2. 中国航天科工集团8511研究所, 江苏 南京 210007;
3. 西安近代化学研究所, 陕西 西安 710065
2. No. 8511 Research Institute of CASIC, Nanjing 210007, China;
3. Xi′an Modern Chemistry Research Institute, Xi′an 710065, China
活塞式作动器是一种输出作动类火工装置, 体积小、重量轻、做功迅速, 能够实现多种预定功能, 适用于弹药的引信安全系统[1-2]。火工作动器的安全性和可靠性是引信安全系统保险解除的关键, 也是弹药系统实现高效毁伤的重要步骤, 目前微机电系统(MEMS)安全与解锁保险装置已在小口径武器弹药(20 mm单兵枪榴弹、集束弹药子弹药、M231手榴弹等)、鱼雷等武器系统的引信中应用, 最小(含爆炸序列)的体积为12 mm×15 mm×1 mm。传统典型的活塞式作动器[3-6]是利用桥丝式电起爆器发火, “O”型密封圈密封, 将药剂压装填装在电起爆器内, 止推设计为剪切销结构, 因此, 尺寸较大, 难以应用于小尺寸引信安全系统。对传统活塞式作动器结构进行改进, 才能使其满足小口径弹药用MEMS引信安全系统的要求[7-10]。为此, 本研究设计改进了一种活塞式作动器, 其原理是不依靠发射时的后座力完成解除保险功能, 而通过将火工药剂的化学能转换为机构的机械能, 实现其预定的作动功能, 可实现小型化、止推和止退功能, 满足引信安保机构小型化和可靠解除保险的要求, 适用于不同发射环境的弹药系统, 可为小口径弹药引信保险机构设计提供参考。
2 活塞式作动器结构组成与工作原理所设计的活塞式作动器由发火元件、装药、活塞、外壳等部分组成, 结构如图 1所示。活塞材料为硬铝, 外壳为不锈钢, 起支承所有零部件和密封的作用; 发火元件勤务处理时需安全, 且在外界发火电信号刺激下能可靠发火、向活塞提供作用动力。其工作原理为:微作动器的发火元件接收外界刺激点燃火工药剂, 火工药剂的气体产物推动活塞沿着某一方向运动, 活塞作为能量传递机构, 将药剂的化学能传递给引信安全系统的隔爆件或安全锁, 使隔爆板运动到保险解除位置实现解除保险的功能。
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图 1 活塞式微作动器结构与实物 1—发火件, 2—装药, 3—活塞, 4—外壳 Fig.1 Structure and sample of the piston micro-actuator 1—firing device, 2—charge, 3—piston, 4—shell |
小口径弹药系统空间有限, 引信安保机构尺寸不得大于Ф30 mm×15 mm, 系统中各个功能部件尺寸需满足小型化要求, 重要尺寸指标为:作动前整体高度、整体外径、活塞推程。综合考虑小口径弹药引信安保机构的结构特点[11-12], 本研究所设计的活塞式微作动器应满足尺寸不大于Ф3 mm×8 mm。
综合国内外典型作动器的结构和设计思想, 结合小口径弹药引信安保系统设计特点, 本研究设计加工了三种不同台阶高度的活塞式微作动器1#~3#, 相关参数见表 1。
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表 1 活塞式微作动器参数 Tab.1 Dimensions of the designed piston micro-actuator |
止推力和止退力是微作动器的重要参数, 测试装置主要由模具、冲头、高精度伺服压机等组成, 见图 2和图 3。止推结构是为了保证勤务处理和作用前活塞不运动, 而止退结构是为了保证活塞作用完成后不退回。止推力测试时, 高精度伺服压机在冲头上方加载压力, 当压力逐渐增大到某一值时, 活塞克服止推结构的阻力和摩擦力向前运动, 其最小压力即为活塞作动器的止推力(见图 2)。止退力的测试装置与止推力测试装置类似, 测试方法与止推力测试相同(见图 3)。止退力测试时, 将作用后的活塞作动器反向装入测试模具, 向活塞退回的方向加载压力, 当压力逐渐增大到某一值时, 活塞克服止退结构的阻力和摩擦力开始运动, 加载的最小压力即为活塞的止退力。
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图 2 活塞式微作动器止推力测试系统 1—冲头, 2—活塞, 3—外壳 Fig.2 Anti-thrust force test system of the piston micro-actuator 1—punch, 2—piston, 3—shell |
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图 3 活塞式微作动器止退力测试系统 1—冲头, 2—活塞, 3—外壳 Fig.3 Setback force test system of the piston micro-actuator 1—punch, 2—piston, 3—shell |
为了准确测量微作动器不同条件下推力的变化, 本研究采用了一个推力测试系统(见图 4), 该系统由4部分组成:支架、支撑套、固定螺钉和推力传感器。其中支撑套和支架、推力传感器和支架均有细牙螺纹连接, 圆心处于对正状态, 保证推力测试时微作动器的推力施加在传感器中心敏感位置。试验测试时, 通过调整传感器与微作动器之间的初始距离, 测试推力与装药量之间的关系。
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图 4 活塞式微作动器推力测试系统 1—支架, 2—传感器, 3—固定螺钉, 4—支撑套, 5—活塞式微作动器 Fig.4 System of the thrust force test for the piston micro-actuator 1—trestle, 2—sensor, 3—fixed screw, 4—support sleeve, 5— piston micro-actuator |
研究利用ANSYS[13]作为前处理软件生成有限元模型, 同时施加边界及载荷条件, 利用LS-DYNA求解器进行求解计算, LS-PREPOST进行后处理查看计算结果。
(1) 几何模型。考虑到模型的对称性, 建模采用1/4简化三维模型, 按实际尺寸建立的计算模型如图 5所示, 采用164号8节点单元模型(3Dsolid); 限制外壳沿活塞滑动方向的位移自由度。
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图 5 模型有限元网格划分 Fig.5 Finite element mesh model |
(2) 材料模型。数值模拟中采用塑性随动强化模型, 单元删除法对有限元网格进行调整, 单元删除法根据一定的断裂准则, 将已达到断裂临界值的单元删除, 取其相邻单元的边作为新的边界, 模拟中将材料的失效应变作为断裂准则。塑性随动模型与应变率相关, 不仅与当前的应变率相关而且与应变率历史相关, 模型中包含了随动硬化和各向同性硬化两种硬化影响。文献研究[14]表明:铝合金为应变率无关材料, 模型的材料参数见表 2, 单位为cm-μs-g。
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表 2 仿真模型基本参数 Tab.2 Basic parameters of the simulation model |
(3) 活塞与外壳之间配合选择侵蚀接触。
(4) 在活塞靠近底座装药槽的一侧施加恒定推力载荷, 考察活塞能够运动到位时临界推力值, 即活塞式作动器的止推力。
4.2 数值计算分析止推力的大小直接影响着活塞式微作动器的输出性能, 相同装药量情况下, 止推力越小, 活塞式微作动器的输出能力越大, 装药的利用率就越高。图 6是1#活塞式微作动器作用过程的应力分布图, 包括活塞开始运动时刻、活塞运动过程中和活塞撞击底部时刻的截图以及台阶配合处的局部放大图。
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图 6 1#活塞式微作动器作用过程的应力分布 Fig.6 Stress distribution of the piston micro-actuator sample 1# during the interaction process |
由图 6可见, 1#活塞式微作动器作用过程中的应力集中在活塞与底部通孔的台阶配合部分, 载荷足够大时, 活塞的台阶结构会发生剪切破坏, 活塞材料开始失效, 失效材料的网格此时会被删除; 活塞运动到位时, 活塞对外壳的底部有一定冲击作用, 整个底部需要有一定的承受冲击的能力。
5 微作动器试验与数值模拟结果讨论 5.1 止推力和止推力设计参数影响因素分析为了研究活塞式微作动器的止推力、止退力与台阶高度的关系, 采用止推力、止退力试验测试装置对所加工的1#、2#、3#微作动器进行了止推力和止退力试验(图 2和图 3)。试验样品的样本量为8发。表 3为止推力和止推力试验测试的平均值以及数值模拟计算的结果, 图 7为活塞式微作动器的止推力与台阶高度的关系曲线, 图 8为活塞式微作动器的止退力与台阶高度的关系曲线。
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表 3 微作动器试验测试与数值模拟结果 Tab.3 Numerical simulation and test results of micro-actuator |
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图 7 活塞式微作动器止推力与台阶高度的关系 Fig.7 Relationship of piston micro actuator anti-thrust force and step height |
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图 8 活塞式微作动器止退力与台阶高度的关系 Fig.8 Relationship of the piston micro actuator setback force and step height |
由表 3可得, 活塞式微作动器的止推力数值计算值和试验测试均值的最大偏差小于15%。分析认为这是由于材料模型、材料参数、网格大小和计算步长等因素影响造成的, 但也说明采用数值模拟方法计算微作动器作用过程是可靠的。
由图 7可得, 台阶高度对活塞式微作动器的止推力有明显的影响, 台阶高度增加, 微作动器的止推力呈线性增加。通过数据拟合可得微作动器的止推力F与台阶高度H的关系为: F=-54.4+627.5H, 相关系数0.9937。对比台阶高度为0.03 mm和0.07 mm, 台阶高度增加0.04 mm时, 活塞和外壳底部台阶配合的接触面积增加0.5 mm2, 止推力增加251 N, 这是由于活塞的台阶高度越大, 活塞和外壳底部的台阶配合的接触面积也就越大。活塞所用材料为硬铝, 可视为剪切强度、摩擦系数等特性参数相同, 即活塞够抵抗的剪切应力相同, 当接触面积增大时, 达到相同的剪切应力所需止推力必然增大。
由图 8可得, 活塞式微作动器的止退力随台阶高度变化不大, 基本保持不变。通过数据拟合可得微作动器的止退力F与台阶高度H的关系: F=38.5-5H, 相关系数0.9921。由于止退力的设计是靠侧壁挤压产生的摩擦力锁定在解锁位置, 实现活塞推出作功后的止退功能, 台阶高度的变化对摩擦力的影响不大, 因此止退力基本保持不变。
综合以上研究分析, 结合止推力、止退力的设计以及引信安全系统解除保险的要求, 在满足止推功能的前提下, 设计中应尽量考虑降低止推力, 提高推力。结合表 3结果, 1#样品的台阶高度为0.03 mm时, 其止推力试验均值为142 N, 可满足活塞式作动器在作用前不解除引信安全系统要求, 即在勤务处理时满足12 m跌落时最小止推力要求(引信环境与性能试验方法GJB 573A-1998中关于跌落的要求), 且其对应的止退力为38.5 N。因此, 设计选择活塞式微作动器止推结构的台阶高度为0.03 mm, 对其进行推力试验研究。
5.2 推力设计参数影响因素分析为了研究微作动器的装药量与做功能力的关系, 采用推力测试装置, 试验测试了2，3，4 mg不同装药量下1#微作动器的推力, 测试结果如图 9所示。由图 9可以得出:不同装药量下, 随推程增大, 推力都明显下降, 不同装药量的推力变化趋势比较一致, 不同装药量的活塞式作动器的整体规律一样。由此得到台阶高度为0.03 mm、最小药量为2 mg, 活塞式作动器在推程为2.0 mm时, 其推力为27.6 N, 满足小口径弹药MEMS引信安全系统用微作动器推力性能要求。
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图 9 1#活塞式微作动器推力与推程的关系 Fig.9 Relationship of the piston micro actuator thrust and thrust distance(1#) |
对测试数据进行拟合, 得到了不同装药量下推力F与推程S的关系:
装药量2 mg时, F=81.0-25.8S, 相关系数0.9957;
装药量3 mg时, F=117.6-37.7S, 相关系数0.9956;
装药量4 mg时, F=149.4-46.3S, 相关系数0.9962。
综合各方面因素考虑, 1#活塞式微作动器能够满足小口径弹药引信安全系统对保险机构的性能要求, 即尺寸不大于Ф3 mm×8 mm, 推程不小于2.0 mm, 推力不小于20 N。
6 结论通过试验测试与数值仿真相结合的方法, 研究了一种适合于小口径弹药引信保险机构用活塞式微作动器结构。利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件对活塞式微作动器的结构进行了优化, 得到不同结构尺寸参数对其止推力的影响关系。
(1) 测试了不同结构尺寸参数活塞式微作动器的止推力和止退力，获得了止推力和止退力与台阶高度的关系曲线。当台阶高度为0.03 mm时, 止推力为142 N, 止退力为38.5 N, 可以实现活塞式微作动器的止推和止退功能。试验结果与仿真计算结果(止推力为126 N)比较吻合, 偏差在15%以内。
(2) 测试了台阶高度为0.03 mm活塞式微作动器的推力, 获得了不同装药量下活塞式微作动器在不同推程下的输出推力曲线, 当推程为2.0 mm时, 推力不小于20 N。
| [1] |
Briand D, Dubois P, Bonjour L, et al. Large deformation balloon micro-actuator based on pyrotechnics on chip[J].
Micro Electro Mechanical System, 2008: 535-538. |
| [2] |
李华, 石庚辰. MEMS平面微弹簧弹性系数的研究[J].
探测与控制学报, 2005, 27(4): 41-43. LI Hua, SHI Geng-chen. Study on the elastic coefficient of MEMS planar micro spring[J]. Journal of Detection & Control, 2005, 27(4): 41-43. |
| [3] |
王晓霞, 牛兰杰, 赵旭. 火箭弹引信MEMS后坐保险机构[J].
科学技术与工程, 2011(11): 2479-2482. WANG Xiao-xia, NIU Lan-jie, ZHAO Xu. MEMS setback arming device for rocket fuze[J]. Science Technology and Engineering, 2011(11): 2479-2482. DOI:10.3969/j.issn.1671-1815.2011.11.018 |
| [4] |
Helene Pezous, Carole Rossi, Marjorie Sanchez, et al. Fabrication, assembly and tests of a MEMS-based safe[J].
Journal of Physics and Chemistry of Solids Volume, 2010, 71(2): 75-79. DOI:10.1016/j.jpcs.2009.08.018 |
| [5] |
Camilo A. MEMS based safe & srm development for the XM29(OICW) weapon system update[J].
Joint Services Small Arms Section Symposium, 2003: 50-55. |
| [6] |
Briand D, Dubois P, Bonjour L, et al. Large deformation balloon micro-actuator based on pyrotechnics on chip[J].
Micro Electro Mechanical Systems, 2008: 535-538. |
| [7] |
王成, 江兆平, 陈明能. 一种止退型电点火活塞[J].
火工品, 2001(3): 32-33. WANG Cheng, JIANG Zhao-ping, CHEN Ming-neng. An electrical explosive-actuated piston with locking its fired position[J]. Initiators & Pyrotechnics, 2001(3): 32-33. |
| [8] |
魏巧兰, 阎娟娟. 小型敏感抗静电动力源火工品[J].
火工品, 1996(1): 23-26. WEI Qiao-lan, YAN Juan-juan. A small anti-static sensitive explosive actuated device[J]. Initiators & Pyrotechnics, 1996(1): 23-26. |
| [9] |
崔卫东, 关翔云, 惠蕾. 拔销器的小型化设计[J].
火工品, 2006(2): 17-19. CUI Wei-dong, GUAN Xiang-yun, HUI Lei. Design of the small-sized piston actuator[J]. Initiators & Pyrotechnics, 2006(2): 17-19. |
| [10] |
鲁建存, 张瑞巧, 崔卫东, 等. 活塞作动器输出参数的计算与试验[J].
火工品, 1996(1): 13-16. LU Jian-cun, ZHANG Rui-qiao, CUI Wei-dong, et al. Output parameters calculations and tests of piston actuator[J]. Initiators & Pyrotechnics, 1996(1): 13-16. |
| [11] |
冯鹏洲, 朱继南, 吴志亮. 美国典型MEMS引信安全保险装置分析[J].
探测与控制学报, 2007, 29(5): 26-30. FENG Peng-zhou, ZHU Ji-nan, WU Zhi-liang. Analysis of US typical MEMS fuze safety & arming device[J]. Journal of Detection & Control, 2007, 29(5): 26-30. |
| [12] |
王士伟, 郝永平, 张德智, 等. 基于MEMS的引信保险机构综合分析[J].
探测与控制学报, 2006, 28(06): 55-58. WANG Shi-wei, HAO Yong-ping, ZHANG De-zhi, et al. The comprehensive analysis of MEMS-based fuze safety and arming device[J]. Journal of Detection & Control, 2006, 28(06): 55-58. DOI:10.3969/j.issn.1008-1194.2006.06.015 |
| [13] |
ANSYS/LS-DYNA使用指南[M]. ANSYS软件公司, 2000.
ANSYS/LS-DYNA Guide[M]. ANSYS Software Company, 2000. |
| [14] |
宫能平. LY12cz铝合金棒料的拉伸实验研究[J].
淮南工业学院学报, 2002, 22(1): 62-65. GONG Neng-ping. Tensile mechanics property of aluminium Ly12cz under different strain rate[J]. Journal of Huainan Institute of Technology, 2002, 22(1): 62-65. |
ANSYS/LS-DYNA finite element software was applied to analyze the structure design of the piston micro-actuator, and the structure and size parameters which affect its performance were determined. The anti-thrust force and setback force of different structural size parameters piston micro-actuators was obtained through the piston micro-actuator performance experimental test.