王柯心，胡騰江，趙玉龍

(西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗室，陜西 西安 710049)

0 引言

為滿足新一代武器裝備系統(tǒng)在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中的智能化、信息化和微型化的重點(diǎn)發(fā)展需要，引信用火工品已經(jīng)發(fā)展到以換能信息化、結(jié)構(gòu)微型化和序列集成化為主要特點(diǎn)的第四代火工品[1]。第四代火工品主要以MEME技術(shù)為基礎(chǔ)，與傳統(tǒng)火工品有著本質(zhì)的區(qū)別，其克服了傳統(tǒng)火工品整體尺寸較大，集成化程度較低的缺點(diǎn)。

第四代火工品序列集成化的特點(diǎn)是指火工品中微爆炸序列采用MEMS工藝及一體化的設(shè)計，將微結(jié)構(gòu)換能元、微含能芯片和微安全與解除保險機(jī)構(gòu)結(jié)合在一起，形成具有高度集成化特點(diǎn)的微型裝置。該裝置可以將微小的刺激能量進(jìn)行傳遞放大，形成能量增長的序列。由于微爆炸序列的安全性及可靠性影響著武器整體，故該裝置需要微安全與解除保險機(jī)構(gòu)來保證使用過程的安全，以防止誤引、誤爆等危險情況的發(fā)生。

安全與解除保險機(jī)構(gòu)常采用慣性驅(qū)動的隔板隔離機(jī)構(gòu)來阻隔能量序列的傳遞，慣性驅(qū)動是利用彈藥在飛行過程中的加速度信息為解除保險機(jī)構(gòu)條件，利用慣性力驅(qū)動隔板位移。自推式彈藥相比較于射擊式彈藥具有更為復(fù)雜的飛行條件，飛行過程中的加速度信息更為混亂，因而對安全與解除保險機(jī)構(gòu)提出了自持復(fù)位、抗干擾、范圍解除保險及抗過載等基本功能要求，而現(xiàn)有的微安全與解除保險機(jī)構(gòu)無法滿足這些要求。針對傳統(tǒng)自推式彈藥引信慣性延期安全與解除保險機(jī)構(gòu)尺寸大，集成化程度低的問題，本文提出了引信擒縱機(jī)構(gòu)慣性延期MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)。

1 基于MEMS技術(shù)的微安全與解除保險機(jī)構(gòu)

MEMS技術(shù)是當(dāng)前安全與解除保險機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)微型化的主要技術(shù)途徑。安全與解除保險機(jī)構(gòu)基本原理為利用隔板隔離機(jī)構(gòu)來阻隔能量序列的傳遞：當(dāng)安全與解除保險機(jī)構(gòu)處于安全狀態(tài)時，爆炸序列不對正，能量傳遞將被阻隔，如圖1(a)所示；當(dāng)安全與解除保險機(jī)構(gòu)接受到解除保險信號，隔板受驅(qū)動發(fā)生位移，使爆炸序列對正，安全與解除保險機(jī)構(gòu)則進(jìn)入解除保險狀態(tài)，如圖1(b)所示。根據(jù)隔板驅(qū)動方式的不同，微安全與解除保險機(jī)構(gòu)主要有慣性驅(qū)動[2]、熱執(zhí)行器驅(qū)動[3]、煙火驅(qū)動[4]等結(jié)構(gòu)類型。其中只有慣性驅(qū)動為純機(jī)械機(jī)構(gòu)，具有較高的可靠性，其利用彈藥在飛行過程中加速度產(chǎn)生的慣性力驅(qū)動隔板位移。在結(jié)構(gòu)設(shè)計中，微慣性驅(qū)動安全與解除保險機(jī)構(gòu)常利用隔板延期位移的方式來實(shí)現(xiàn)對彈藥飛行安全距離的判斷，并利用彈性結(jié)構(gòu)的受力形變來設(shè)定加速度的作用閾值，現(xiàn)有的結(jié)構(gòu)類型有彈簧質(zhì)量結(jié)構(gòu)[5]、球驅(qū)動結(jié)構(gòu)[6]、擒縱機(jī)構(gòu)[2]等。

由于微慣性驅(qū)動安全與解除保險機(jī)構(gòu)對彈藥飛行的加速度值判斷具有較高要求，上述結(jié)構(gòu)類型在單一加速度方向上僅具有單一閾值條件，適用于具有高速自旋和高加速度出射飛行條件的射擊式彈藥使用，并不適用于具有復(fù)雜飛行條件的自推式彈藥，如火箭彈、導(dǎo)彈等。

圖1 安全與解除保險機(jī)構(gòu)基本原理圖[6]Fig.1 The basic principle of safety and arming device[6]

2 引信擒縱機(jī)構(gòu)慣性延期MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)

本文提出了引信擒縱機(jī)構(gòu)慣性延期MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)，該安全與解除保險機(jī)構(gòu)利用自推式彈藥的單方向穩(wěn)定的低加速度環(huán)境為解除保險條件。該安全與解除保險機(jī)構(gòu)僅能在規(guī)定范圍的低加速度值作用下完成延期解除保險機(jī)構(gòu)動作；在非規(guī)定加速度值作用下，安全與解除保險機(jī)構(gòu)能夠自持原位；靜止?fàn)顟B(tài)下，安全與解除保險機(jī)構(gòu)中的回復(fù)機(jī)構(gòu)可使板復(fù)位；當(dāng)解除保險機(jī)構(gòu)完成后，隔板將自鎖在解除保險機(jī)構(gòu)位置。

該安全與解除保險機(jī)構(gòu)整體尺寸為15.6×10.6× 0.78 mm3，由蓋板層和器件層兩部分通過鍵合工藝組成，如圖2所示。

圖2 MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 The structure of the MEMS safety and arming device

蓋板層使用厚度為300 μm的硅片通過DRIE工藝制作，其作用為封裝及限制運(yùn)動構(gòu)件垂向位移；器件層則使用頂硅厚為30 μm，底硅厚為450 μm的SOI硅片制作，其頂硅層及底硅層均通過DRIE工藝刻蝕加工，并通過腐蝕兩層間的SiO2犧牲層進(jìn)行兩層之間的釋放。其頂硅層用于實(shí)現(xiàn)安全與解除保險機(jī)構(gòu)的主要功能，底硅層則設(shè)計有空腔，用于釋放工藝，并且部分底硅與頂硅相連，用于增加構(gòu)件質(zhì)量。

該安全與解除保險機(jī)構(gòu)功能層運(yùn)動構(gòu)件有齒條隔板、齒輪、卡擺、加速度鎖、力臂齒輪、回復(fù)齒條及限位鎖，如圖3所示。通過這七個部件間的相互配合可以實(shí)現(xiàn)動力傳輸、延期解除保險、加速度識別等功能要求。其中延期解除保險功能通過由齒條隔板、齒輪和卡擺組成的無返回力矩卡瓦式擒縱機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)。該擒縱機(jī)構(gòu)具有周期穩(wěn)定、可調(diào)節(jié)性強(qiáng)、可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，因此被廣泛應(yīng)用于機(jī)械時間引信的延期器中[7]。

圖3 器件層結(jié)構(gòu)及原理圖Fig.3 The structure and principle of the function layer

該安全與解除保險機(jī)構(gòu)的加速度識別功能通加速度鎖與卡擺的相互作用來實(shí)現(xiàn)。加速度鎖為一組彈簧質(zhì)量系統(tǒng)，在不同的加速度值作用下會產(chǎn)生對應(yīng)的位移狀態(tài)，進(jìn)而對卡擺的運(yùn)動進(jìn)行控制與釋放，從而使擒縱機(jī)構(gòu)僅能在規(guī)定加速度范圍值的作用下進(jìn)行延期解除保險運(yùn)動。

該安全與解除保險機(jī)構(gòu)設(shè)計用于低加速度環(huán)境下使用，受干擾加速度影響較大，因而設(shè)計力臂齒輪和回復(fù)齒條兩部件為齒條隔板提供線性回復(fù)力，使齒條隔板在受到干擾產(chǎn)生位移后能夠復(fù)位到初始狀態(tài)。如圖3所示，該安全與解除保險機(jī)構(gòu)在加速度a的作用下通過延期位移x0后到達(dá)解除保險位置，并且在回復(fù)齒條的末端，該機(jī)構(gòu)通過彈性限位鎖的限位作用使安全與解除保險機(jī)構(gòu)整體鎖定在安全狀態(tài)，完成解除保險動作。

3 引信慣性延期MEMS擒縱機(jī)構(gòu)的設(shè)計計算及仿真分析

3.1 擒縱機(jī)構(gòu)的設(shè)計計算

引信擒縱機(jī)構(gòu)慣性延期MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)的延期解除保險功能通過一組無返回力矩卡瓦式擒縱機(jī)構(gòu)來實(shí)現(xiàn)，該擒縱機(jī)構(gòu)由齒條隔板、齒輪及卡擺組成，如圖4所示。齒輪兩側(cè)對稱分布有不同的齒形，一側(cè)與齒條隔板嚙合受驅(qū)動力Fd驅(qū)動轉(zhuǎn)動；另一側(cè)與卡擺配合，驅(qū)動卡擺往復(fù)擺動，實(shí)現(xiàn)調(diào)速功能。

圖4 擒縱機(jī)構(gòu)原理圖Fig.4 The principle of the runaway escapement mechanism

擒縱機(jī)構(gòu)的調(diào)速性能主要由卡擺的振動周期來決定，國內(nèi)外關(guān)于擒縱機(jī)構(gòu)振動周期的研究工作，主要有三個方面：簡化計算方法、分段計算方法、視擒縱機(jī)構(gòu)為阻尼構(gòu)件的方法[7]，這里采用簡化的分段計算方法來進(jìn)行設(shè)計計算。擒縱機(jī)構(gòu)的一個振動周期可以分為八個階段：出瓦傳沖、自由擺動、進(jìn)瓦碰撞、進(jìn)瓦制動、進(jìn)瓦傳沖、自由擺動、出瓦碰撞、出瓦制動。八個階段中的兩個傳沖占主要運(yùn)動時間，而碰撞及制動過程則相對較短。為簡化分析可將入瓦傳沖及出瓦傳沖過程簡化為勻加速度運(yùn)動，時長分別為T1和T3，兩自由擺動過程簡化為勻速轉(zhuǎn)動，時長分別為T2和T4，擺動到極限位置處發(fā)生碰撞且速度降為零，忽略制動階段，因此得到擒縱機(jī)構(gòu)振動周期簡化計算公式為：

(1)

式(1)中，T為擒縱機(jī)構(gòu)振動周期，s；J為卡擺轉(zhuǎn)動慣量，卡擺兩端背部與襯底相連以增加局部質(zhì)量，取為1.81×10-11kgm2；β為傳沖角，取9.27°；τ為自由擺動角，取3.23°；M1、M2為出瓦和入瓦的驅(qū)動力矩(N/m)；α1、α2為出瓦和入瓦法線與旋轉(zhuǎn)中心法線夾角，分別取38°、83°；θ1、θ2為出瓦和入瓦法線與接觸點(diǎn)齒輪切線夾角，分別取68.85°、56.50°；d1、d2為出瓦和入瓦力臂，分別取386.3、326.7 μm；d為綜合力臂，取155.4 μm。

由擒縱機(jī)構(gòu)振動周期公式可知，機(jī)構(gòu)調(diào)速性能受驅(qū)動力Fd影響較大。由于該安全與解除保險機(jī)構(gòu)設(shè)計用于低加速度值作用下使用，為增加驅(qū)動力，故設(shè)計將齒條隔板處部分底硅與頂硅相連，并在頂部利用金屬-硅基復(fù)合工藝[3]連接厚為300 μm的鎳板，這樣既能增加齒條隔板質(zhì)量，又能增加隔爆強(qiáng)度。齒條隔板的回復(fù)力通過彈簧結(jié)構(gòu)提供，由于驅(qū)動力過小，位移行程x0設(shè)計為4 mm。若直接將彈簧結(jié)構(gòu)與齒條隔板相連，則彈簧的設(shè)計剛度過小，整體尺寸過大，不利于安全與解除保險機(jī)構(gòu)整體微型化及制作工藝設(shè)計。故利用半徑比為5∶1的力臂齒輪，使齒條隔板通過力臂齒輪與回復(fù)齒條相嚙合，并將彈簧結(jié)構(gòu)設(shè)計在回復(fù)齒條底端。通過力臂齒輪的力臂作用，彈簧結(jié)構(gòu)的驅(qū)動力增加，位移行程減小，進(jìn)而使彈簧的設(shè)計剛度增加25倍。除底端彈簧結(jié)構(gòu)彈性回復(fù)力Fback外，回復(fù)齒條在頂端還要受到限位鎖的彈性力Flock，因此得到齒條隔板提供給齒輪的驅(qū)動力為：

(2)

式(2)中，F(xiàn)′d為齒條隔板原驅(qū)動力，N；m為齒條隔板總質(zhì)量，取2.028×10-5kg；a為驅(qū)動加速度，取10g即98 m/s2；x為齒條隔板位移，m；k1為回復(fù)彈簧剛度，取6.21 N/m；k2為限位鎖彈性梁剛度，取17.3 N/m；φ為限位鎖斜角，取15°；k為表征彈性力對齒條隔板驅(qū)動力綜合影響的綜合剛度，為0.298 N/m。

根據(jù)擒縱機(jī)構(gòu)的振動周期公式，并且其驅(qū)動力與位移呈線性關(guān)系，可以得到齒條隔板的運(yùn)動微分方程為：

(3)

式(3)中，x′為每個振動周期齒條隔板位移，為204.1 μm；N為振動周期個數(shù)，取19.6。當(dāng)隔板位移為x0時，得到擒縱機(jī)構(gòu)總延期時長為：

(4)

式(4)中，b表示齒條隔板彈性力對擒縱機(jī)構(gòu)延期時長影響的系數(shù)。當(dāng)k=0時，即驅(qū)動力為恒力，b取最小值為1；當(dāng)kx0=ma時，b取最大值為2；當(dāng)k為設(shè)定值時得到機(jī)構(gòu)總延期時長t為122.8 ms。由擒縱機(jī)構(gòu)總延期時長公式可知，影響機(jī)構(gòu)延期性能的主要因素有：卡擺轉(zhuǎn)動慣量、驅(qū)動力、擒縱機(jī)構(gòu)齒形設(shè)計、振動周期個數(shù)等。

3.2 加速度識別功能的設(shè)計計算

引信擒縱機(jī)構(gòu)慣性延期MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)的加速度識別功能通過加速度鎖與卡擺的配合來實(shí)現(xiàn)。加速度鎖為一組彈簧質(zhì)量系統(tǒng)，因而在不同的加速度值作用下可產(chǎn)生相對應(yīng)的位移狀態(tài)，在某些特定位移狀態(tài)下，加速鎖會對卡擺的擺動路徑產(chǎn)生干涉，使擒縱機(jī)構(gòu)無法正常運(yùn)動，從而實(shí)現(xiàn)對安全與解除保險機(jī)構(gòu)運(yùn)動的控制。根據(jù)安全與解除保險機(jī)構(gòu)功能要求，加速度鎖主要有以下四種運(yùn)動狀態(tài)如圖5所示：初始狀態(tài)、過渡狀態(tài)、運(yùn)動狀態(tài)和過載狀態(tài)。四種狀態(tài)的具體內(nèi)容如表1所示。

在初始狀態(tài)下，擒縱機(jī)構(gòu)運(yùn)動自由，可在反方向加速度作用下或靜止?fàn)顟B(tài)下使擒縱機(jī)構(gòu)復(fù)位到初始狀態(tài)；在過渡狀態(tài)下，加速度值雖然低于設(shè)定解除保險范圍值，但會使隔板發(fā)生較大位移嚴(yán)重影響擒縱機(jī)構(gòu)延期解除保險性能，故使擒縱機(jī)構(gòu)處于鎖止?fàn)顟B(tài)以實(shí)現(xiàn)扛低g值干擾功能；在自由狀態(tài)下，擒縱機(jī)構(gòu)運(yùn)動自由實(shí)現(xiàn)延期解除保險功能；在過載狀態(tài)下，超出范圍的高g值加速度會使隔板快速位移，進(jìn)而擒縱機(jī)構(gòu)的延期解除保險功能將失效，故使擒縱機(jī)構(gòu)處于鎖止?fàn)顟B(tài)以實(shí)現(xiàn)扛高g值過載功能。設(shè)計將加速度鎖質(zhì)量塊部分背部與襯底相連以增加質(zhì)量，根據(jù)加速度值及位移范圍要求，得到彈簧質(zhì)量系統(tǒng)的質(zhì)量塊質(zhì)量為6.05×10-6kg，彈簧剛度為2.96 N/m。

圖5 加速度識別功能示意圖Fig.5 The principle of the acceleration recognition

表1 加速度鎖狀態(tài)表

3.3 彈簧剛度的設(shè)計計算

引信擒縱機(jī)構(gòu)慣性延期MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)的回復(fù)力提供及加速度鎖中皆用到了MEMS平面微彈簧結(jié)構(gòu)，并對其剛度有嚴(yán)格的設(shè)計要求。由于其設(shè)計剛度較小，故采用S型結(jié)構(gòu)，其基本尺寸結(jié)構(gòu)如圖6所示，其剛度公式為[8]：

(5)

式(5)中，K為彈簧剛度，N/m；b為彈簧寬度，m；h為彈簧厚度，m；E為材料楊氏模量，取1.6×1011Pa；n為彈簧節(jié)數(shù)；l為彈簧長度，m；R為彈簧轉(zhuǎn)彎半徑，m。根據(jù)其剛度公式，并利用Ansys有限元仿真軟件對微彈簧的剛度及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行仿真分析，得到結(jié)果如表2所示，由于彈簧位移較大，仿真時應(yīng)使用大形變求解方法，仿真結(jié)果與理論剛度偏差不超過6.7%可以接受，當(dāng)微彈簧最大形變時，最大應(yīng)力產(chǎn)生于轉(zhuǎn)彎半徑內(nèi)側(cè)且不超過0.432 GPa，因此使用過程較為安全。

圖6 S型微彈簧結(jié)構(gòu)示意圖[8]Fig.6 The structure of the S-type micro-spring[8]

表2 微彈簧參數(shù)表

3.4 擒縱機(jī)構(gòu)延期性能的仿真分析

引信擒縱機(jī)構(gòu)慣性延期MEMS安全與解除保險機(jī)構(gòu)利用Adams軟件來進(jìn)行動力學(xué)仿真分析。由于擒縱機(jī)構(gòu)主要進(jìn)行往復(fù)碰撞運(yùn)動，所以需要對接觸碰撞模型進(jìn)行簡要分析。在接觸碰撞模型中接觸力可以等效為非線性彈性力和非線性阻尼力的綜合作用，其中非線性彈性力中的局部等效接觸剛度κ根據(jù)Hertz接觸理論，在低速狀態(tài)下，可表示為：

(6)

式(6)中，E為單晶硅的彈性模量，取1.6×1011Pa；ν為單晶硅的泊松比，取0.23；R1，R2為兩部件接觸點(diǎn)的曲率半徑，m。非線性阻尼力中的局部等效阻尼系數(shù)c則采用經(jīng)驗數(shù)值，取為0.1%κ[9]。

在仿真模型的建立中，構(gòu)件間的回轉(zhuǎn)及線性運(yùn)動關(guān)系均需要通過側(cè)壁及軸部的位移約束來實(shí)現(xiàn)，所以全部采用接觸碰撞模型來約束所有構(gòu)件間的相對運(yùn)動關(guān)系，并且在接觸碰撞模型中可通過部件間的接觸力和相對滑移速度分析摩擦力對機(jī)構(gòu)運(yùn)動的影響，故初設(shè)動摩擦系數(shù)為0.2，靜摩擦系數(shù)為0.25，將回轉(zhuǎn)運(yùn)動構(gòu)件與軸部間的間隙取為5 μm，線性運(yùn)動構(gòu)件與邊框間的間隙取為10 μm，得到該安全與解除保險機(jī)構(gòu)仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 擒縱機(jī)構(gòu)仿真結(jié)果Fig.7 Thesimulation result of runaway escapment mechanism

從仿真結(jié)果中可以得到擒縱機(jī)構(gòu)延期時長為169.6 ms。在彈性力的作用下，齒條隔板的位移整體非線性，且每個運(yùn)動周期的速度峰值逐漸減小。從卡擺的角位移和角速度圖可以得到，隨著齒條隔板的位移，驅(qū)動力減小，卡擺的振動周期變大，且角速度峰值減小，但是同一組擒縱機(jī)構(gòu)在質(zhì)量不發(fā)生變化的前提下，其卡擺的振動角度范圍較為穩(wěn)定在-4.2°～4.6°之間。

截取卡擺單個運(yùn)動周期的角位移及角速度圖如圖8所示，由圖可知每個運(yùn)動周期具有較為完整的八個運(yùn)動階段，當(dāng)卡擺角速度為零時，卡擺擺動到最大角度。從圖中可以得到，傳沖過程占主要運(yùn)動時間，雖然傳沖過程中力的傳遞角度與力臂發(fā)生變化，但是從仿真結(jié)果來看，傳沖過程依然可以近似為勻加速運(yùn)動過程。仿真結(jié)果大于理論結(jié)果約38.1%，主要有三方面影響因素：一是由于碰撞及制動過程仍占一定時間，而理論分析中忽略了這部分運(yùn)動過程；二是在理論分析中不考慮摩擦力的影響；三是由于構(gòu)件間隙的存在，卡擺在繞軸轉(zhuǎn)動的同時還會發(fā)生繞軸跳動，使卡擺擺動范圍及角速度平滑程度均受到影響。

圖8 擒縱機(jī)構(gòu)單個周期圖Fig.8 The single period of runaway escapment mechanism

由擒縱機(jī)構(gòu)振動周期公式可知，擒縱機(jī)構(gòu)延期性能受驅(qū)動力及卡擺轉(zhuǎn)動慣量影響較大，從而得到其振動周期時長與振動周期數(shù)的關(guān)系如圖9所示。由上文可知彈性回復(fù)力使得驅(qū)動力與振動周期數(shù)為線性減小關(guān)系 ，因此機(jī)構(gòu)振動周期變化應(yīng)呈負(fù)二次根號關(guān)系，其擬合曲線如圖9所示，可以看出機(jī)構(gòu)振動周期隨運(yùn)動進(jìn)行大致呈負(fù)二次根號關(guān)系變化。通過改變卡擺的轉(zhuǎn)動慣量，得到卡擺轉(zhuǎn)動慣量與機(jī)構(gòu)延期時長關(guān)系如圖10所示，由公式可知二者應(yīng)呈二次根號關(guān)系。由于轉(zhuǎn)動慣量的改變，卡擺與齒輪的碰撞過程及卡擺的擺動范圍發(fā)生變化，二者基本呈二次根號關(guān)系。

3.5 其他影響因素的仿真分析

本節(jié)將對擒縱機(jī)構(gòu)延期性能影響因素中的摩擦力及構(gòu)件間隙進(jìn)行仿真分析。硅材料側(cè)壁表面的粗糙度由刻蝕工藝來決定，側(cè)壁間的摩擦系數(shù)易隨工藝條件改變，因此需要考量摩擦力對擒縱機(jī)構(gòu)運(yùn)動的影響。摩擦力的影響主要體現(xiàn)在：摩擦力使卡擺受力角度改變；軸部產(chǎn)生摩擦力矩使機(jī)構(gòu)有效驅(qū)動力減小。

設(shè)計三個角度不同的卡擺齒形，將動摩擦系數(shù)從0.05～0.4之間取值，靜摩擦系數(shù)均比動摩擦系數(shù)取值大0.05，得到不同角度齒形下動摩擦系數(shù)與擒縱機(jī)構(gòu)延期時長之間的關(guān)系如圖11所示。當(dāng)動摩擦系數(shù)為0.4時，相比較于0.1，三個齒形的延期時長分別增加了72.8%、66.6%、98.5%，增幅較大。驅(qū)動力的角度隨著卡擺卡齒的角度變銳，對摩擦力的敏感程度逐漸變高，甚至由于角度過小會出現(xiàn)機(jī)構(gòu)卡死的情況，因此在卡擺卡齒的設(shè)計中，角度應(yīng)適中以降低摩擦力帶來的影響并且不過分降低擒縱機(jī)構(gòu)延期性能。

圖9 振動周期變化圖Fig.9 The variation of vibration period

圖10 卡擺轉(zhuǎn)動慣量與機(jī)構(gòu)延期性能關(guān)系圖Fig.10 The relationship between the moment inertia of balance wheel and the delay time of runaway escapment mechanism

圖11 動摩擦系數(shù)與機(jī)構(gòu)延期時長關(guān)系圖Fig.11 The relationship between the dynamic friction factor and the delay time of runaway escapment mechanism

由于靜摩擦力的作用，使得擒縱機(jī)構(gòu)的驅(qū)動力小于一定程度時擒縱機(jī)構(gòu)將卡死無法運(yùn)動到解除保險狀態(tài)，因此得到靜摩擦力與最小驅(qū)動加速度的關(guān)系如圖12所示。由于彈性力作用，擒縱機(jī)構(gòu)在無摩擦情況下設(shè)計的最小驅(qū)動加速度為59 m/s2，而當(dāng)靜摩擦系數(shù)為0.45時，最小驅(qū)動加速度為89 m/s2，增大51%， 說明摩擦力對擒縱機(jī)構(gòu)驅(qū)動力的削弱較強(qiáng)，且靜摩擦系數(shù)與最小驅(qū)動加速度基本呈線性關(guān)系。因而在設(shè)計中，擒縱機(jī)構(gòu)的驅(qū)動力不應(yīng)過小，否則擒縱機(jī)構(gòu)容易卡死，無法完成解除保險運(yùn)動過程。

圖12 靜摩擦系數(shù)與最小驅(qū)動加速度關(guān)系圖Fig.12 The relationship between the static friction factor and the minimum driven acceleration

本安全與解除保險機(jī)構(gòu)器件層運(yùn)動構(gòu)件通過DRIE工藝一次刻蝕成型，各構(gòu)件的回轉(zhuǎn)及線性運(yùn)動關(guān)系主要依靠軸和邊框的位移約束，由于刻蝕工藝有著最小加工線寬的限制，所以各構(gòu)件間存在一定間隙。由于卡擺與齒輪間的嚙合長度最短，所以重點(diǎn)分析三個回轉(zhuǎn)構(gòu)件與軸部間的間隙影響，并得到軸間隙與機(jī)構(gòu)延期時長的關(guān)系如圖13所示，其中動摩擦系數(shù)取為0.2，靜摩擦系數(shù)取為0.25。從圖中可以得到，在軸間隙為9 μm之前，機(jī)構(gòu)的延期效果減幅較低，但是當(dāng)軸間隙進(jìn)一步增大后，機(jī)構(gòu)延期效果劇烈下降，當(dāng)軸間隙增大到15 μm后，擒縱機(jī)構(gòu)基本失效。從而得到結(jié)論，為使本機(jī)構(gòu)不失效，軸間隙應(yīng)小于10 μm，因此利用分布點(diǎn)接觸的軸部形狀，使狹縫長度減小，進(jìn)而在不改變約束條件的同時使軸部刻蝕線寬降低到5 μm。

圖13 軸間隙與機(jī)構(gòu)延期時長關(guān)系圖Fig.13 The relationship between the gap of the axle and the delay time of runaway escapment mechanism

3.6 加速度識別功能的仿真分析

本機(jī)構(gòu)的加速度識別功能主要通過加速度鎖與卡擺的配合來實(shí)現(xiàn)，所以重點(diǎn)分析加速度鎖在無阻尼狀態(tài)下，在不同驅(qū)動加速度值的階躍響應(yīng)下，從零初始狀態(tài)到靜止穩(wěn)定狀態(tài)，齒條隔板的位移距離，得到關(guān)系圖如圖14所示。

圖14 加速度識別功能圖Fig.14 The function of acceleration recognition

由圖14可知，該安全與解除保險機(jī)構(gòu)的加速度識別功能擁有設(shè)計的四個基本運(yùn)動狀態(tài)：初始狀態(tài)下，最大位移為1 210 μm，對延期性能影響較??；過渡狀態(tài)范圍為20～74 m/s2，較低加速度閾值略大于設(shè)計值；自由狀態(tài)下，齒條隔板均能運(yùn)動到最大位移處，完成解除保險動作，解除保險范圍為7.7～13.9g；過載狀態(tài)的最小加速度為137 m/s2，且當(dāng)加速度值大于171 m/s2后，加速度鎖均能在齒條隔板位移192 μm前鎖止機(jī)構(gòu)。該安全與解除保險機(jī)構(gòu)的加速度識別功能在加速度階躍響應(yīng)下能夠較好地實(shí)現(xiàn)所需的功能要求。對于各個范圍的加速度作用具有較好的分辨率，使安全與解除保險機(jī)構(gòu)僅能在范圍加速度的作用下持續(xù)作用一定時間才能完成解除保險動作。

4 結(jié)論

本文提出了引信慣性延期MEMS擒縱機(jī)構(gòu)，該機(jī)構(gòu)基于微機(jī)電系統(tǒng)技術(shù)，利用擒縱機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)慣性延期解除保險機(jī)構(gòu)，利用一組彈簧質(zhì)量系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)加速度的識別，滿足自持復(fù)位、抗干擾、范圍解除保險及抗過載等基本功能要求。經(jīng)仿真驗證結(jié)果表明該機(jī)構(gòu)在10g加速度下該機(jī)構(gòu)的理論延期時長為122.8 ms，仿真延期時長為169.6 ms，延期解除保險范圍為7.7～13.9g。驗證了卡擺轉(zhuǎn)動慣量及驅(qū)動力與擒縱機(jī)構(gòu)延期時長的關(guān)系與理論分析相符，得到摩擦力及軸間隙的影響均可導(dǎo)致擒縱機(jī)構(gòu)失效。對加速度識別功能的四個運(yùn)動階段的加速度作用范圍均具有較好的分辨率。該安全與解除保險機(jī)構(gòu)擬通過MEMS工藝進(jìn)行樣品制備，有望實(shí)現(xiàn)批量生產(chǎn)，切實(shí)解決自推式彈藥中引信用火工品在微型化過程中遇到的問題。