沖擊載荷下引信MEMS后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程表征方法

秦添鈺,聶偉榮,雷勝洪,曹 云,席占穩(wěn)

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京210094)

0 引言

隨著現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)對(duì)引信要求的提高,微機(jī)電系統(tǒng)(micro-electro-mechanical systems,MEMS)技術(shù)因具有尺寸小、質(zhì)量輕、響應(yīng)快、精度高的特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于引信安全系統(tǒng)。在MEMS安全與解除隔離裝置中,后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)是常用的第一道保險(xiǎn)機(jī)構(gòu),對(duì)MEMS后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)在工作和勤務(wù)跌落載荷下的運(yùn)動(dòng)過(guò)程開(kāi)展相應(yīng)的研究,對(duì)于MEMS安解裝置的設(shè)計(jì)與可靠性研究具有重要的意義。文獻(xiàn)[1—2]對(duì)懸臂質(zhì)量塊式后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)進(jìn)行了基于馬歇特?fù)翦N系統(tǒng)的性能測(cè)試,通過(guò)對(duì)試驗(yàn)后的樣機(jī)進(jìn)行觀察,驗(yàn)證了其在勤務(wù)跌落載荷下的安全性;文獻(xiàn)[3]采用離心機(jī)對(duì)對(duì)平行于彈軸的彈簧質(zhì)量塊式后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn),通過(guò)觀測(cè)其最終狀態(tài)得到機(jī)構(gòu)解除隔離的閾值。從已有的對(duì)于后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的研究來(lái)看,僅能獲得后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)最終時(shí)刻的狀態(tài),無(wú)法得到機(jī)構(gòu)完整的運(yùn)動(dòng)過(guò)程,而且由于實(shí)驗(yàn)條件下載荷的限制,難以對(duì)高g值工作載荷下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的響應(yīng)過(guò)程進(jìn)行研究。由于懸臂質(zhì)量塊式后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)在載荷加載過(guò)程中可能產(chǎn)生振動(dòng)、接觸蓋板后反彈、塑性變形等情況,而這些情況影響著MEMS安解裝置整體結(jié)構(gòu)能否按照預(yù)期可靠解除隔離。因此,本文建立了一種基于瑞利商方法的后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)位移響應(yīng)模型,能夠準(zhǔn)確計(jì)算懸臂質(zhì)量塊式后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的固有頻率,并預(yù)測(cè)高g值工作載荷作用下機(jī)構(gòu)的完整運(yùn)動(dòng)過(guò)程。

1 MEMS安解裝置結(jié)構(gòu)與工作原理

本文研究的對(duì)象為前期所設(shè)計(jì)的垂直于彈軸放置的MEMS安解裝置,樣機(jī)如圖1所示,由框架、隔爆滑塊、S形平面彈簧、后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)、離心保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)、指令鎖保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)組成[4]。

圖1 MEMS安全與解除保險(xiǎn)裝置樣機(jī)Fig.1 MEMS SAD prototype

在正常發(fā)射時(shí),后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)在后坐力的作用下向Z軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng),解除對(duì)隔爆滑塊的第一道保險(xiǎn),這時(shí)隔爆滑塊在離心力的作用下向X軸正方向運(yùn)動(dòng),解除對(duì)離心卡銷(xiāo)的鎖定;隨后離心保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)在離心環(huán)境力的作用下向Y軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng),解除對(duì)隔爆滑塊的第二道保險(xiǎn),隔爆滑塊在離心力的作用下繼續(xù)向X軸正方向運(yùn)動(dòng),直到柔性鎖臂抵住框架;當(dāng)彈丸達(dá)到炮口安全距離之后,微電推銷(xiāo)器開(kāi)始作用,推動(dòng)柔性鎖臂向內(nèi)運(yùn)動(dòng),解除對(duì)隔爆滑塊的最后一道保險(xiǎn);在離心環(huán)境力的作用下,隔爆滑塊繼續(xù)向X軸正方向運(yùn)動(dòng),運(yùn)動(dòng)到位后閉鎖機(jī)構(gòu)閉鎖,此時(shí)傳爆序列對(duì)正,引信處于待發(fā)狀態(tài)。

后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)作為MEMS安解裝置的第一道保險(xiǎn)機(jī)構(gòu),應(yīng)當(dāng)具有在正常發(fā)射時(shí)可靠解除隔離和保證勤務(wù)跌落的安全性的功能。因此,對(duì)后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)在工作載荷下的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行表征對(duì)于MEMS安解裝置的設(shè)計(jì)十分重要。

2 后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)理論模型

本文研究的懸臂質(zhì)量塊式后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)可以視為一個(gè)單自由度無(wú)阻尼系統(tǒng)。由于慣性力遠(yuǎn)大于阻尼力,阻尼力可以忽略不計(jì)。圖2(a)所示為后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)模型受載示意圖,t為時(shí)間,x(t)為質(zhì)量塊隨時(shí)間變化的位移函數(shù),a(t)為作用在質(zhì)量塊上的載荷函數(shù)。圖中紅色圓點(diǎn)標(biāo)示處為后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)位移測(cè)量點(diǎn)。運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的沖擊加速度可以采用半正弦加速度載荷[5]來(lái)模擬,如圖2(b)所示,其中a0為加速度載荷幅值,t0為載荷脈寬。

圖2 后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)模型受載示意圖Fig.2 Schematic diagram of the setback latch model loaded

半正弦加速度載荷作用下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的響應(yīng)分析分為兩個(gè)階段[1]：第一個(gè)階段是加速度載荷作用時(shí),即0t0階段,系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)為單自由度系統(tǒng)的自由振動(dòng)。系統(tǒng)沖擊載荷函數(shù)a(t)的表達(dá)式為

(1)

式(1)中,a0為加速度載荷的幅值;ω為加速度載荷的頻率;t0為加速度載荷的脈寬,t0=π/ω。

因該機(jī)構(gòu)可簡(jiǎn)化為單自由度無(wú)阻尼系統(tǒng),其運(yùn)動(dòng)微分方程為

(2)

式(2)中,ωn為系統(tǒng)固有頻率。

前期的研究中將懸臂梁的質(zhì)量簡(jiǎn)化或忽略不計(jì)來(lái)簡(jiǎn)化固有頻率的計(jì)算,但由于總體結(jié)構(gòu)尺寸微小,懸臂梁本身的質(zhì)量占系統(tǒng)總質(zhì)量的比例較大,因此忽略懸臂梁的質(zhì)量將會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不夠準(zhǔn)確。本文采用瑞利商方法[6]來(lái)計(jì)算系統(tǒng)固有頻率ωn,將其代入式(2)對(duì)微分方程進(jìn)行求解便可獲得后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)在沖擊載荷下位移隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)。假設(shè)懸臂梁自由振動(dòng)時(shí)的振動(dòng)形式與在其自由端施加一個(gè)集中靜載荷時(shí)的靜撓度曲線(xiàn)相同。由材料力學(xué)可知,梁在振動(dòng)過(guò)程中任一時(shí)刻的位移y(z,t)可以表示為

y(z,t)=Y(z)sin(ωnt+φ),

(3)

式(3)中,Y(z)=Fz2(z-3L)/6EI,為梁各點(diǎn)的振幅;E為材料彈性模量;I=bh3/12,為梁截面慣性矩;z為梁上某一點(diǎn)至梁根部的距離,其取值范圍為0

在靜平衡位置,梁具有最大動(dòng)能Tmax如式(4)所示;在偏離平衡位置最遠(yuǎn)距離處,梁具有最大彈性勢(shì)能Umax,如式(5)所示;根據(jù)機(jī)械能守恒定律,最大動(dòng)能與最大勢(shì)能相等,故可求得固有頻率ωn的表達(dá)式,如式(6)所示。

(4)

(5)

(6)

系統(tǒng)的固有頻率ωn大于載荷頻率ω時(shí),系統(tǒng)最大響應(yīng)位移x1max出現(xiàn)在強(qiáng)迫振動(dòng)階段,其表達(dá)式為

(7)

系統(tǒng)的固有頻率ωn小于載荷頻率ω時(shí),系統(tǒng)最大響應(yīng)位移x2max出現(xiàn)在自由振動(dòng)階段,其表達(dá)式為

采集層負(fù)責(zé)收集物理環(huán)境下人體各類(lèi)活動(dòng)數(shù)據(jù)。采集層包括多個(gè)傳感器節(jié)點(diǎn)，每個(gè)傳感器節(jié)點(diǎn)由傳感器、MCU、電源管理和網(wǎng)絡(luò)組成；在本系統(tǒng)中主要采用心率傳感器、心電電極貼、血氧采集傳感器、血壓傳感器和紅外體溫傳感器等，用來(lái)實(shí)時(shí)獲取在押人員心率、心電、血氧和血壓等重要生命體征參數(shù)。采集層節(jié)點(diǎn)通過(guò)各傳感器感應(yīng)被測(cè)人體參數(shù)和指標(biāo)，并將數(shù)據(jù)上傳至數(shù)據(jù)傳輸層。

(8)

3 仿真與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 仿真分析

為驗(yàn)證上文所提出的理論模型的合理性,更好地研究后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的性能與動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程,對(duì)后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)進(jìn)行有限元仿真分析。本文采用ABAQUS有限元分析軟件建立后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的有限元模型并進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析。MEMS安全與解除隔離裝置整體采用基于鎳材料的UV-LIGA工藝制作,電鑄鎳的機(jī)械性能受電鑄過(guò)程中的電流密度、電鑄時(shí)間等的影響較大[7],仿真所涉及的參數(shù)如表1所示。

表1 仿真關(guān)鍵參數(shù)Tab.1 Simulation key parameters

運(yùn)用式(6)代入表1所示的關(guān)鍵參數(shù)計(jì)算得到后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)固有頻率ωn為3 730 rad/s,這與仿真所得的固有頻率3 910 rad/s基本一致。運(yùn)用最大位移計(jì)算式(7)、式(8),代入固有頻率及不同載荷條件得到如表2所示的理論最大位移。

圖3所示為載荷6作用下機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)前后的位移云圖。在編號(hào)為1～6的載荷作用下,仿真所得的最大位移值如表2所示。隨著沖擊載荷幅值的增加,后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)最大位移值逐漸增加。對(duì)比理論和仿真分析結(jié)果可知：在載荷1和2作用下,機(jī)構(gòu)最大位移的仿真值大于理論值;在載荷3～6作用下,機(jī)構(gòu)最大位移的理論值大于仿真值。此外,載荷1、2作用下理論和仿真值相差僅為1 μm,差距非常小;載荷6作用下差距最大,為17 μm,誤差為4.4%,也控制在5%以?xún)?nèi)。這表明理論模型和仿真所得的結(jié)果具有一致性。

圖3 載荷6作用下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)位移云圖Fig.3 Displacement contour plot of setback latch under load 6

表2 不同載荷下機(jī)構(gòu)關(guān)鍵點(diǎn)最大位移理論值Tab.2 Theoretical maximum displacement of the mechanism under different loads

3.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.2.1高速攝影實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

運(yùn)用高速攝像技術(shù)搭建的沖擊環(huán)境下動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程可視化實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖4(a)所示[8],主要包括：馬歇特?fù)翦N系統(tǒng)、信號(hào)采集系統(tǒng)和高速光學(xué)測(cè)量系統(tǒng)三個(gè)部分。其中,馬歇特?fù)翦N系統(tǒng)用來(lái)產(chǎn)生沖擊載荷,信號(hào)采集系統(tǒng)記錄沖擊過(guò)程中產(chǎn)生的加速度信號(hào),高速光學(xué)測(cè)量系統(tǒng)用來(lái)記錄后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)在沖擊載荷作用下的運(yùn)動(dòng)過(guò)程。如圖4(b)所示,后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)樣件封裝在透明PMMA夾具中,夾具和加速度傳感器都固定在馬歇特錘錘頭的超硬鋁夾具上,保證后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)方向與地面垂直。通過(guò)調(diào)整錘頭的下落高度和更換緩沖墊來(lái)產(chǎn)生不同幅值、脈寬的正弦波,模擬不同的載荷環(huán)境。加速度傳感器采集錘頭下落產(chǎn)生的加速度信號(hào),信號(hào)經(jīng)由電荷放大器輸入并記錄于示波器中。顯微鏡通過(guò)三腳架云臺(tái)固定,視場(chǎng)聚焦在錘頭的側(cè)面,用于將后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)放大。將高速攝像機(jī)的鏡頭對(duì)準(zhǔn)顯微鏡目鏡,調(diào)整焦距至視場(chǎng)能夠觀察到樣件。

由于沖擊載荷脈寬非常窄,為了捕捉機(jī)構(gòu)在載荷作用下的響應(yīng)過(guò)程,就要求攝像機(jī)有非常高的拍攝幀率。為了使拍攝過(guò)程中的曝光在短時(shí)間內(nèi)達(dá)到攝像機(jī)傳感器的要求,實(shí)驗(yàn)需要配置高強(qiáng)度的光源,因此本次實(shí)驗(yàn)采用順光逆光結(jié)合的照明方法,即正面采用顯微鏡自帶燈光進(jìn)行照明,背面采用20 W的LED聚光燈珠進(jìn)行逆光照明,如圖4(c)所示。由于實(shí)驗(yàn)過(guò)程中樣機(jī)在沖擊載荷作用下,會(huì)與拍攝視場(chǎng)的側(cè)向及軸向之間產(chǎn)生相對(duì)運(yùn)動(dòng),故而為了滿(mǎn)足完全捕捉到機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)運(yùn)動(dòng)過(guò)程的要求,拍攝視場(chǎng)分辨率需較大,這一前提對(duì)高速攝影機(jī)的拍攝幀率有所限制。綜合考慮以上因素,本次實(shí)驗(yàn)高速攝像機(jī)的拍攝幀率為10 000幀/s,即兩幀圖片之間的時(shí)間間隔為100 μs,圖片分辨率為512×600。

圖4 高速光學(xué)測(cè)量實(shí)驗(yàn)平臺(tái)示意圖Fig.4 Schematic diagram of high-speed optical measurement experiment platform

對(duì)高速攝像機(jī)拍攝到的圖像進(jìn)行處理,以后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)質(zhì)量塊的厚度作為位移測(cè)量的參考值,測(cè)量質(zhì)量塊末端至夾具框架的距離變化,以此計(jì)算出位移測(cè)量點(diǎn)的實(shí)際位移。

在幅值為132g,脈寬1.15 ms的沖擊載荷作用下,機(jī)構(gòu)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。圖中幀(1)—(12)顯示的是0～1.2 ms時(shí)間內(nèi)后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程,由前文載荷響應(yīng)分析可知,在此時(shí)間內(nèi)機(jī)構(gòu)發(fā)生強(qiáng)迫振動(dòng),從圖中可以看出質(zhì)量塊在載荷作用方向上的位移逐漸增加。幀(13)—(20)顯示的是加速度消失之后,由于沖擊能量并未耗盡,機(jī)構(gòu)繼續(xù)自由振動(dòng)。從圖中可以看出,機(jī)構(gòu)整體作衰減振蕩,直至恢復(fù)至平衡位置。在整個(gè)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中,機(jī)構(gòu)在0.8 ms達(dá)到最大位移0.084 mm,在幀(8)中已經(jīng)標(biāo)示出來(lái),此時(shí)沖擊載荷的幅值已經(jīng)由峰值逐漸下降,說(shuō)明后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的位移響應(yīng)存在一定時(shí)間的滯后。

圖5 幅值132 g、脈寬1.15 ms沖擊載荷,拍攝幀率10 000幀/s下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程圖像Fig.5 Image of setback latch movement process at an acceleration of 132 g,pulse width 1.15 ms and a shooting speed of 10 000 fps

在第一組載荷的基礎(chǔ)上,保持幅值相近,增加脈寬。如圖6所示是幅值為134g,脈寬2.24 ms的沖擊載荷作用下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程與上一組實(shí)驗(yàn)相似,其最大位移為0.085 mm,略大于第一組實(shí)驗(yàn)中最大位移,這是由于幅值稍有增大。此外,由幀(12)可以看出,機(jī)構(gòu)達(dá)到最大位移時(shí)的時(shí)間為1.2 ms,與第一組實(shí)驗(yàn)相比有所延遲。說(shuō)明在載荷幅值相同的情況下,脈寬越大,后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)位移響應(yīng)時(shí)間越長(zhǎng)。

圖6 幅值165 g、脈寬2.24 ms沖擊載荷,拍攝幀率10 000幀/s下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程圖像Fig.6 Image of setback latch movement process at an acceleration of 165 g,pulse width 2.24 ms and a shooting speed of 10 000 fps

在第一組載荷的基礎(chǔ)上,保持脈寬相同,增加幅值。如圖7所示是幅值為449g,脈寬1.14 ms的沖擊載荷作用下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程與第一組實(shí)驗(yàn)相似,同樣是在幀(8)達(dá)到位移最大值,但其最大位移為0.284 mm,遠(yuǎn)大于上一組實(shí)驗(yàn)中最大位移值。這表明在載荷脈寬相同的情況下,機(jī)構(gòu)的位移大小取決于沖擊載荷的幅值大小,幅值越大,后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)位移越大。

圖7 幅值449 g、脈寬1.14 ms沖擊載荷,拍攝幀率10 000幀/s下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程圖像Fig.7 Image of setback latch movement process at an acceleration of 449 g,pulse width 1.14 ms and a shooting speed of 10 000 fps

3.2.3結(jié)果分析與討論

為了更好地驗(yàn)證理論模型的準(zhǔn)確性,根據(jù)3.2.2節(jié)的高速攝影實(shí)驗(yàn)的結(jié)果,結(jié)合理論分析,繪制同一載荷作用下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)位移-時(shí)間曲線(xiàn)進(jìn)行對(duì)比分析。對(duì)比結(jié)果,選取幅值437g,脈寬0.79 ms的沖擊載荷,繪制后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)理論和實(shí)驗(yàn)位移對(duì)比圖。從兩條曲線(xiàn)可以看出,在載荷加載時(shí)間內(nèi),后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的位移隨時(shí)間增大,達(dá)到最大值后略有減小;隨后載荷消失,機(jī)構(gòu)進(jìn)入自由振動(dòng)階段,其位移值上下波動(dòng)。此外,兩條曲線(xiàn)的趨勢(shì)基本一致,分別在0.75 ms和0.79 ms達(dá)到位移最大值0.270 mm和0.258 mm,其中,在強(qiáng)迫振動(dòng)階段,即0～0.79 ms的時(shí)間內(nèi),兩條曲線(xiàn)趨勢(shì)一致。但是在自由振動(dòng)階段,理論值相較于實(shí)驗(yàn)值有一定的滯后,這可能是由于實(shí)驗(yàn)過(guò)程中產(chǎn)生的沖擊載荷與理論計(jì)算時(shí)使用的標(biāo)準(zhǔn)半正弦加速度載荷有一定的偏差。

圖8 437 g加速度載荷下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)理論和實(shí)驗(yàn)對(duì)比Fig.8 Theory,simulation and experimental comparison of setback latch motion under 437 g acceleration load

經(jīng)過(guò)分析可知,在低g值載荷下高速攝影實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論模型預(yù)測(cè)結(jié)果吻合較好,這表明運(yùn)用理論模型來(lái)預(yù)測(cè)高g值載荷下后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的實(shí)際運(yùn)動(dòng)過(guò)程具有較高的準(zhǔn)確性,可通過(guò)理論模型對(duì)其在工作載荷和勤務(wù)跌落載荷下運(yùn)動(dòng)位移進(jìn)行預(yù)測(cè)。

本文所設(shè)計(jì)的后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)正常發(fā)射載荷幅值為12 000g、脈寬6 ms,勤務(wù)跌落載荷幅值為15 000g、脈寬0.15 ms。將實(shí)驗(yàn)所得結(jié)果進(jìn)行擬合并代入式(7)和式(8),可得機(jī)構(gòu)實(shí)際固有頻率ωn為3 812 rad/s,與理論值3 730 rad/s差距較小。進(jìn)一步將實(shí)驗(yàn)所得固有頻率代入理論模型,利用理論模型對(duì)正常發(fā)射和勤務(wù)跌落載荷作用下機(jī)構(gòu)的最大位移進(jìn)行計(jì)算,分別為1.43 mm和0.69 mm,而隔爆滑塊的厚度為0.8 mm,故后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)正常發(fā)射和勤務(wù)跌落環(huán)境的區(qū)分。

4 結(jié)論

為更好地研究懸臂質(zhì)量塊式后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的工作性能,需要表征機(jī)構(gòu)在沖擊載荷下的完整運(yùn)動(dòng)過(guò)程。本文提出一種基于瑞利商方法的后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)理論模型,該方法能夠準(zhǔn)確計(jì)算懸臂質(zhì)量塊式后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的固有頻率,并完整預(yù)測(cè)機(jī)構(gòu)在沖擊載荷作用下的位移-時(shí)間過(guò)程曲線(xiàn)。通過(guò)對(duì)機(jī)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值仿真與高速攝影實(shí)驗(yàn),將理論、仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果曲線(xiàn)進(jìn)行比較,分析機(jī)構(gòu)在低g值沖擊載荷下的完整運(yùn)動(dòng)過(guò)程。對(duì)比結(jié)果表明,理論模型預(yù)測(cè)結(jié)果較為準(zhǔn)確,可以在實(shí)際載荷條件難以達(dá)到的情況下運(yùn)用理論模型對(duì)機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行預(yù)測(cè)。該方法也為今后對(duì)后坐保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)與研究提供了一定的理論指導(dǎo)。