基于彈性支撐結(jié)構(gòu)的微機械滑塊閉鎖機構(gòu)

范晨陽，田中旺，王發(fā)林，張 聰

（1.機電動態(tài)控制重點實驗室，陜西 西安 710065；2.中航工業(yè)西安飛機工業(yè)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，陜西 西安 710089）

0 引言

隨著微機電系統(tǒng)（MEMS）技術(shù)的不斷成熟和發(fā)展，MEMS 器件在引信中的應(yīng)用越來越受到重視。與傳統(tǒng)引信相比較，MEMS 引信具有體積小、成本低、能耗低和可靠性高等特點［1］。目前，小口徑榴彈引信中已采用了MEMS安全系統(tǒng)，MEMS安全系統(tǒng)中離心滑塊能否運動到位并順利被閉鎖機構(gòu)鎖定將直接關(guān)系到引信的發(fā)火作用率［2］。

在以往的小口徑榴彈試驗中，對瞎火引信回收并進(jìn)行解剖，發(fā)現(xiàn)部分引信MEMS安全系統(tǒng)離心滑塊機構(gòu)沒有運動到位，系統(tǒng)處于隔爆狀態(tài)［3］。經(jīng)過分析發(fā)現(xiàn)有兩種情況會導(dǎo)致離心滑塊不能運動到位：一是后坐滑塊未鎖定于基板上，后坐保險并未解除，從而離心保險不能解除，安全系統(tǒng)處于隔爆狀態(tài)，引信瞎火。二是后坐保險解除，但離心滑塊并未鎖定于基板上，安全系統(tǒng)處于隔爆或傳火通道沒有完全對正的狀態(tài)，引信瞎火；兩種情況均是由于卡頭在進(jìn)入基板卡座的過程中產(chǎn)生的應(yīng)力過大導(dǎo)致材料發(fā)生塑性變形，卡頭雙翼沒有張開或張開角度不夠，因而不能將后坐或離心滑塊鎖定于基板上。

本文針對上述情況，提出了一種能夠減少卡頭和基板卡座危險截面處應(yīng)力，防止材料出現(xiàn)塑性變形的閉鎖機構(gòu)。

1 后坐保險機構(gòu)

1.1 MEMS安全系統(tǒng)后坐保險機構(gòu)工作原理

圖1所示為典型的MEMS安全系統(tǒng)的后坐保險部分，該部分由基板、彈簧、后坐滑塊、離心保險桿組成，系統(tǒng)解除保險激勵來自后坐過載［4］。

發(fā)射時，在后坐力的作用下，后坐滑塊克服彈簧阻力及摩擦阻力向下運動，后坐滑塊將離心保險桿向下壓，當(dāng)后坐滑塊運動到位后，解除離心保險，釋放離心滑塊，同時基板卡座閉鎖后坐滑塊。

圖1 典型MEMS安全系統(tǒng)后坐保險機構(gòu)模型Fig.1 Model of a setback safety mechanism of a typical MEMS S＆A

1.2 問題及描述

對從試驗中回收到的瞎火引信的MEMS安全系統(tǒng)進(jìn)行解剖，結(jié)果如圖2所示：試驗中當(dāng)彈丸發(fā)射后，在后坐過載的作用下后坐滑塊向下運動，后坐滑塊進(jìn)入基板卡座的過程中，由于滑塊卡頭強度不足，卡頭尾部張開的雙翼發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致卡頭無法被卡座鎖定，后坐滑塊回彈，離心保險桿復(fù)位。安全系統(tǒng)將會處于隔爆或傳火通道沒有完全對正的狀態(tài)，導(dǎo)致引信瞎火［5］。

圖2 卡座未鎖住隔爆滑塊Fig.2 The clamping seat does not lock the flame proof slide block

1.3 仿真分析

為了更清楚地了解試驗中所出現(xiàn)的問題，利用ANSYS／LS-DYNA 有限元分析軟件對圖1中所示結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真計算。

建立如圖1 所示幾何模型，對結(jié)構(gòu)施加最高3 000 g的后坐過載，從圖3中的應(yīng)力分布云圖可以看出，在卡頭兩翼彎曲部分的危險截面處最大應(yīng)力超過了650 Mpa，遠(yuǎn)大于金屬鎳材料本身的屈服極限，材料將會出現(xiàn)塑性變形。

圖3 應(yīng)力云圖Fig.3 Stress distribution nephogram

由試驗及仿真結(jié)果可以看出，在滑塊進(jìn)入卡座的過程中，滑塊卡頭張開的兩個翼片的彎曲部分（如圖3所示）所受到的應(yīng)力最大，即為危險截面。由材料力學(xué)的原理可知，當(dāng)結(jié)構(gòu)危險截面處的應(yīng)力超過材料的屈服極限時，在結(jié)構(gòu)的危險截面處將會最先發(fā)生塑性變形。如果應(yīng)力繼續(xù)增加材料將會在危險截面處發(fā)生斷裂。

2 采用彈性支撐結(jié)構(gòu)的閉鎖機構(gòu)

為了避免卡頭張開的兩個翼片出現(xiàn)塑性變形甚至斷裂，保證滑塊能夠運動到位并被基板卡座閉鎖以解除離心保險。本文參考國內(nèi)外文獻(xiàn)，以后坐保險部分為例，提出了兩種采用彈性支撐結(jié)構(gòu)的滑塊閉鎖機構(gòu)如圖4所示。

圖4 閉鎖機構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic drawing of the locking mechanism

閉鎖機構(gòu)卡頭的形狀及強度決定其能否順利進(jìn)入基板卡座并被閉鎖。由第一章的仿真計算結(jié)果可知：當(dāng)圖4（a）結(jié)構(gòu)承受后坐過載時，截面2所在的位置將會成為整個卡頭結(jié)構(gòu)中的危險截面，塑性變形將首先發(fā)生在截面2所在的位置。因此為了減少截面2處所產(chǎn)生的應(yīng)力避免截面2 處發(fā)生塑性變形，分別在卡頭張開的雙翼中間各增加一個凸臺（如圖4（a）中所示）。當(dāng)卡頭在進(jìn)入卡座的過程中，受到基板卡座的擠壓，卡頭張開的雙翼將向內(nèi)彎曲，凸臺先與卡頭中間部分接觸，支撐住卡頭的雙翼，隨著卡頭繼續(xù)向下運動，截面2處所產(chǎn)生的應(yīng)力將會迅速減少，截面1處的應(yīng)力將開始逐漸增大。該結(jié)構(gòu)通過截面1和截面2來共同承擔(dān)卡頭雙翼受力彎曲所產(chǎn)生的應(yīng)力，使得截面1和截面2處所產(chǎn)生的應(yīng)力都小于材料的屈服極限，從而防止卡頭張開的雙翼發(fā)生塑性變形。

對于圖4（b）中所示的基板彈性支撐結(jié)構(gòu)，當(dāng)卡頭進(jìn)入卡座后，依靠卡座上的兩個卡臂將卡頭鎖住防止卡頭回彈。在卡頭進(jìn)入卡座的過程中，卡臂在受到卡頭擠壓向下運動一定距離后會和卡座發(fā)生接觸，卡座對卡臂起到了支撐的作用，從而既保證了卡頭能夠順利通過卡座，又可以使卡臂根部截面3處所產(chǎn)生的應(yīng)力不會超過屈服極限，卡臂根部不會發(fā)生塑性變形，當(dāng)卡頭通過卡臂后，卡臂能夠順利回彈并鎖住卡頭。

3 有限元仿真驗證

為了驗證以上設(shè)計思路，分別對上述結(jié)構(gòu)在承受后坐過載時的情況進(jìn)行仿真計算，結(jié)果如下。

3.1 仿真模型的建立

利用ANSYS／LS-DYNA 有限元分析軟件對上述兩種閉鎖機構(gòu)進(jìn)行仿真計算。首先分別建立兩種結(jié)構(gòu)的有限元模型如圖5 所示。選擇＊MAT＿PLASTIC＿KINEMATIC 作為金屬鎳的材料模型，使用mm-ms-g-Mpa單位制。材料參數(shù)［6-7］見表1。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

表1 數(shù)值模擬所使用的主要材料參數(shù)Tab.1 Principal material parameters used in numerical simulation

3.2 仿真計算結(jié)果

將以上建立的有限元模型導(dǎo)入LS-DYNA 求解器，參照后坐過載曲線，對兩種結(jié)構(gòu)施加最高3 000 g的后坐過載，模擬結(jié)果如下：

1）結(jié)構(gòu)1仿真計算結(jié)果

應(yīng)力分布云圖6表明：1.735 ms時，卡頭上的凸臺剛與卡頭中間部分接觸，卡頭兩翼彎曲部分截面2處的的應(yīng)力小于450 Mpa；1.74ms時，由于受到凸臺支撐的影響卡頭兩翼彎曲部分截面2處的應(yīng)力明顯減少小于350 Mpa；1.8 ms時，隨著卡頭的繼續(xù)進(jìn)入，卡頭上截面1處的應(yīng)力開始增加，但應(yīng)力值沒有超過400 Mpa；1.9 ms時，卡頭已經(jīng)完全進(jìn)入卡座，卡頭雙翼張開角度良好，卡頭被基板卡座閉鎖。圖7為后坐滑塊下落時位移隨時間變化的曲線，從曲線中可以看出，在1.8ms的時候隨時間的變化后坐滑塊的位移已經(jīng)基本不再變化，同時也沒有反方向的位移產(chǎn)生，證明后坐滑塊已被卡座閉鎖。

圖6 閉鎖機構(gòu)應(yīng)力分布圖Fig.6 Stress distribution diagram of the locking mechanism

圖7 后坐滑塊位移隨時間的變化曲線Fig.7 Change curve of displacement of the setback slide block along with time

2）結(jié)構(gòu)2 仿真計算結(jié)果：

應(yīng)力分布云圖8表明：1.35ms時，卡頭上的第一排卡齒與卡臂接觸，卡臂根部所產(chǎn)生的應(yīng)力小于330Mpa；1.5ms時，卡頭上的第二排卡齒與卡臂接觸，卡臂根部所產(chǎn)生的應(yīng)力小于320 Mpa；1.6 ms時，卡頭進(jìn)入卡座，卡臂回彈至初始位置將卡齒閉鎖，卡臂沒有發(fā)生塑性形變。圖9為后坐滑塊下落時位移隨時間變化的曲線，從曲線中可以看出，在1.6ms的時候隨時間的變化后坐滑塊的位移已經(jīng)基本不再變化，同時也沒有反方向的位移產(chǎn)生，證明后坐滑塊已被卡座閉鎖。

圖8 閉鎖機構(gòu)應(yīng)力分布圖Fig.8 Stress distribution diagram of the locking mechanism

圖9 后坐滑塊位移隨時間的變化曲線Fig.9 Curves of displacement of the setback slide block along with time

3.3 仿真計算結(jié)果對比

通過將圖5中兩種結(jié)構(gòu)與圖3中結(jié)構(gòu)的仿真結(jié)果進(jìn)行對比（圖10、圖11）可知：當(dāng)三種結(jié)構(gòu)的卡頭在進(jìn)入基板卡座的過程中，圖中a結(jié)構(gòu)危險截面處的應(yīng)力最高達(dá)到了700 Mpa；b結(jié)構(gòu)截面1和截面2處的應(yīng)力最高達(dá)到了410 Mpa和370 Mpa；c結(jié)構(gòu)卡臂根部截面處的應(yīng)力最高達(dá)到了330 Mpa。其中b結(jié)構(gòu)危險截面處的應(yīng)力比a結(jié)構(gòu)危險截面處的應(yīng)力降低了約41%；c結(jié)構(gòu)危險截面處的應(yīng)力最小，比a結(jié)構(gòu)危險截面處的應(yīng)力降低了約52%。由此可見，采用基板彈性支撐結(jié)構(gòu)c最好，可以顯著降低閉鎖機構(gòu)危險截面處的應(yīng)力值。

圖10 閉鎖機構(gòu)應(yīng)力分布圖Fig.10 Stress distribution diagram of the locking mechanism

圖11 閉鎖機構(gòu)危險截面處應(yīng)力隨時間變化曲線Fig.11 Stress-time curve of the locking mechanism cross section

4 結(jié)論

本文提出了MEMS安全系統(tǒng)基板彈性支撐結(jié)構(gòu)的滑塊閉鎖機構(gòu)。該結(jié)構(gòu)與原結(jié)構(gòu)相反，卡頭上是硬倒刺，彈性支撐臂做在基板上。仿真結(jié)果表明，基板彈性支撐結(jié)構(gòu)的閉鎖機構(gòu)卡頭和卡臂在承受過載時閉鎖機構(gòu)危險截面處的應(yīng)力比原有機構(gòu)降低了52%。避免了塑性變形，滑塊能夠順利進(jìn)入卡座并被閉鎖。為今后MEMS安全系統(tǒng)閉鎖機構(gòu)的設(shè)計提供選擇參考。

［1］黃慶安.微機電系統(tǒng)基礎(chǔ)［M］.北京：機械工業(yè)出版社，2007.

［2］馮鵬洲，朱繼南，吳志亮.美國典型MEMS引信安全保險裝置分析［J］.探測與控制學(xué)報，2007，29（5）：26-33.

［3］Maurer.Method For Utilizing A MEMS Safe Arm Device For Microdetonation：US，7007606B1［P］.2006.

［4］牛蘭杰，張建，趙旭.基于有限元法的MEMS后坐保險機構(gòu)運動特性研究［J］.探測與控制學(xué)報，2006，28（4）：15-18.

［5］田中旺.改善強度的MEMS隔爆機構(gòu)懸臂梁和卡頭［J］.探測與控制學(xué)報，2011，33（5）：1-4.

［6］Allameh S M，Lou J，Kavishe F.An investigation of fatigue in LIGA Ni MEMS thin films［J］.Materials Science and Engineering，2004，371：256-266.

［7］劉鴻文.材料力學(xué)［M］.北京：高等教育出版社，2004.