎖頭、鎖鉤的變形過程。顯微鏡的最大放大倍數選為10倍，高速攝像機的最高拍攝幀頻可以達到219 000 f/s，最小曝光時間可以達到1 μs。

閉鎖動態過程要求非常高的拍攝幀頻，在拍攝過程的曝光短時間內需要達到攝像機傳感器要求，所以需要配置高光強光源。由于樣機表面不平滑，采用向光或側光照明方法產生漫反射導致大量光線無法進入顯微鏡中，因此本次實驗選用背光照明的方法，如圖5所示。采用20 W聚光燈配備60°透鏡使大量光透過樣機進入到顯微鏡物鏡中，提高圖像的亮度和對比度，并且擴大樣機和背景之間的亮度差。

圖5 照明方法示意及原理圖Fig.5 Schematic diagram of backlighting method

在實驗中，高沖擊作用下樣機和顯微鏡會有相對運動，在高速運動下需要范圍更大的視場來捕捉閉鎖開關的整個運動過程，大視場限制了高速攝像機的幀率和圖像的分辨率。經過多次實驗測試，在10 000 f/s的拍攝速率下圖像的成像質量較好，前后兩幀圖像的時間間隔是100 μs，圖像的分辨率是608×500。

首先選取彎鉤型閉鎖結構進行測試，對閉鎖機構施加幅值為284g，脈寬約2.35 ms的沖擊加速度，測試結果如圖6所示。

圖6 在加速度為284 g，拍攝速度10 000 f/s下的閉鎖機構閉鎖效果Fig.6 The latching effect of the latching mechanism at an acceleration of 284 g and a shooting speed of 10 000 f/s

由鎖頭和鎖鉤的間距可知，幀1—幀6中隔爆滑塊在沖擊加速度的作用下向下運動；在幀7中，滑塊的鎖頭與鎖鉤接觸，推動鎖鉤向兩端產生變形；在幀8中，鎖頭推動鎖鉤產生最大變形，此時鎖鉤被完全撐開，達到可靠閉鎖的臨界狀態；由于此時仍存在較大的沖擊能量，滑塊在幀9中成功突破鎖鉤，之后鎖鉤產生強烈振動；進一步從幀9和幀10可以看出，滑塊與剛性限位塊發生碰撞，剛性限位塊較好地限制了滑塊的大位移，具有一定的抗高沖擊能力；隨后滑塊開始反彈，向沖擊反方向運動，如幀11—幀14所示，并在幀14中與鎖鉤相互鎖住，由于沖擊能量仍未耗盡，滑塊作有阻尼衰減振動(幀15—幀25)，最終恢復到平衡狀態。這里需要注意，在幀25中，理想情況下鎖頭應該與鎖鉤相互鎖住，實際上兩者卻出現了一定的間隙，分析其原因為：彈簧和滑塊采用分離加工并裝配在一起導致彈簧在沖擊作用下產生一定的塑性變形，此時彈簧力無法拉回滑塊。這也為MEMS安全保險機構及閉鎖機構的改進設計和工藝研究提供了指導。接下來選取直鉤結構，對直鉤結構施加幅值為373g，脈寬約2.35 ms的沖擊加速度，結果機構閉鎖成功，得到的結果截取閉鎖成功的部分如圖7所示。

圖7 在加速度為373 g，拍攝速度10 000 f/s下的閉鎖機構閉鎖效果Fig.7 The latching effect of the latching mechanism at an acceleration of 373 g and a shooting speed of 10 000 f/s

同樣從隔爆滑塊和鎖鉤的間距可知：幀1—幀5中隔爆滑塊在沖擊加速度的作用下向下運動，在幀6滑塊的鎖頭接觸鎖鉤，鎖鉤產生變形，幀7同樣鎖鉤產生最大變形，達到閉鎖的臨界狀態；幀8成功閉鎖，此時鎖鉤產生振動；在加速度的進一步作用下，隔爆滑塊由于剛性限位塊的反沖擊向上運動，如幀10—幀14所示，直到幀15后保持穩定。

再對直鉤結構施加幅值765g-415 μs和1 040g-375.9 μs的沖擊加速度進行測試，在765g的加速度下機構未閉鎖成功，在1 040g的加速度下閉鎖成功。結果如圖8所示。

圖8 加速度為765 g、1 040 g的閉鎖效果Fig.8 Latching effect under acceleration of 765 g and 1 040 g

顯然，在765g下，幀1—幀10中隔爆滑塊向下運動，到幀11中滑塊的鎖頭與鎖鉤相接觸，到幀13中鎖頭與鎖鉤的接觸變形最大，與373g下對比可看出，鎖鉤未被完全撐開，此時并未達到閉鎖臨界狀態；隨后隔爆滑塊被反彈，幀14—幀16中鎖頭與鎖鉤的接觸越來越少，鎖鉤恢復到初始狀態；幀17—幀20后滑塊反彈，閉鎖失敗。分析原因是：765g雖然幅值較大，但是脈寬較窄，根據式(1)可知，該加速度的沖擊能量未達到閾值能量。在1 040g下，閉鎖機構成功閉鎖并保持穩定。

3 實驗結果及分析

3.1 閉鎖機構位移曲線

通過邊緣檢測技術可以比較精確地提取高速攝像圖像中滑塊的邊緣，再對邊緣的特征點進行定位，測量該特征點的位移，可以計算出滑塊的位移。

攝像機的拍攝速度為10 000 f/s，獲取圖像的分辨率是608×500。在圖像中選擇閉鎖梁的寬度作為參考值來計算提取算法的精度和隔爆滑塊的位移。

得到不同加速度作用下滑塊的位移曲線如圖9所示。

圖9 三次實驗結果的位移曲線Fig.9 Displacement curve of three experimental results

從圖9可以看出：直鉤結構相比于彎鉤結構，閉鎖之后的運動更加穩定，更易一次性閉鎖；三次閉鎖的整體位移趨勢具有一致性，都是在閉鎖之后隔爆滑塊撞到剛性限位塊有一定反彈，最終保持穩定。

3.2 實驗結果與仿真分析對比

MEMS安全保險機構整體結構材料是電鑄鎳。選取電鑄鎳的材料參數如表3所示。

表3 電鑄鎳材料相關參數Tab.3 Electroformed nickel material

采用有限元分析軟件ABAQUS建立隔爆滑塊閉鎖機構的有限元模型，將實驗中采集到的沖擊加速度作為載荷施加給閉鎖機構進行仿真，結果如圖10所示。仿真結果表明，在284g-2.35 ms的沖擊加速度下彎鉤結構成功實現閉鎖。

圖10 284 g下閉鎖機構應力云圖與高速攝像閉鎖圖Fig.10 The stress cloud diagram of the latching mechanism and the latching diagram of the high-speed camera under 284 g acceleration

穩定狀態時鎖鉤卡住鎖頭，而實驗中鎖頭與鎖鉤之間卻出現了一定的間隙，其原因主要是由彈簧和滑塊分離加工和裝配造成的。在仿真結果中，最大應力出現在鎖鉤沖擊閉鎖梁時的閉鎖梁彎曲處，為840 MPa，小于電鑄鎳材料的屈服極限1 000 MPa，整體結果不會發生塑性變形，符合強度的設計要求。仿真與實驗的滑塊位移曲線，如圖11所示。

圖11 284 g下閉鎖機構運動位移仿真與實驗對比Fig.11 Simulation and experimental comparison of motion displacement of latching mechanism under 284 g acceleration

由圖11可知，在284g沖擊作用下，滑塊位移的實驗測試曲線與仿真曲線的趨勢基本一致，滑塊運動的位移趨勢和仿真結果擬合較好，分別在1.5 ms和1.96 ms抵到剛性定位塊，之后均有反彈現象。

直鉤結構在373g、2.35 ms和1 040g、375.9 μs沖擊加速度下仿真的位移情況如圖12、圖13所示。

圖12 373 g下閉鎖機構運動位移仿真與實驗對比Fig.12 Simulation and experimental comparison of the movement displacement of the latching mechanism under 373 g

圖13 1 040 g下閉鎖機構運動位移仿真與實驗對比Fig.13 Simulation and experimental comparison of the movement displacement of the latching mechanism under 1 040 g

從圖12、圖13中可看出，整體運動閉鎖趨勢是比較擬合的，均有在第一次閉鎖之后有所反彈，1 040g-375.9 μs下的反彈次數較少，這是由于脈寬比較短，在閉鎖時已經不再有外力作用。

765g-415 μs加速度下的仿真結果表明閉鎖機構未能閉鎖，與實驗結果完全吻合。765g-415 μs加速度下的仿真與實驗滑塊位移曲線如圖14所示。

圖14 756 g下閉鎖機構仿真應力云圖與位移曲線Fig.14 Simulation stress cloud diagram and displacement curve of the latching mechanism under 756 g

4 結論

本文提出了引信MEMS閉鎖機構高g值沖擊實驗與仿真方法，通過搭建沖擊環境下微結構瞬態光學測量實驗平臺，理論分析了閉鎖的可行性與閾值，該實驗方法完整地記錄了低g值長脈寬與高g值窄脈寬下兩種閉鎖機構的閉鎖過程，提取了隔爆滑塊的位移變化曲線，并與仿真結果進行了對比，實驗測試與仿真結果表明：一致性較好，驗證了直鉤和彎鉤兩種結構的閉鎖性能；彎鉤結構更有利于閉鎖機構實現一次性可靠閉鎖，且不發生塑性變形。此外，分析了低g值長脈寬284g-2.35 ms閉鎖成功，高g值窄脈寬765g-415 μs加速度作用下機構無法閉鎖的原因，原因為765g-415 μs加速度下沖擊能量較低，未達到閉鎖閾值能量，為MEMS閉鎖機構的優化設計提供了理論和實驗指導。