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All issues Volume 44 / No 2 (April 2026) JNWPU, 44 2 (2026) 288-296 Full HTML
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Issue
JNWPU
Volume 44, Number 2, April 2026
Page(s) 288 - 296
DOI https://doi.org/10.1051/jnwpu/20264420288
Published online 12 June 2026

© 2026 Journal of Northwestern Polytechnical University. All rights reserved.

Licence Creative CommonsThis is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (https://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

安解装置作为引信的重要安全装置，通常由多种保险组成，其中后坐保险装置作为惯性保险，在识别环境方面起着重要作用[1]。在多种武器的引信安解装置中，后坐保险装置通常都作为安解装置从保险位置转换为武装位置的第一道保险。因此，其动态响应特性直接决定了安解装置的安全性与可靠性。随着引信朝着小型化、智能化的方向发展，微机电系统(microelectromechanical system, MEMS)技术与引信安解装置的结合与融入越来越密切[2]。

近年来，MEMS技术发展迅速，该技术已经广泛应用于消费电子、汽车工业、医疗健康、航空航天等领域，其中国防军事领域的MEMS后坐保险装置的应用也越来越广泛[3–10]。因此，国内外研究人员积极展开了对金属基和硅基2类MEMS安解装置的相关研究。Robinson等[11]提出了一种通过Z型齿识别载荷的后坐保险机构，用于中大口径炮弹引信。孙毅等[12–13]基于小口径榴弹引信设计了一种硅基MEMS安全系统，其中后坐保险机构采用了C形弹簧，尺寸占比较小，满足小口径弹药对安全系统批量化、高可靠的需求。Robert[14]介绍了以边缘擒纵机构为核心的MEMS安解装置，后坐弹片在发射过程后坐环境力的作用下可以解除保险。Ni等[15]提出了一种硅基微质量弹簧系统的结构设计并进行了优化，该系统可用作火炮引信的后坐保险装置。Wang等[16]提出了一种垂直于弹轴布置的金属悬臂梁后坐保险机构，建立了连续动力学模型并进行了相应的分析。Zhu等[17]提出了一种具有动态加速度带通特性的新型硅基惯性微开关，可以识别不同的加速度载荷而实现滤波机制，亦可以应用在引信的后坐保险装置中。国外MEMS技术领域积淀深厚，国内研究虽起步较晚，但MEMS惯性开关研究较为活跃，结构形式多样，广泛应用在后坐保险装置中。目前对金属基器件的研究较多，多采用UV-LIGA工艺制造，尽管硅基加工技术已较为成熟，但由于引信工作环境中所承受的冲击通常更为剧烈，针对硅基MEMS后坐保险机构的抗过载能力设计与改进研究仍相对有限。

近年来，由于硅材料集成性好、易于批量加工等特点，各研究单位加大了对非金属材料硅制成的后坐保险装置的研究。然而，随着装置尺寸微型化至微米级，MEMS后坐保险装置仍需确保其环境负载识别能力。同时，由于硅断裂韧性低且缺乏塑性变形能力，硅基MEMS器件在受到冲击后极易发生脆性断裂和破坏，产生多种失效形式，抗高过载能力较差。因此，开展硅基后坐保险机构的综合研究，着力提升后坐保险装置抗高过载能力始终是该领域的重要研究方向。

本文分析了平行弹轴布置的后坐保险装置基本原理，进行了相应的理论分析，建立了试验平台，针对某后坐保险装置进行了试验和分析，并基于试验结果提出了改进的后坐保险装置，对改进的后坐保险装置进行了仿真分析和试验研究。

1 后坐保险装置分析

1.1 后坐保险装置工作原理

后坐保险装置的功能是保证引信安解装置的工作安全性。某平行弹轴布置的后坐保险装置原理图如图 1所示，该装置由弹簧-质量块系统、闭锁结构和齿形结构组成。该后坐保险装置主要通过运动过程中质量块齿形结构之间的相互作用实现。在发射环境下，质量块与齿形结构进行多次碰撞后完成闭锁，而在勤务环境下，质量块在碰撞中消耗了大量的能量，使质量块无法达到闭锁位移，进而保证了引信安解装置的安全性。通过调整弹簧-质量块系统固有频率和齿形的结构参数，可以实现相应的设计指标。

Thumbnail: 图1 Refer to the following caption and surrounding text. 图1

某后坐保险装置原理图

1.2 弹簧质量块系统理论分析

后坐保险装置可以简化为弹簧质量块系统，一般为单自由度弹簧-质量-阻尼系统n[18]。根据牛顿运动定律可知

Mathematical equation(1)

式中: k1为弹簧刚度；m1为质量块质量。由于空气阻尼、薄膜阻尼等对微结构影响不大, 暂不考虑这些阻尼对结构的影响, 取c=0。而固有频率ωn= Mathematical equation, 则运动方程可以改写为

Mathematical equation(2)

中大口径榴弹引信MEMS后坐保险装置应用环境的冲击加速度可近似为半正弦加速度。半正弦加速度载荷曲线a(t)为

Mathematical equation(3)

因此, 单自由度弹簧质量块系统受到外部激励a(t)的扰动时(0≤t < Tb), 运动学方程为

Mathematical equation(4)

式中: ω=π/Tb, Tb为加速度载荷脉宽。

引入初始条件, u1(0)=0, Mathematical equation, 可得运动平衡方程的解

Mathematical equation(5)

当冲击载荷消失后, 弹簧质量块系统进入自由振动阶段, 即

Mathematical equation(6)

同理可以确定t≥Tb阶段运动方程的解为

Mathematical equation(7)

单自由度弹簧质量块位移响应分析的目的是计算其最大响应位移以及最大位移出现的时刻, 进一步, 可以确定不同频率对应的最大位移响应，即

Mathematical equation(8)

2 后坐保险装置失效分析

2.1 试验平台的搭建

图 2为试验平台的图片。试验平台由马希特锤击系统和可视化平台组成。马希特锤击系统可以通过冲击模拟半正弦加速度信号，然后通过加速度传感器经电荷放大器后显示在示波器上。其中，加速度传感器为CA-YD-111型压电加速度传感器，允许的最大加速度为5×105 m/s2。该平台可以模拟器件在跌落环境中受到的冲击，而可视化系统则可以清晰地观察锤击后的器件状态，并将可视化结果以图片的形式输出，便于进一步分析样机的状态。

Thumbnail: 图2 Refer to the following caption and surrounding text. 图2

试验平台

2.2 试验分析

针对第1.1节提出的后坐保险机构原理样机进行抗过载试验，试验采用图 2中所示的样机，每组样机有6个器件。为保证试验严谨，进行后坐力方向、横向和后坐力反方向3个方向的冲击试验。首先对样机进行了7次沿后坐力方向的冲击，载荷幅值和脉宽分别为(921g, 541 μs), (1 230g, 536 μs), (1 610g, 316 μs), (2 170g, 286 μs), (4 730g, 79 μs), (5 860g, 144 μs), (12 800g, 86 μs)。

冲击过程中，所有后坐保险机构均未闭锁，前6次冲击结束时，仅有3号器件发生了弹簧断裂，4号器件的质量块与弹簧连接处发生断裂，而在第7次冲击后，除了5号器件完好，其余器件均被破坏。此时，观察锤击后的器件(见图 3a))可以发现，1~4号及6号器件全部被破坏，且断裂的位置主要发生在质量块与弹簧的连接处。这说明，弹簧根部是失效的重点发生部位，在后续利用高速摄影机拍摄样机锤击过程时发现，当后坐保险装置受到冲击时，弹簧与质量块发生了运动倾斜，质量块的运动幅度较大，且质量块与弹簧反方向倾斜拉扯，造成了连接处的断裂，并且齿形结构由于质量块的大幅度运动撞击而产生了严重的剥落。图 3b)为锤击过程中样机的高速摄影图像。

Thumbnail: 图3 Refer to the following caption and surrounding text. 图3

冲击试验

对5号器件进行横向冲击，载荷幅值和脉宽分别为(8 000g, 100.03 μs)和(10 000g, 89.29 μs)，齿形、质量块边缘等位置发生了较为严重的剥落，可能会影响器件的正常功能。横向锤击后的器件如图 4a)所示。

Thumbnail: 图4 Refer to the following caption and surrounding text. 图4

冲击试验

最后，取1组新的样机，对样机进行5次后坐力反方向的冲击, 载荷幅值和脉宽分别为(1 940g, 282.7 μs), (9 540g, 92.31 μs), (12 100g, 86.38 μs), (13 200g, 81.68 μs), (12 100g, 81.31 μs)，在第2次冲击结束时，4号和6号器件便在弹簧处发生了断裂，观察5次冲击后的器件(见图 4b))可以发现，器件全部被破坏，失效全部是由连接质量块的弹簧发生断裂导致。

试验结果表明，该后坐保险装置在运动过程中，质量块的运动不受限制，后坐力方向和后坐力反方向的试验发生了严重的失效行为，在质量块与齿形结构碰撞后，弹簧的强度无法承受质量块较大的横向位移，进而发生严重断裂。横向冲击时尽管未发生完全失效，但齿形结构严重剥落。因此，改进后坐保险装置结构，提升后坐保险装置抗高过载性能是重要的研究方向。

3 后坐保险装置改进与分析

3.1 后坐保险装置结构改进

为了提高后坐保险装置的抗过载能力，改善后坐保险装置的载荷识别能力，在质量块的中心增加了一个固定锚点，限制质量块的横向位移，在保证装置功能的前提下减小了易损坏部件之间的相互碰撞。其中，改进后的后坐保险装置示意图及关键参数分别如图 5和表 1所示。作为改进的关键结构，主要考虑了质量块质心变化、深反应离子刻蚀工艺的特征尺寸极限和结构强度、质量块中心的可用空间等问题，对锚点位置、尺寸及运动间隙进行控制，进而确定了锚点外形尺寸。

Thumbnail: 图5 Refer to the following caption and surrounding text. 图5

改进的后坐保险装置原理图

表1

后坐保险装置关键参数

3.2 仿真分析

带有齿形轨道机构的后坐保险装置运动非线性较强，而改进后的结构增加了锚点，进一步复杂化了这一运动，因而通过公式推导的方式很难得出准确的位移响应和强度理论，可以通过有限元分析的方式直观反映这一强非线性运动的动态响应结果和应力分布趋势。采用LS-DYNA进行仿真分析，其中，设置硅的材料参数密度、弹性模量、泊松比分别为2 300 kg/m3，130 GPa，0.28[19–22]。其中，锚点和框架施加固定约束，弹簧质量块系统和闭锁结构施加面外位移约束。

为了验证改进后的后坐保险装置基本功能，通过有限元分析方法模拟结构在受到运动方向的发射载荷和跌落载荷时的工作状态。发射载荷采用(6 000g, 3 ms)半正弦载荷脉宽模拟，跌落载荷采用(15 000g, 150 μs)半正弦载荷脉宽模拟，判断装置是否达到200 μm的闭锁位移。改进的后坐保险装置仿真位移响应如图 6所示。后坐保险装置在受到跌落载荷作用时，质量块位移无法达到闭锁位移200 μm，而后坐保险装置在受到发射载荷作用时，质量块在锚点的引导和约束作用下，沿着加速度方向运动，齿形轨道机构相互碰撞，最后锁钩与闭锁梁互锁，质量块位移达到了200 μm并可靠闭锁。

Thumbnail: 图6 Refer to the following caption and surrounding text. 图6

改进后坐保险装置位移响应

通过动态响应分析验证了改进后的后坐保险装置的可行性，对改进前后的结构进行批量仿真与分析，选择0~1 000 μs的脉宽范围和0g~15 000g的加速度峰值范围形成的半正弦载荷域，均匀取400组跌落载荷，并以脉宽的1.1倍作为仿真时长，保证运动完整性，并将仿真结果通过插值拟合，得到域范围内的色域图。

首先进行识别能力的分析，图 7展示了不同的弹丸在不同高度垂直跌落至不同目标时产生的典型载荷分布[23]，如果在跌落载荷下后坐保险装置产生误锁，可能会造成严重的安全问题。对改进前后的结构质量块沿后坐力方向的位移进行分析，提取质量块上端面的位移结果，以端面位移最小位置的最大值为评价目标。通常情况下，此值大于185 μm即代表闭锁，以此在0~400 μs的脉宽范围和0g~7 000g的加速度峰值范围的区域内进行对比，结果如图 8和图 9所示。由仿真结果可知，改进后的结构对于0.7 m高度跌落至不同目标的几种典型载荷的识别提升明显，而这一高度也是较为常见的跌落高度之一。

Thumbnail: 图7 Refer to the following caption and surrounding text. 图7

不同弹丸在不同高度垂直跌落至不同目标时的典型载荷分布

Thumbnail: 图8 Refer to the following caption and surrounding text. 图8

改进前后坐保险装置在0~400 μs脉宽范围和0g~7 000g加速度峰值范围的目标位移分布

Thumbnail: 图9 Refer to the following caption and surrounding text. 图9

改进后后坐保险装置在0~400 μs脉宽范围和0g~7 000g加速度峰值范围的目标位移分布

另外，齿形轨道是后坐保险装置进行载荷区分和识别的重要机构，域分析结果表明(如图 10和图 11所示)，改进后的结构齿形在高幅值、窄脉宽载荷区域的应力也有明显改善，大于400 MPa的应力区域减小。

Thumbnail: 图10 Refer to the following caption and surrounding text. 图10

改进前后坐保险装置的齿形在0~1 000 μs脉宽范围和0g~15 000g加速度峰值范围的目标位移分布

Thumbnail: 图11 Refer to the following caption and surrounding text. 图11

改进后后坐保险装置的齿形在0~1 000 μs脉宽范围和0g~15 000g加速度峰值范围的应力分布

3.3 试验验证

采用深反应离子刻蚀(deep reactive ion etching, DRIE)工艺加工改进后的样机。工艺流程如图 12所示。硅基后坐保险装置制备过程为：①备片：选择电阻率为0.01~0.02 Ω·cm的100晶面硅片；②光刻：涂覆光刻胶并进行光刻，确保图案符合器件结构；③刻蚀：采用DRIE刻蚀，使用刻蚀气体进行深刻蚀，形成所需结构；④备片：选择厚度为500 μm的7740玻璃片作为基底；⑤键合：精确对准并将硅片与玻璃键合，确保良好黏附；⑥减薄：使用KOH/CMP工艺将硅片减薄至110 μm；⑦光刻M2：进行结构光刻标记2#；⑧深刻蚀：进行结构释放；⑨划片：涂胶保护并进行划片，分离器件；⑩清洗：使用丙酮等清洗剂去除光刻胶残留，确保清洁。最后将划片后的样机进行封装与固定。

Thumbnail: 图12 Refer to the following caption and surrounding text. 图12

样机制作工艺过程

有限元仿真的应力结果精度受网格疏密等因素影响，因此难以得到准确的应力值，而冲击试验的结果更加直观和准确，对改进后的样机进行冲击试验并与改进前的试验结果进行对比，结果更为直观。对改进后的样机进行后坐力方向、横向和后坐力反方向3个方向的冲击试验。首先进行沿后坐力方向的冲击，对同一后坐保险装置进行了5次冲击，其中，冲击结果和载荷大小如图 13所示。第1次冲击后，质量块锁钩表面微剥落，锚点轨道开裂，第2次冲击无明显变化，第3次冲击时右侧齿形表面微剥落，第4次冲击无明显变化，直到第5次冲击时，右侧的闭锁结构断裂，后坐保险机构完全失效。对后坐方向进行重复性试验，结果如表 2所示，被测器件早期均未发生严重结构失效，最终的失效均表现为累计高过载下的破坏，该过载阈值符合抗过载能力需求。试验结果验证了改进后的后坐保险装置具有较好的抗过载能力。

Thumbnail: 图13 Refer to the following caption and surrounding text. 图13

改进器件在后坐力方向的冲击结果

表2

后坐力方向的后坐保险装置重复性试验结果

取1组新的样机进行横向冲击研究。3次冲击载荷的幅值和脉宽分别为(17 600g, 98.86 μs), (16 200g, 113.3 μs), (19 000g, 92.06 μs)，3次冲击后，样机没有明显损伤。3次冲击后的结果如图 14a)所示。取1组新的样机进行后坐力反方向的冲击，3次冲击载荷的幅值和脉宽分别为(14 400g, 68.58 μs), (22 000g, 74.98 μs), (19 200g, 71.38 μs), 3次冲击后，样机也没有明显损伤。3次冲击后的结果如图 14b)所示。额外的横向冲击试验(5次累计冲击，载荷峰值20 400g)和后坐力反方向试验(4次累计冲击，载荷峰值16 000g)用以验证结果的一致性。结果表明冲击后的器件亦没有明显损伤，验证了结果的一致性。

Thumbnail: 图14 Refer to the following caption and surrounding text. 图14

改进器件冲击结果

试验结果表明，改进的后坐保险装置抗过载能力明显提升，沿后坐方向冲击时，多次累计冲击载荷都没有造成质量块与弹簧连接处发生严重结构失效，直到第5次冲击时闭锁结构断裂才导致完全失效。这说明锚点的引入限制了质量块的大幅度运动，降低了质量块与弹簧连接处的应力。而沿横向和后坐力反方向冲击时，由于锚点的限制，质量块的运动被有效限制，进而降低了易损部位的应力，齿形也不再发生较为严重的剥落。

4 结论

本文针对硅基MEMS后坐保险装置载荷识别能力不足和抗过载性能较差的问题，对硅基MEMS后坐保险装置进行了失效分析和优化。

1) 对单自由度弹簧质量块系统的位移响应进行分析，并针对典型弹簧质量块系统的后坐保险装置的试验需求建立了马希特锤击平台和可视化平台，进行了冲击试验。针对后坐力方向、横向和后坐力反方向进行了冲击，结果表明，多数器件的质量块与弹簧连接处发生了严重的断裂失效，这是由于质量块在运动过程中，横向位移较大，加重了碰撞，进而导致抗过载能力较弱。

2) 针对原后坐保险装置抗过载能力不足的问题，对后坐保险装置进行改进设计，通过在质量块中心填加固定锚点的方式限制了质量块的横向位移，并通过有限元仿真对比了改进前后后坐保险装置的位移响应和齿形机构的应力。结果表明，改进后的后坐保险装置在0.7 m高度跌落的典型勤务载荷的识别能力有明显提升，且齿形机构的最大应力得到改善。

3) 采用深反应离子刻蚀工艺加工了改进后的后坐保险装置样机，并同样在后坐力方向、横向和后坐力反方向进行了冲击试验，试验中进行了多次高幅值的冲击。试验结果表明，与改进前结构相比，并未出现质量块与弹簧连接处断裂的严重失效行为，且齿形表面剥落也减轻，这说明改进后的后坐保险装置抗过载能力明显提升。

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All Tables

表1

后坐保险装置关键参数

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表2

后坐力方向的后坐保险装置重复性试验结果

In the text

All Figures

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某后坐保险装置原理图
In the text
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试验平台
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冲击试验
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冲击试验
In the text
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改进的后坐保险装置原理图
In the text
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改进后坐保险装置位移响应
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不同弹丸在不同高度垂直跌落至不同目标时的典型载荷分布
In the text
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改进前后坐保险装置在0~400 μs脉宽范围和0g~7 000g加速度峰值范围的目标位移分布
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改进后后坐保险装置在0~400 μs脉宽范围和0g~7 000g加速度峰值范围的目标位移分布
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改进前后坐保险装置的齿形在0~1 000 μs脉宽范围和0g~15 000g加速度峰值范围的目标位移分布
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改进后后坐保险装置的齿形在0~1 000 μs脉宽范围和0g~15 000g加速度峰值范围的应力分布
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样机制作工艺过程
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改进器件在后坐力方向的冲击结果
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改进器件冲击结果
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