MEMS閉鎖機構離心響應適應性研究

孫志龍,聶偉榮,曹 云

(南京理工大學機械工程學院,江蘇 南京 210094)

0 引言

MEMS是以微電子技術為基礎,以硅為主要基底材料,輔以表面加工、LIGA以及電鍍、電火花加工等技術手段,進行毫米和亞毫米級的微零件、微傳感器和微執行器的三維或準三維加工,制作出集成化的微型機電系統[1-3]。MEMS具有結構微型化、功能多樣化、智能化、系統集成化、低能耗、高效率等特點[4-5]。將MEMS技術應用于引信安全與解除隔離(S&A)裝置有著廣闊的發展前景,近年來國內外學者對MEMS安全與起爆技術開展了較多深入的研究[6-7]。

MEMS安全系統最早由Charles H.Robinson團隊于1998年提出,并于2005年研制出適用于美國理想單兵20 mm高爆榴彈的MEMS S&A系統[8],取得了較為成熟的技術成果。文獻[9]提出了一種垂直于彈軸放置的MEMS S&A裝置,該裝置中隔爆滑塊經過三道嚴格時序的保險機構后,在離心力的作用下完成閉鎖。文獻[10]針對鎖梁塑性變形問題改進了閉鎖機構,通過設計剛性定位塊來限制鎖頭過度沖擊鎖梁,保障鎖梁的安全性。文獻[11]針對后坐滑塊閉鎖時鎖翼的塑性變形問題提出了彈性支撐結構的MEMS滑塊閉鎖機構,通過在鎖翼中間設置凸臺來限制鎖翼危險截面的應力繼續增大,從而使鎖翼不發生塑性變形。

MEMS S&A裝置在離心環境下閉鎖時由于反沖擊力的作用,普遍存在一定的鎖頭回彈現象。同時,閉鎖機構的承載能力與閉鎖的穩定性往往受限于結構強度。本文針對上述問題,提出一種有良好離心響應適應性的MEMS S&A裝置閉鎖機構。該閉鎖機構通過結構設計大大減弱了鎖頭在閉鎖時的回彈現象,并提高了鎖梁的結構強度,從整體上提升了閉鎖機構閉鎖的穩定性與可適用的離心轉速范圍。

1 MEMS S&A裝置閉鎖機構

1.1 MEMS S&A裝置工作原理

圖1 MEMS S&A裝置Fig.1 MEMS S&A device

本文針對中大口徑榴彈設計的垂直于彈軸放置的MEMS S&A裝置整體結構如圖1所示,主要由后坐保險機構、離心保險機構、指令鎖保險機構、隔爆滑塊、基板等組成。在正常發射時炮彈經過膛內火藥氣體推動,產生較大的后坐過載,懸臂卡鎖式后坐保險機構在后坐過載環境下向下運動解除對隔爆滑塊的第一道保險。炮彈在發射時由于膛線的作用獲得較大的轉速使MEMS S&A裝置受離心力作用。隔爆滑塊在離心力的作用下向X軸運動解除對離心保險機構的限制,離心保險機構在離心力的作用下向Y軸反向運動,解除對隔爆滑塊的第二道保險。隔爆滑塊繼續運動直至抵在基板上的柔性鎖臂。當炮彈飛行至炮口安全距離以外,根據彈道實時信息控制微電推銷器發火,推動柔性鎖臂進入鎖臂活動腔,解除對隔爆滑塊的最后一道保險。隔爆滑塊繼續運動直至閉鎖機構鎖定,傳爆序列對正,引信處于待發狀態。閉鎖機構的可靠閉鎖是保證傳爆序列對正的前提,對引信可靠作用至關重要。

1.2 閉鎖機構設計

本文基于對MEMS S&A裝置在離心環境下工作性能的研究,提出一種有良好離心響應適應性的MEMS閉鎖機構。該閉鎖機構由鎖梁、鎖頭、剛性定位面組成,如圖2所示。炮彈發射后當外界激勵大于MEMS S&A裝置閉鎖臨界值時,隔爆滑塊上的鎖頭就可以撐開鎖梁。鎖頭進入基板鎖座以后,鎖梁在彈力的作用下恢復完成閉鎖,使隔爆滑塊上的傳爆孔與起爆器和傳爆藥處于對正位置,引信處于待發狀態。

圖2 閉鎖機構Fig.2 Locking mechanism

閉鎖機構中剛性定位面起到防止鎖頭過度沖擊鎖梁的作用。鎖梁在X軸線上傾斜一定角度,可以保證鎖頭在有足夠閉鎖行程的條件下增加鎖梁長度,同時改變在鎖頭沖擊下的受力方向,從而減小閉鎖時鎖梁所產生的應力。鎖鉤采用弧面設計以減小摩擦力做功,閉鎖過程中鎖鉤會在鎖頭上摩擦一段距離來緩解鎖頭的沖擊效應。在鎖頭進入鎖座后繼續向閉鎖位置運動時會受到鎖梁的摩擦力與擠壓力限制,再次減緩鎖頭沖擊,從而削弱鎖頭在剛性定位面碰撞后所產生的回彈現象。

2 閉鎖機構離心響應適應性

2.1 理論分析

MEMS S&A裝置的三道保險機構全部解除后,隔爆滑塊在離心力的作用下向閉鎖方向運動。此過程中彈簧拉力與鎖座阻力會發生微小的變化。為了便于分析,假設鎖頭撐開鎖梁過程中鎖座對鎖頭阻力不變,則此過程中隔爆滑塊臨界閉鎖的閾值能量表達式為

(1)

式(1)中,Eb為隔爆滑塊臨界閉鎖的閾值能量,Eh為隔爆滑塊的沖擊能量,ET為彈簧彈性勢能,FN為閉鎖臨界時刻鎖梁對鎖頭的壓力,dp為閉鎖時鎖梁撓度,在本結構中為固定值,β為鎖梁相對X軸的傾角,f為鎖梁對鎖頭的摩擦力。

閉鎖臨界時刻鎖梁受力分析如圖3所示,該時刻鎖頭對鎖梁的作用力最大,其表達式為[12]

(2)

式(2)中,E為鎖梁材料彈性模量,b為鎖梁橫截面高度,h為鎖梁線寬,L為鎖梁X軸向距離。鎖梁在閉鎖臨界時刻達到最大形變量,此時鎖梁產生的應力也達到最大值,其應力公式為

(3)

式(3)中,Kd為沖擊動載荷系數。

圖3 閉鎖臨界時刻鎖梁受力狀況Fig.3 The stress condition of the locking beam at the critical moment of locking

式(1)中Eb>0時表明鎖頭能夠完全撐開鎖梁進入鎖座。由式(2)可知,FN隨著傾角β的增大而減小。FN減小,則當Eb為定值時Eh值減小,即表明增大鎖梁傾斜角,離心環境下閉鎖機構穩定閉鎖的臨界閾值降低。由式(3)可知,閉鎖時鎖梁產生的應力同樣隨鎖梁傾角β的增大而減小,即表明增大鎖梁傾角β,能夠增強離心環境下閉鎖機構的承載能力。

通過上述分析可知,增大鎖梁傾斜角可以降低閉鎖時所需的離心轉速,同時增強了機構的承載能力,但也需要注意鎖頭的回彈現象。當式(1)中Eh為定值時,增大鎖梁傾角會使Eb增大,即表明當鎖頭進入鎖座后的剩余能量增大。當剛性定位面碰撞時會加劇鎖頭的回彈現象,所以鎖梁的傾斜角度不能過大。

2.2 仿真分析

為了更清楚地研究閉鎖機構的性能,利用ABAQUS軟件構建仿真模型,對鎖梁傾斜角20°～30°的閉鎖機構在離心轉速7 000 r/min的條件下進行仿真測試。本文設計的閉鎖機構采用結構鋼材料,MEMS S&A裝置中彈簧等部件采用鎳材料,材料參數如表1所示。

表1 材料參數Tab.1 Material parameters

在對鎖梁傾斜角20°～30°的閉鎖機構仿真結果中發現,鎖梁傾斜角為20°～26°的閉鎖機構閉鎖時鎖頭回彈現象無明顯差別。從27°角鎖梁開始,鎖頭明顯出現了第二次大回彈如圖4所示,并且鎖梁傾斜角度越大,鎖頭二次回彈越劇烈,仿真結果符合理論分析。

圖4 鎖頭反彈區間位移對比Fig.4 Comparison of the displacement of the lock head rebound interval

根據本文閉鎖機構具有良好離心響應適應性的特點,對其進行大范圍的離心轉速加載測試。最終確定其穩定閉鎖的離心轉速閾值為3 500 r/min。在抗過載測試時,閉鎖機構最高可承載24 000 r/min的離心轉速,兩種離心轉速下的鎖梁應力隨時間的變化曲線如圖5所示。

由圖5可知,穩定閉鎖閾值下的鎖梁最大應力為559 MPa。此過程中,鎖頭在離心力的作用下沖擊鎖梁,閉鎖臨界時刻鎖梁應力達到峰值。鎖頭進入鎖座后,受到鎖梁的擠壓與摩擦。由于剛性定位面碰撞導致鎖頭回彈,回彈后鎖頭被鎖鉤鉤住,應力曲線會產生一個小的波峰。當鎖頭再次向閉鎖位置運動時,繼續受到鎖梁的擠壓與摩擦從而準確定位在指定閉鎖位置。閉鎖機構在抗過載仿真時,鎖梁應力變化更為劇烈,臨界閉鎖時刻的應力達到了600 MPa,但鎖頭仍未脫離鎖座,最終定位在指定閉鎖位置。閉鎖機構在抗過載時雖然出現了應力增大的現象,但是所產生的應力相較于材料的屈服強度仍有較大的安全保障。

圖5 閉鎖閾值及抗過載鎖梁應力曲線Fig.5 Blocking threshold and anti-overload simulation

為了與前期設計的閉鎖機構進行性能對比,將兩種閉鎖機構在離心轉速7 000 r/min的條件下進行仿真測試。兩種閉鎖機構閉鎖臨界時刻鎖梁應力如圖6所示。

圖6 兩種閉鎖機構鎖梁應力對比Fig.6 Comparison of locking beam stress of two locking mechanisms

從圖6(a)中可以看出前期設計的閉鎖機構臨界閉鎖時刻鎖梁應力為988 MPa,已接近鎳材料的屈服強度1 000 MPa,鎖梁易出現塑性變形從而失效的情況。在圖6(b)中,本文所設計的閉鎖機構臨界閉鎖時刻鎖梁應力為588 MPa,相對結構鋼材料的屈服強度750 MPa仍有較大的安全性。

為了對比兩種閉鎖機構閉鎖時鎖頭的回彈現象,截取閉鎖過程中鎖頭位移曲線如圖7所示。從圖中可以清楚地觀察到,前期設計的閉鎖機構閉鎖時,鎖頭回彈量為0.2 mm,回彈時間歷程為0.8 ms。本文所設計的閉鎖機構閉鎖時,鎖頭的回彈量為0.11 mm,回彈時間歷程為0.36 ms,回彈現象明顯小于前期設計的閉鎖機構。在加速度載荷消失后,前期設計的閉鎖機構鎖頭會被彈簧拉回一段距離。閉鎖機構閉鎖后,鎖頭受鎖梁摩擦力與擠壓力限制,閉鎖位置不再變動,表明即便加速度載荷消失鎖頭仍然鎖定在特定位置。

圖7 兩種閉鎖機構鎖頭位移曲線對比Fig.7 Comparison of the displacement curves of the lock head of the two locking mechanisms

3 實驗

3.1 MEMS S&A裝置離心環境下閉鎖實驗

根據理論分析和仿真結果,對閉鎖機構采用結構鋼材料、精密加工工藝制作物理樣機。為了驗證閉鎖機構的運動穩定性,在實驗室條件下,通過離心實驗平臺開展閉鎖過程加載實驗。離心實驗平臺搭建如圖8所示。

圖8 離心實驗平臺Fig.8 Centrifugal experimental platform

將加工樣機通過由有機玻璃制作的離心實驗夾具安裝在離心轉盤上,轉速儀用以記錄離心轉盤的實時轉速,控制臺可以調節離心轉盤的轉速大小。在樣機安裝完成后,調節好轉速,蓋上防護罩進行實驗操作。等到離心實驗結束后,取下樣機在光學顯微鏡下觀測鎖梁的變形情況。

3.2 實驗結果及分析

選取同一批次加工的4組樣機安裝在離心轉盤上進行實驗操作。經實驗測定,當轉盤轉速增加到1 048 r/min(參照文獻[10],等效于炮彈發射離心轉速3 230 r/min)時,4組樣機均實現穩定閉鎖,實驗結果如圖9所示。

在確定閉鎖機構臨界閉鎖轉速后將4組樣機重新安裝在離心轉盤上,對其進行抗過載實驗。調節控制臺,使離心轉盤的轉速在1 200 r/min的基礎上以200 r/min的增量進行實驗,用光學顯微鏡觀測記錄每次實驗后鎖梁的變形情況。當樣機安裝在離心轉盤最大離心距位置,離心轉盤達到最大轉速6 000 r/min(等效于炮彈發射離心轉速24 122 r/min)時,觀測到4組樣機鎖梁仍未發生變形情況。樣機鎖梁觀測如圖10所示。

圖10 樣機強度測試結果Fig.10 Prototype strength test results

通過離心環境下的閉鎖實驗驗證了閉鎖機構的穩定閉鎖閾值為3 230 r/min,而閉鎖機構的仿真穩定閉鎖閾值為3 500 r/min。造成閾值誤差的原因主要是結構鋼的摩擦系數為0.6～0.9的范圍值,為確保制作的物理樣機能在仿真閾值下穩定閉鎖,仿真時施加材料的摩擦系數為0.9。仿真設置的摩擦系數可能大于結構鋼材料的摩擦系數是造成閾值誤差的主要原因。在抗高過載實驗中驗證了閉鎖機構在離心轉速24 122 r/min的條件下依然能成功閉鎖,且鎖梁不發生塑性變形。實驗中采用的離心機加載到實驗轉速的時間較長,所以本實驗更類似于準靜態載荷加載實驗,實驗結果基本反映了閉鎖機構性能。閉鎖機構所承受的載荷與實際應用過程的動態載荷會有一定差別,閉鎖機構在動態載荷下的閉鎖性能將在后期進一步研究。

4 結論

本文通過對MEMS S&A裝置閉鎖機構在離心環境下工作性能的研究,提出一種有良好離心響應適應性的MEMS S&A裝置閉鎖機構。該閉鎖機構可以在外彈道離心力作用下穩定閉鎖準確定位。通過理論分析了鎖梁特征尺寸與閉鎖時所產生應力的關系,采用仿真分析明確了鎖梁的最優結構。經仿真分析驗證了閉鎖機構在3 500～24 000 r/min離心轉速范圍內能夠穩定閉鎖,閉鎖時鎖頭只發生一次微小幅度的回彈,并且鎖梁不發生塑性變形。樣機實驗時由于結構鋼材料摩擦系數不穩定,閉鎖機構穩定閉鎖的離心轉速范圍略大于仿真分析。仿真與實驗結果表明,該閉鎖機構有良好的離心響應適應性,閉鎖性能穩定,適用范圍廣泛。