MEMS閉鎖機構(gòu)離心響應(yīng)適應(yīng)性研究

孫志龍,聶偉榮,曹 云

(南京理工大學(xué)機械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

0 引言

MEMS是以微電子技術(shù)為基礎(chǔ),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(shù)手段,進(jìn)行毫米和亞毫米級的微零件、微傳感器和微執(zhí)行器的三維或準(zhǔn)三維加工,制作出集成化的微型機電系統(tǒng)[1-3]。MEMS具有結(jié)構(gòu)微型化、功能多樣化、智能化、系統(tǒng)集成化、低能耗、高效率等特點[4-5]。將MEMS技術(shù)應(yīng)用于引信安全與解除隔離(S&A)裝置有著廣闊的發(fā)展前景,近年來國內(nèi)外學(xué)者對MEMS安全與起爆技術(shù)開展了較多深入的研究[6-7]。

MEMS安全系統(tǒng)最早由Charles H.Robinson團(tuán)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(tǒng)[8],取得了較為成熟的技術(shù)成果。文獻(xiàn)[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(jīng)過三道嚴(yán)格時序的保險機構(gòu)后,在離心力的作用下完成閉鎖。文獻(xiàn)[10]針對鎖梁塑性變形問題改進(jìn)了閉鎖機構(gòu),通過設(shè)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(xiàn)[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(jié)構(gòu)的MEMS滑塊閉鎖機構(gòu),通過在鎖翼中間設(shè)置凸臺來限制鎖翼危險截面的應(yīng)力繼續(xù)增大,從而使鎖翼不發(fā)生塑性變形。

MEMS S&A裝置在離心環(huán)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(xiàn)象。同時,閉鎖機構(gòu)的承載能力與閉鎖的穩(wěn)定性往往受限于結(jié)構(gòu)強度。本文針對上述問題,提出一種有良好離心響應(yīng)適應(yīng)性的MEMS S&A裝置閉鎖機構(gòu)。該閉鎖機構(gòu)通過結(jié)構(gòu)設(shè)計大大減弱了鎖頭在閉鎖時的回彈現(xiàn)象,并提高了鎖梁的結(jié)構(gòu)強度,從整體上提升了閉鎖機構(gòu)閉鎖的穩(wěn)定性與可適用的離心轉(zhuǎn)速范圍。

1 MEMS S&A裝置閉鎖機構(gòu)

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(shè)計的垂直于彈軸放置的MEMS S&A裝置整體結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要由后坐保險機構(gòu)、離心保險機構(gòu)、指令鎖保險機構(gòu)、隔爆滑塊、基板等組成。在正常發(fā)射時炮彈經(jīng)過膛內(nèi)火藥氣體推動,產(chǎn)生較大的后坐過載,懸臂卡鎖式后坐保險機構(gòu)在后坐過載環(huán)境下向下運動解除對隔爆滑塊的第一道保險。炮彈在發(fā)射時由于膛線的作用獲得較大的轉(zhuǎn)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(gòu)的限制,離心保險機構(gòu)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(xù)運動直至抵在基板上的柔性鎖臂。當(dāng)炮彈飛行至炮口安全距離以外,根據(jù)彈道實時信息控制微電推銷器發(fā)火,推動柔性鎖臂進(jìn)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(xù)運動直至閉鎖機構(gòu)鎖定,傳爆序列對正,引信處于待發(fā)狀態(tài)。閉鎖機構(gòu)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(guān)重要。

1.2 閉鎖機構(gòu)設(shè)計

本文基于對MEMS S&A裝置在離心環(huán)境下工作性能的研究,提出一種有良好離心響應(yīng)適應(yīng)性的MEMS閉鎖機構(gòu)。該閉鎖機構(gòu)由鎖梁、鎖頭、剛性定位面組成,如圖2所示。炮彈發(fā)射后當(dāng)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(jìn)入基板鎖座以后,鎖梁在彈力的作用下恢復(fù)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(fā)狀態(tài)。

圖2 閉鎖機構(gòu)Fig.2 Locking mechanism

閉鎖機構(gòu)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(chǎn)生的應(yīng)力。鎖鉤采用弧面設(shè)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(yīng)。在鎖頭進(jìn)入鎖座后繼續(xù)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(chǎn)生的回彈現(xiàn)象。

2 閉鎖機構(gòu)離心響應(yīng)適應(yīng)性

2.1 理論分析

MEMS S&A裝置的三道保險機構(gòu)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(fā)生微小的變化。為了便于分析,假設(shè)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(dá)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(jié)構(gòu)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(dá)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(dá)到最大形變量,此時鎖梁產(chǎn)生的應(yīng)力也達(dá)到最大值,其應(yīng)力公式為

(3)

式(3)中,Kd為沖擊動載荷系數(shù)。

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(jìn)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(dāng)Eb為定值時Eh值減小,即表明增大鎖梁傾斜角,離心環(huán)境下閉鎖機構(gòu)穩(wěn)定閉鎖的臨界閾值降低。由式(3)可知,閉鎖時鎖梁產(chǎn)生的應(yīng)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(huán)境下閉鎖機構(gòu)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(zhuǎn)速,同時增強了機構(gòu)的承載能力,但也需要注意鎖頭的回彈現(xiàn)象。當(dāng)式(1)中Eh為定值時,增大鎖梁傾角會使Eb增大,即表明當(dāng)鎖頭進(jìn)入鎖座后的剩余能量增大。當(dāng)剛性定位面碰撞時會加劇鎖頭的回彈現(xiàn)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(gòu)的性能,利用ABAQUS軟件構(gòu)建仿真模型,對鎖梁傾斜角20°～30°的閉鎖機構(gòu)在離心轉(zhuǎn)速7 000 r/min的條件下進(jìn)行仿真測試。本文設(shè)計的閉鎖機構(gòu)采用結(jié)構(gòu)鋼材料,MEMS S&A裝置中彈簧等部件采用鎳材料,材料參數(shù)如表1所示。

表1 材料參數(shù)Tab.1 Material parameters

在對鎖梁傾斜角20°～30°的閉鎖機構(gòu)仿真結(jié)果中發(fā)現(xiàn),鎖梁傾斜角為20°～26°的閉鎖機構(gòu)閉鎖時鎖頭回彈現(xiàn)象無明顯差別。從27°角鎖梁開始,鎖頭明顯出現(xiàn)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(jié)果符合理論分析。

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

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

由圖5可知,穩(wěn)定閉鎖閾值下的鎖梁最大應(yīng)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(yīng)力達(dá)到峰值。鎖頭進(jìn)入鎖座后,受到鎖梁的擠壓與摩擦。由于剛性定位面碰撞導(dǎo)致鎖頭回彈,回彈后鎖頭被鎖鉤鉤住,應(yīng)力曲線會產(chǎn)生一個小的波峰。當(dāng)鎖頭再次向閉鎖位置運動時,繼續(xù)受到鎖梁的擠壓與摩擦從而準(zhǔn)確定位在指定閉鎖位置。閉鎖機構(gòu)在抗過載仿真時,鎖梁應(yīng)力變化更為劇烈,臨界閉鎖時刻的應(yīng)力達(dá)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(gòu)在抗過載時雖然出現(xiàn)了應(yīng)力增大的現(xiàn)象,但是所產(chǎn)生的應(yīng)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(yīng)力曲線Fig.5 Blocking threshold and anti-overload simulation

為了與前期設(shè)計的閉鎖機構(gòu)進(jìn)行性能對比,將兩種閉鎖機構(gòu)在離心轉(zhuǎn)速7 000 r/min的條件下進(jìn)行仿真測試。兩種閉鎖機構(gòu)閉鎖臨界時刻鎖梁應(yīng)力如圖6所示。

圖6 兩種閉鎖機構(gòu)鎖梁應(yīng)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(shè)計的閉鎖機構(gòu)臨界閉鎖時刻鎖梁應(yīng)力為988 MPa,已接近鎳材料的屈服強度1 000 MPa,鎖梁易出現(xiàn)塑性變形從而失效的情況。在圖6(b)中,本文所設(shè)計的閉鎖機構(gòu)臨界閉鎖時刻鎖梁應(yīng)力為588 MPa,相對結(jié)構(gòu)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(gòu)閉鎖時鎖頭的回彈現(xiàn)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(shè)計的閉鎖機構(gòu)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(shè)計的閉鎖機構(gòu)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(xiàn)象明顯小于前期設(shè)計的閉鎖機構(gòu)。在加速度載荷消失后,前期設(shè)計的閉鎖機構(gòu)鎖頭會被彈簧拉回一段距離。閉鎖機構(gòu)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(gòu)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(huán)境下閉鎖實驗

根據(jù)理論分析和仿真結(jié)果,對閉鎖機構(gòu)采用結(jié)構(gòu)鋼材料、精密加工工藝制作物理樣機。為了驗證閉鎖機構(gòu)的運動穩(wěn)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(zhuǎn)盤上,轉(zhuǎn)速儀用以記錄離心轉(zhuǎn)盤的實時轉(zhuǎn)速,控制臺可以調(diào)節(jié)離心轉(zhuǎn)盤的轉(zhuǎn)速大小。在樣機安裝完成后,調(diào)節(jié)好轉(zhuǎn)速,蓋上防護(hù)罩進(jìn)行實驗操作。等到離心實驗結(jié)束后,取下樣機在光學(xué)顯微鏡下觀測鎖梁的變形情況。

3.2 實驗結(jié)果及分析

選取同一批次加工的4組樣機安裝在離心轉(zhuǎn)盤上進(jìn)行實驗操作。經(jīng)實驗測定,當(dāng)轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速增加到1 048 r/min(參照文獻(xiàn)[10],等效于炮彈發(fā)射離心轉(zhuǎn)速3 230 r/min)時,4組樣機均實現(xiàn)穩(wěn)定閉鎖,實驗結(jié)果如圖9所示。

在確定閉鎖機構(gòu)臨界閉鎖轉(zhuǎn)速后將4組樣機重新安裝在離心轉(zhuǎn)盤上,對其進(jìn)行抗過載實驗。調(diào)節(jié)控制臺,使離心轉(zhuǎn)盤的轉(zhuǎn)速在1 200 r/min的基礎(chǔ)上以200 r/min的增量進(jìn)行實驗,用光學(xué)顯微鏡觀測記錄每次實驗后鎖梁的變形情況。當(dāng)樣機安裝在離心轉(zhuǎn)盤最大離心距位置,離心轉(zhuǎn)盤達(dá)到最大轉(zhuǎn)速6 000 r/min(等效于炮彈發(fā)射離心轉(zhuǎn)速24 122 r/min)時,觀測到4組樣機鎖梁仍未發(fā)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(jié)果Fig.10 Prototype strength test results

通過離心環(huán)境下的閉鎖實驗驗證了閉鎖機構(gòu)的穩(wěn)定閉鎖閾值為3 230 r/min,而閉鎖機構(gòu)的仿真穩(wěn)定閉鎖閾值為3 500 r/min。造成閾值誤差的原因主要是結(jié)構(gòu)鋼的摩擦系數(shù)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(wěn)定閉鎖,仿真時施加材料的摩擦系數(shù)為0.9。仿真設(shè)置的摩擦系數(shù)可能大于結(jié)構(gòu)鋼材料的摩擦系數(shù)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(gòu)在離心轉(zhuǎn)速24 122 r/min的條件下依然能成功閉鎖,且鎖梁不發(fā)生塑性變形。實驗中采用的離心機加載到實驗轉(zhuǎn)速的時間較長,所以本實驗更類似于準(zhǔn)靜態(tài)載荷加載實驗,實驗結(jié)果基本反映了閉鎖機構(gòu)性能。閉鎖機構(gòu)所承受的載荷與實際應(yīng)用過程的動態(tài)載荷會有一定差別,閉鎖機構(gòu)在動態(tài)載荷下的閉鎖性能將在后期進(jìn)一步研究。

4 結(jié)論

本文通過對MEMS S&A裝置閉鎖機構(gòu)在離心環(huán)境下工作性能的研究,提出一種有良好離心響應(yīng)適應(yīng)性的MEMS S&A裝置閉鎖機構(gòu)。該閉鎖機構(gòu)可以在外彈道離心力作用下穩(wěn)定閉鎖準(zhǔn)確定位。通過理論分析了鎖梁特征尺寸與閉鎖時所產(chǎn)生應(yīng)力的關(guān)系,采用仿真分析明確了鎖梁的最優(yōu)結(jié)構(gòu)。經(jīng)仿真分析驗證了閉鎖機構(gòu)在3 500～24 000 r/min離心轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)能夠穩(wěn)定閉鎖,閉鎖時鎖頭只發(fā)生一次微小幅度的回彈,并且鎖梁不發(fā)生塑性變形。樣機實驗時由于結(jié)構(gòu)鋼材料摩擦系數(shù)不穩(wěn)定,閉鎖機構(gòu)穩(wěn)定閉鎖的離心轉(zhuǎn)速范圍略大于仿真分析。仿真與實驗結(jié)果表明,該閉鎖機構(gòu)有良好的離心響應(yīng)適應(yīng)性,閉鎖性能穩(wěn)定,適用范圍廣泛。