雙向抗高過載微流體慣性開關

張潤鐸， 聶偉榮， 丘偉祥

(南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

隨著引信智能化、微型化技術的發展，越來越多的微慣性開關研究應用于智能彈藥引信系統.當微慣性開關所受加速度大于其閾值時，電極接通并觸發電信號.通過對微慣性開關的結構進行合理設計，可實現對不同環境力下加速度載荷的區分，為智能彈藥的安全控制提供核心部件.傳統的微慣性開關多為微機械開關，主要由彈簧和質量塊系統、固定電極組成，但存在接觸電極振動引起的接觸不穩定等問題[1-3].而基于固-液接觸原理的微流體慣性開關沒有機械振動，可以較好地解決接觸不穩定的問題，因此學者們對其做了大量研究.

黃劉等[4]提出了低閾值抗高過載微流體慣性開關，流體材料選用一定濃度的鹽水，微通道采用環形封閉式的微連通器結構，開關靜態加速度閾值為152.3g(g為重力加速度)，且在幅值為 30 000g的沖擊載荷下不會發生液滴分離.在此結構基礎上，Li等[5]分析了U型結構高度差對開關加速度閾值的影響.Shen等[6]分析了微通道截面尺寸對開關液位振蕩的影響.但因為鹽水凝點較高，接電電阻較大，很難滿足引信使用要求.Shen等[7]研究了基于鎵銦合金液滴的可恢復微流體慣性開關.當開關受到大于其閾值的慣性力時，金屬液滴與金屬電極接觸導通開關，在慣性力消失后，由于兩側液面所受毛細力不同，液滴可恢復原狀.該開關靜態閾值僅有22g，鎵銦合金液滴凝點較高，不宜在低溫條件下使用，且鎵銦錫合金易氧化導致微通道堵塞.Xu等[8]設計出一種基于水銀液滴的環形角加速度計，可以將角加速度信號轉化為電容變化輸出，測量范圍為 ±2.12°～±360°，分辨率可達0.4°.Nie等[9]基于蛇形微通道結構，采用水銀為工作流體，提出一種具有延時響應特性的微流體慣性開關，該開關可識別單向加速度載荷，并在一定負載下具備延時響應特性，但開關閾值較低.李嘉杰等[10]研究了一種基于水銀液滴的高閾值長脈寬響應微流體慣性開關，開關靜態閾值可達 3 000g以上，可有效區分同方向幅值為 -12 000g、脈寬為300 μs與幅值為 -20 000g、脈寬為4 ms的加速度載荷，但該開關僅能單方向區分加速度載荷.當受到幅值為 12 000g、脈寬為300 μs的加速度載荷時，同樣也會出現液滴分離的情況，從而造成開關失效，因此仍不能完全滿足引信的使用要求.

綜上所述，微流體慣性開關雖然已經取得諸多研究成果，但由于其在受到與敏感方向相反的高閾值沖擊載荷時會產生液滴分離的現象，進而可能導致開關無法正常接通，這限制了其在智能彈藥引信系統中的應用.本文基于微通道內水銀液滴所受毛細力原理，設計蛇形緩沖通道與三級毛細閥結構，增大水銀運動阻力，使開關在典型正向勤務跌落載荷(幅值為 12 000g，脈寬為300 μs)與典型反向勤務跌落載荷(幅值為 -12 000g，脈寬為300 μs)作用下水銀均不出現液滴分離的情況，保證開關穩定可靠.建立微通道模型并采用Fluent軟件進行瞬態流動仿真；采用先粘合硅基底與玻璃蓋板，然后進行注液的工藝流程制作樣機，并對樣機進行Machete落錘沖擊試驗，驗證了開關雙向抗高過載的功能.對雙向抗高過載微流體慣性開關的研究拓寬了微流體慣性開關的功能，為智能彈藥在高過載環境下的安全控制提供了核心部件.

1 理論模型

由于重力縮放比例與毛細力的縮放比例分別為E4和E1(E為比例因子)，在微尺度下毛細力對液滴運動的影響遠大于自身重力影響，所以微流體慣性開關內水銀液滴重力作用對其運動影響可以忽略，主要分析液面兩側的毛細力與微通道阻尼系數對微液滴運動的影響.毛細力指的是由三相接觸線上的表面張力所引起的“氣-液”相分界面兩側壓力差.其中表面張力可表示為

F=σl

(1)

式中：σ為氣液分界面的表面張力系數；l為三相接觸線的長度.

對于任意截面形狀的微通道，毛細力的計算公式[11]可表示為

(2)

式中：li為微通道第i個壁面的接觸線長度；θi為液體與第i個壁面的接觸角；αi為第i個壁面的壁面張角；A為氣液分界面截面面積.由式(2)可以知道，通過改變壁面張角可以改變毛細力方向，在壁面張角一定的情況下，改變微通道截面尺寸可以改變毛細力大小.

微通道內毛細力原理如圖1所示.其中：θ為液體與壁面的接觸角；b為微通道寬度；h為微通道深度；bs為收縮型毛細閥初始寬度；be為擴張型毛細閥初始寬度；αs為收縮型毛細閥的收縮角；αe為擴張型毛細閥的擴張角；FP為直通道內液滴氣液分界面處所受毛細力；FP1為收縮型毛細閥氣液分界面處液滴所受毛細力；FP2為擴張型毛細閥氣液分界面處液滴所受毛細力.對于矩形截面的微通道(見圖1(a))，氣液分界面毛細力的近似表達式[12]為

(3)

式中：D為液壓直徑，實際應用中液壓直徑定義為D=4A/S，S為微通道截面周長.水銀液滴位于收縮型毛細閥與擴張型毛細閥的受力狀態如圖1(b)和1(c)所示，則兩種狀態下水銀液滴氣液分界面所受毛細力FP1和FP2可以分別表示為

圖1 微通道內毛細力原理圖

基于液滴在微通道內的毛細力原理，所設計的環形微通道結構如圖2所示.其中：b1為主通道毛細閥喉部寬度；b2為主通道寬度；b3為右側第二收縮型毛細閥喉部寬度；b4為位置2右側的液面寬度；b5為緩沖通道寬度；b6為主通道寬度為位置1左側的液面寬度；b7為位置1右側的液面寬度；α1為左側收縮型毛細閥收縮角；α2為右側擴張型毛細閥擴張角；α3為右側第二收縮型毛細閥收縮角；r為主通道左側毛細閥圓角半徑；ΔH為主通道兩側液面初始高度差.該通道主要由主通道、毛細閥、三級毛細閥、緩沖通道、導氣通道等組成.其中，三級毛細閥包括2個收縮型毛細閥和1個擴張型毛細閥，緩沖通道由3個半圓通道與2個直通道組成.初始狀態時，水銀液滴位于主通道內(見圖2位置2).水銀兩側液面的毛細力差值FPr-FPl>0，其中：FPl為左側氣液分界面處液滴所受毛細力；FPr為右側氣液分界面處液滴所受毛細力.在沒有外力的作用下，水銀液滴會保持在主通道內.此時開關僅受毛細力作用，開關的靜態加速度閾值可表示為

(6)

式中：ρ為水銀密度；C為微通道表面粗糙度系數.在受到正向勤務跌落載荷作用時，由于兩側液面的毛細力不同，水銀液滴將從主通道左側上升至緩沖通道內.當載荷消失后，其氣液分界面如圖2位置3所示.此狀態下，水銀兩側液面的毛細力差值FPr-FPl<0，因此，水銀液滴會從左側緩沖通道向主通道回流，直至穩定.在受到反向勤務跌落載荷作用時，水銀液滴開始突破右側擴張型毛細閥，由于勤務跌落載荷脈寬較窄，當載荷消失后，其氣液分界面如圖2位置1所示.此狀態下，水銀兩側液面的毛細力差值FPr-FPl>0，因此水銀液滴右側液面會下降，直至穩定.

圖2 慣性開關氣液分界面位置圖

2 數值計算

2.1 模型建立

為驗證微流體慣性開關的雙向抗高過載能力，采用Gambit軟件對開關建立模型與劃分網格.網格類型采用六面體網格單元可有效提高VOF(Volume of Fluid)模型的計算精度.開關網格模型如圖3所示，開關多組模型參數如表1所示，仿真材料參數如表2所示.其中：ρm為水銀液滴密度；ρg為空氣密度；ηm為水銀液滴黏度；ηg為空氣黏度；σm為水銀液滴表面張力系數；θf為水銀在硅板上的前進接觸角；θb為水銀在硅板上的后退接觸角.

圖3 微流體慣性開關網格模型

表1 開關主要結構參數

表2 仿真材料參數

2.2 仿真求解

采用Fluent中的VOF模型作為運動界面追蹤模型，對水銀液滴在微通道內的運動進行數值模擬，驗證在正向勤務載荷與反向勤務載荷作用下開關的抗高過載功能.由于Fluent軟件中只能設定固定的加速度參數，所以需要通過用戶自定義函數(UDF)施加半正弦波的加速度載荷.采用Tecplot軟件提取氣液分界面位置.為快速提取各種狀態下氣液分界面位置，基于Python語言對Tecplot腳本文件進行二次開發，并調用外部函數快速提取氣液分界面位置.

2.3 仿真結果分析

前期工作中[10]已經驗證了三級毛細閥結構可以實現區分反向勤務跌落載荷(幅值為 -12 000g，脈寬為300 μs)與后坐載荷(幅值為 -20 000g，脈寬為4 ms)的功能，僅在高閾值長脈寬的沖擊載荷下穩定接通電極，且運動過程中水銀液滴不發生液滴分離，但其忽略了正向勤務載荷(幅值為 12 000g，脈寬為300 μs)作用下，水銀液滴仍會產生液滴分離的現象，如圖4所示.

圖4 液滴分離狀態

為解決正向勤務跌落載荷作用下液滴分離的問題，添加蛇形緩沖通道，在正向勤務跌落載荷作用下，不同模型內水銀液滴兩側液面高度變化如圖5所示.其中：hl為左側液面高度；hr為右側液面高度；t為時間.對比模型1、2與5的液面位移曲線可知，緩沖通道的寬度能夠影響水銀液滴的恢復.當緩沖通道寬度b4=20 μm時，由于緩沖通道阻尼系數較大，運動過程中在主通道內產生較多微小氣泡，致使水銀右側液面不能完全恢復；當b4=35 μm時，運動過程中在緩沖通道內發生液滴分離的現象，致使水銀左側液面不能完全恢復.對比模型2與3的液面位移曲線可知，蛇形緩沖通道中的直通道長度可影響水銀液滴的恢復.當直通道的長度較小時，不能實現緩沖功能，仍會產生液滴分離的現象，致使水銀液滴不能完全恢復.由于水銀在正向勤務跌落載荷作用下，恢復過程為振蕩恢復，即恢復過程先突破右側擴張型毛細閥.當左側氣體排出后，左側液面上升，右側液面下降.對比模型2與4的液面位移曲線可知，右側第二收縮型毛細閥的喉部寬度也可影響水銀液滴的恢復.模型2可以較好地實現正向抗高過載功能，但在恢復過程中由于水銀表面張力較大，不能完全充滿左側收縮型毛細閥的鈍角結構，致使右側液面不能完全恢復至初始狀態，如圖6所示.

圖5 液面-位移曲線

圖6 水銀穩定狀態圖

為了實現水銀的完全恢復，將主通道左側的鈍角進行圓角過渡，其結構參數如表1中的模型6所示.開關在正向勤務跌落載荷與反向勤務跌落載荷的作用下，模型6中水銀液滴的運動狀態如圖7(a)和7(b)所示.由圖7(a)和7(b)可知，水銀液滴在兩種勤務載荷作用下，均不會產生液滴分離的現象；在勤務跌落載荷消失之后，水銀可以完全恢復至初始狀態，實現雙向抗高過載的功能.對開關施加后坐載荷(幅值為 -20 000g，脈寬為4 ms)進行仿真，結果如圖7(c)所示.由圖7(c)可知，該開關仍然具備前期工作中[10]提出的高閾值長脈寬響應特性及可靠閉鎖功能.

圖7 水銀在不同加速度激勵下的運動狀態

3 試驗驗證

3.1 樣機制作

由于水銀液滴表面張力較大，采用注射泵難以直接獲取體積為10.4 nL的水銀液滴，采用微推力計推出最小水銀液滴體積與300 nL酒精較為接近，如圖8所示，不能直接應用于微流體慣性開關.試驗中通過添加相應的微通道實現定量液滴的制取，微流體慣性開關整體結構如圖9所示.與前期工作中[10]設計的開關結構不同，該開關添加注液孔、排氣孔、儲液池1、儲液池2與導氣通道等輔助注液微通道.

圖8 微推力泵制取工作液滴

圖9 慣性開關結構示意圖

試驗樣機如圖10所示.采用濕法刻蝕[13]的方法將微通道刻蝕在硅基底上，采用磁控濺射金屬技術[14]將金屬電極電鍍在玻璃蓋板上.前期工作中[10]采用先注液后進行硅基底與玻璃蓋板粘合的方式完成開關的制作，由于沒有設計注液孔與排氣孔，該方式只能膠封粘合，不易實現硅與玻璃鍵合.本文設計的試驗樣機采用先粘合硅基底與玻璃蓋板后注液的工藝流程進行制作，可以為硅基底與玻璃蓋板進行化學鍵合，提高開關密封性提供借鑒.采用微注射器與導管將水銀通過注液孔注入儲液池1，如圖11所示.

圖10 試驗樣機

圖11 注液試驗圖

3.2 離心試驗

樣機注入水銀液滴后，需要對樣機施加兩次離心力將水銀液滴注入主通道內，采用如圖12所示的試驗裝置對樣機進行離心加載試驗.樣機受到的離心加速度可以表示為

圖12 離心試驗設備

(7)

式中：R為開關到離心轉臺中心的距離；n為離心轉臺的轉速.

當對開關施加轉速為910 r/min的離心力時，水銀液滴從儲液池1流入儲液池2，離心力卸載后，由于毛細力作用，水銀液滴在儲液池2左側發生液滴分離，多余液滴恢復至儲液池1內；當對開關施加轉速為 4 072 r/min的離心力時，儲液池2內的水銀液滴經緩沖通道流入主通道內，同時儲液池1內多余水銀液滴流至注液孔處；采用注射器將注液孔處多余液滴吸出，樣機制作完成.離心試驗結果表明，增加輔助注液微通道后，采用先粘合硅基底與玻璃蓋板后注液的工藝流程制作開關樣機，為開關后期制作過程中采用硅與玻璃化學鍵合的工藝提供經驗.

3.3 Machete落錘沖擊試驗

采用Machete落錘沖擊系統模擬勤務跌落載荷，如圖13所示.對開關樣機分別施加正向和反向沖擊載荷，以驗證開關的雙向抗高過載能力.

圖13 Machete落錘沖擊系統

試驗中，通過改變落錘高度與墊片厚度調節沖擊載荷的幅值與脈寬，通過改變樣機的方向改變沖擊載荷的方向.正向沖擊載荷幅值從 9 000g逐漸增加，如表3所示.其中：Z為沖擊載荷幅值；Δt為沖擊載荷脈寬；Y為試驗結果，Y等于0時表示未發生液滴分離，Y等于1時表示發生液滴分離.在幅值為 12 100g，脈寬為286 μs的正向沖擊載荷作用下，水銀未產生液滴分離的現象，與模型2的仿真結果一致，如圖14所示.其中：U為電荷放大器輸出電壓.根據傳感器型號與電荷放大器設置，輸出電壓與加速度信號之間的關系為1 V=10 000g.這里需要注意的是，水銀液滴并未能完全恢復至初始狀態，其主要原因為水銀表面張力較大，液滴未能完全充滿左側收縮型毛細閥，致使右側液面未能完全恢復.試驗結果表明，緩沖通道結構可實現正向勤務載荷作用下開關的抗高過載功能.調整樣機方向，重新依次施加沖擊載荷，在幅值為 12 400g，脈寬為263 μs的反向沖擊載荷作用下，水銀未產生液滴分離的現象，如圖15所示，表明反向勤務載荷作用下開關仍具備抗高過載功能.

表3 沖擊載荷參數及試驗結果

圖14 正向沖擊載荷信號與加載后的樣機圖

圖15 反向沖擊載荷信號與加載后的樣機圖

4 結語

本文基于微通道內水銀液滴所受毛細力原理，設計了蛇形緩沖通道與三級毛細閥結構，提出一種具有雙向抗高過載功能的新型微流體慣性開關.采用有限元仿真與樣機試驗相結合的方法，對開關功能進行了驗證.仿真結果證明，開關在正向勤務跌落載荷和反向勤務跌落載荷作用下，水銀均未發生液滴分離的現象，且水銀運動后均可完全恢復至初始狀態；后坐載荷作用下水銀液滴可突破右側三級毛細閥，后坐載荷消失后，可保持穩定狀態.采用先粘合硅基底與玻璃蓋板后注液的工藝流程制作開關樣機，為玻璃蓋板與硅基底進行化學鍵合后注液提供試驗參考.試驗結果表明，開關在幅值為 12 100g，脈寬為286 μs的正向勤務跌落載荷與幅值為 12 400g，脈寬為263 μs的反向勤務跌落載荷作用下，水銀液滴均未發生液滴分離，與仿真結果一致.相比于傳統微流體慣性開關，該開關具備雙向抗高過載能力，可為智能彈藥的安全控制提供核心部件.