刘加凯，李 娜

(1.武警工程大学装备工程学院，陕西 西安 710086；2.武警工程大学理学院，陕西 西安 710086)

MEMS后坐保险机构在高冲击环境下的失效模式

刘加凯1，李 娜2

(1.武警工程大学装备工程学院，陕西 西安 710086；2.武警工程大学理学院，陕西 西安 710086)

针对金属基MEMS后坐保险机构在高冲击环境下的作用可靠性问题，采用瞬态动力学方法对MEMS后坐保险机构在发射和跌落环境下的失效模式进行了仿真及马希特锤冲击试验。仿真和试验结果表明，在发射环境下，当MEMS后坐保险机构的卡头进入卡槽时，在卡头翼片的转弯处会产生较大的塑性变形，易造成卡头不能被可靠锁定的失效模式；在跌落环境下，由于弹簧上端拐角处发生了较大的塑性变形，使后坐滑块不能在弹簧回复力的作用下恢复原位，导致后坐滑块已实际解除对离心滑块的约束。最后，对MEMS后坐保险机构中易产生塑性变形的原因进行了分析。

MEMS引信；后坐保险机构；高冲击环境；失效模式

0 引言

作为引信MEMS保险机构的核心部件，后坐保险机构是其第一道保险，确保引信在感受发射后坐过载时解除保险，而在感受勤务处理跌落过载时不解除保险[1-2]。相对于硅类材料而言，金属基MEMS机构具有较好的抗冲击、抗过载能力，非常适合于加工引信中的后坐保险机构等[3]。当前，在金属基MEMS后坐保险机构的设计和制造方面已开展了大量的研究工作[4-5]，但这些MEMS机构能否抵抗高冲击等恶劣的环境条件，是其能否应用于引信系统的关键。为考核金属基MEMS后坐保险机构在高冲击环境下的作用可靠性，本文提出了MEMS后坐保险机构在高冲击环境下的失效模式。

1 后坐保险机构的运动特性

1.1 后坐保险机构的运动模型

图1中所示的MEMS后坐保险机构就是由镍材料采用LIGA工艺加工而成的，由框架、弹簧、滑块、齿形曲折槽、闭锁机构组成[2]。其作用原理为：当受到发射后坐过载作用时，后坐滑块克服弹簧拉力和侧壁摩擦阻力向下运动，由于发射过载作用时间相对较长，后坐滑块能够通过齿形曲折槽并运动到位，闭锁机构闭合，解除对离心滑块的约束；而当受到跌落产生的冲击过载时，由于作用时间相对较短以及齿形曲折槽的延时作用，后坐滑块不能运动到位，并在弹簧的回复力作用下恢复至原位，实现运动可逆。

图1 带有齿形曲折槽的后坐保险机构Fig.1 Setback arming device withdentiform groove

为描述后坐保险机构的运动状态，选取后坐滑块作为研究对象，在与齿形曲折槽接触过程中，后坐滑块的动力学方程为[6]：

N1(sinα+fcosα)-fN2

(1)

式(1)中，m为后坐滑块质量，y为后坐滑块下降的距离，a(t)为引信后坐加速度，k为弹簧刚度，λ0为弹簧的预拉伸长度，N1为两接触齿间的正压力，α为半齿形角，f为动摩擦系数，N2为滑块上下端的触点与框架侧壁的正压力。

1.2 发射环境下的运动特性

利用ANSYS/LS-DYNA软件建立后坐保险机构的弹塑性非线性三维仿真模型，电铸镍材料的基本参数如表1所列[7-8]。本节以一个持续时间为1 ms，在0.5 ms时达到18 000g峰值的半正弦冲击脉冲，模拟引信发射过程中的后坐过载，并采用瞬态动力学分析方法对后坐保险机构在发射环境下的运动特性进行仿真分析。

通过仿真分析，得出后坐滑块在半正弦脉冲作用下的运动特性曲线如图2所示。由图2(a)后坐滑块的时间-位移曲线可知，后坐滑块在冲击载荷作用下迅速向下运动，并在0.4 ms处达到最大位移1 200 μm，此时卡头进入卡槽中，闭锁机构闭合。图2(b)为后坐滑块从开始运动到闭锁机构闭合之前(即前0.4 ms)的时间-速度曲线，由图可知，滑块在通过曲折槽时速度呈震荡性，这说明齿形曲折槽对后坐滑块的运动起到了延滞的作用。通过曲折槽后速度迅速增大，当闭锁机构闭合后，滑块速度迅速降低至零值。

表1 仿真模型基本参数Tab.1 Basic parameter of simulation modal

图2 后坐滑块的运动特性曲线Fig.2 Motion curve of setback slipper

图3为4 ms处后坐保险机构运动到位后的塑性应变状态。由图可知，后坐滑块在冲击载荷作用下向下运动时，特别是弹簧的上端几节，由于转弯处的应力大于材料的屈服强度，引起了较大的塑性变形，最大塑形应变率达10.3%。在卡头与卡槽侧壁碰撞接触过程中，卡槽侧壁对卡头两侧的翼片产生压力作用，使翼片转弯处的应力大于材料的屈服强度，从而使转弯处发生较大的塑性变形，最大塑形应变率达18.5%，两侧翼片上端的张度变小，变为闭锁前的67%，进入卡槽后卡头翼片的张度仅为卡槽槽口宽度的1.15倍。

图3 后坐保险机构闭锁后的塑性变形情况Fig.3 The displace and plastic deformation of setback arming device after close down

在后坐冲击过载作用下，弹簧的上端会引起较大的塑性变形，这是由于弹簧上端不仅承受了滑块的重量，而且还承受了整个弹簧的重量。虽然弹簧的重量仅为滑块的15.6%，但在高冲击作用下，由弹簧自重引起的惯性力不容忽视。以加速度18 000g为例，弹簧最下端承受2.82 N的惯性力(由滑块的质量引起)，而在最上端则承受3.27 N的惯性力(由滑块和整个弹簧的质量引起)，在弹簧各段刚度相同的条件下，其变形量从下端到上端逐渐变大。此外，由于冲击载荷的有效作用时间很短，加载速率很高，导致冲击塑性波的传播速率很低，且随其向前传播而迅速衰减，导致材料的应力应变不均匀性很大，使塑性变形主要集中在应力较大的位置[9]。

当卡头进入卡槽时，在卡头翼片的转弯处同样会产生应力集中现象，产生较大的塑性变形，导致卡头翼片的张度几乎与槽口宽度相同，易造成卡头不能被可靠锁定的故障，引发可靠性问题。

1.3 跌落环境下的运动特性

保险机构是保证引信安全性的核心部件，根据GJB573A-1998《引信环境与性能试验方法》的规定，引信要能够抵抗从12 m高度自由跌落到钢板上的冲击脉冲，并保证引信的安全性[9]。本节以一个持续时间为300 μs，在150 μs时达到峰值12 000g的半正弦脉冲来模拟该跌落环境，对后坐保险机构在跌落环境中的运动状态进行仿真分析[10]。

通过仿真分析，后坐滑块在半正弦脉冲作用下的运动特性曲线如图4所示。由图4可知，后坐滑块的位移在初始阶段迅速增大，在0.4 ms时达到最大值682 μm，随后在弹簧回复力作用下，向上运动约120 μm，之后滑块位移基本稳定在560 μm左右，超出了后坐滑块对离心滑块的约束距离(300 μm)。此时，虽然后坐保险机构中的闭锁机构并未闭合，但后坐滑块已实际解除了对离心滑块的约束，从而使后坐保险机构在跌落环境中存在安全隐患，如图5所示。由图5可知，弹簧的上端几节在冲击脉冲作用下发生了较大的塑性变形，最大塑性应变率达14.6%。利用Matlab软件对弹簧上各节点由塑性应变引起的纵向位移进行积分，可得此时弹簧由塑性应变引起的纵向伸长量为546 μm。加之滑块和弹簧自重以及曲折槽阻力的作用，使得滑块的位移最终稳定在560 μm左右，这是导致后坐滑块不能在弹簧回复力的作用下恢复至原位的根本原因所在。

该后坐保险机构在引信发射周期之前的跌落环境下能够实际解除对离心滑块约束，虽然经历12 m跌落试验后引信不再使用，但仍使引信在转移和处理过程中存在一定的安全隐患。

图4 后坐滑块的时间-位移曲线Fig.4 Time-displace curve of setback slipper

图5 后坐保险机构解除对离心滑块的约束Fig.5 The displace and plastic deformationstate of setback arming device

2 后坐保险机构的机械冲击试验

为模拟MEMS后坐保险机构在发射和跌落环境下的运动特性，进行了马希特锤机械冲击试验。由于利用马希特锤进行冲击试验，每次冲击的加速度值的重复性较差，不能严格按照试验设计值开展试验，所以采用与仿真数据的相接近的数值开展试验研究。在冲击试验中，各样本的试验情况如表2所列。

表2 后坐保险机构在冲击试验中的试验情况Tab.2 The testing status of setback arming devices in mechanical shock test

由表2可知，后坐保险机构解除保险的冲击脉冲不仅要有足够的g值，还要有一定的脉宽，这是齿形曲折槽起到延时作用的结果。从表中可以看出，解除保险的g值至少要大于3 400g，脉宽也要大于600 μs。

在冲击试验中，后座保险机构出现的主要失效模式如下：

1)在试验过程中，第2发和第4发保险机构由于卡头翼片发生较大的塑性变形而从卡槽中脱出，导致闭锁机构不能可靠闭合，如图6所示。

2)为了考核后坐保险机构在勤务处理时的安全性，进行了马希特锤刚对刚的锤击试验(表2中第7、8、9、10发保险机构)，模拟勤务处理中跌落时的状态。虽然在跌落试验中，后坐保险机构未闭锁，但是由于弹簧在上端几节的拐角处发生了较大的塑性变形，使后坐滑块不能在弹簧回复力的作用下恢复至原位，从而导致后坐滑块实际解除了对离心滑块的约束，使引信存在一定安全隐患，如图7所示。

图7 冲击试验中后坐保险机构的位移情况Fig.7 Impact pulse and displacement of setback arming device

通过对MEMS后坐保险机构的试验结果进行分析可知，在马希特锤击试验中所出现的失效模式与仿真结果具有较好的一致性。

3 后坐保险机构的失效原因分析

通过对后坐保险机构在发射和跌落两类高冲击环境下的运动特性进行仿真和试验分析可知，后坐保险机构在承受高冲击环境作用下，其主要失效模式包括：闭锁机构不能可靠闭合、后坐滑块在跌落环境中解除对离心滑块的约束等。这些失效模式都是由于机构在高冲击作用下发生较大变形，进而导致塑性变形所引起的。

之所以在后坐保险机构中易产生塑性变形，与MEMS机构的结构形态关系很大。利用(准)LIGA工艺加工MEMS机构时，由于工艺特点的限制，MEMS机构多为平面结构，机构之间通过平面运动相互约束，这就造成了平面MEMS机构中必然存在较多的拐角、转弯等易引起应力集中的位置，在外力的作用下易于引发塑性变形。因此应通过对其结构进行合理设计予以避免。

4 结论

本文采用瞬态动力学方法对MEMS后坐保险机构在发射和跌落环境下的失效模式进行了仿真及马希特锤冲击试验。仿真和试验结果表明，在发射环境条件下，当MEMS后坐保险机构的卡头进入卡槽时，卡头翼片的转弯处会产生较大的塑性变形，易造成卡头不能被可靠锁定的故障。在跌落环境下，由于弹簧上端拐角处发生了较大的塑性变形，使后坐滑块不能在弹簧回复力的作用下恢复至原位，从而导致后坐滑块实际解除了对离心滑块的约束，使引信存在一定的安全隐患。

[1]刘加凯，齐杏林，朱仁贵，等. MEMS后坐保险机构存在的问题及解决方法[J]. 弹箭与制导学报，2013，33(3)：63-66.

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Failure Models of MEMS Setback Arming Device under High Impact Environment

LIU Jiakai1, LI Na2

(1. Engineering & Equipment Engineering College, University of Armed Police, Xi’an 710086, China;2. Engineering & Equipment Engineering College, University of Armed Police, Xi’An, 710086, China)

In order to examine the action reliability of metal MEMS setback arming device under high impact environment, the instantaneous-dynamics was utilized to simulate the motion specific of setback arming device in launching environment and falling off environment, and MEMS setback arming devices was undertaken Maxite impact test. The research results showed that the blocking head could not be locked reliably because of large plastic deformation in launching environment. The corners of spring occur big plastic deformation under falling off environment, which led to the spring stretch, made the slipper unable to comeback original state and centrifugal slipper unfreezing. Finally, the reason of failure models of the MEMS setback arming device was analyzed.

MEMS fuze; setback arming device; high impact environment; failure model

2016-05-14

刘加凯(1985—)，男，河南辉县人，博士，讲师，研究方向：MEMS可靠性。E-mail: liujiakai1129@163.com。

TJ43

A

1008-1194(2016)06-0015-05