章 云，姜 倩，劉 衛(wèi)，解瑞珍，任小明，劉 蘭

（1.西安電子科技大學(xué) 機電工程學(xué)院，陜西 西安 710071；2.陜西應(yīng)用物理化學(xué)研究所 應(yīng)用物理化學(xué)重點實驗室，陜西 西安 710061）

0 引 言

火工品系統(tǒng)是武器系統(tǒng)始發(fā)能源的關(guān)鍵器件和裝置，在武器彈藥、航空航天中發(fā)揮引爆、傳爆等作用，占據(jù)重要地位［1-2］。隨著現(xiàn)代工業(yè)的發(fā)展，火工品系統(tǒng)呈現(xiàn)小型化和智能化特征，其配套的安保機構(gòu)也需要更精細、可靠、智能。因此，為保障火工品系統(tǒng)安全可靠運行，亟需制作一種性能優(yōu)良的微安保機構(gòu)。

學(xué)者們圍繞微安保機構(gòu)開展了諸多研究，機械解保作為最早的解保方式，應(yīng)用較成熟。Robinson 等［3］研究了一種由滑塊、轉(zhuǎn)子、鎖閂、彈簧和鎖組成，可利用慣性力完成解保的機械安全保險裝置。Seok 等［4］研制了基于球驅(qū)動的新型MEMS 安保裝置，可抗高沖擊，結(jié)構(gòu)也簡單。為提升解保過程的可控性，可采用電磁驅(qū)動、電化學(xué)驅(qū)動和電熱驅(qū)動等方法實現(xiàn)安保結(jié)構(gòu)的主動驅(qū)動［5-7］。電磁式驅(qū)動法具有較大的輸出力和位移，響應(yīng)速度快，但功率消耗大、線圈式結(jié)構(gòu)復(fù)雜、制備成本高；電化學(xué)驅(qū)動法中，以火藥燃燒產(chǎn)生的氣體作為驅(qū)動源，能量密度高，驅(qū)動位移大，但含能材料配比和制備不易控制，與器件制造工藝兼容性差、制造過程較繁瑣；相比而言，電熱驅(qū)動法結(jié)構(gòu)緊湊、驅(qū)動電壓小以及輸出力和位移性能較好。

傳統(tǒng)單向解保方式有一定的局限性，例如：當(dāng)發(fā)現(xiàn)攻擊目標錯誤或異常時，不可按預(yù)定程序起爆，但此時已解除保險的火工品具有極大安全風(fēng)險，需要安保機構(gòu)具有安全狀態(tài)可恢復(fù)特性，以對爆炸序列進行再次隔斷［8］。為此，學(xué)者們對可恢復(fù)安保機構(gòu)進行了初步嘗試，南京理工大學(xué)朱珊［8-9］提出了一種基于滑塊繼續(xù)運動的可恢復(fù)安全隔離裝置，用于尺寸空間較小的小口徑炮彈中。在微型化可恢復(fù)式安保機構(gòu)方面，目前多數(shù)微安保機構(gòu)都是采用硅基材料制作驅(qū)動執(zhí)行器，但硅基材料耐摩擦性、抗周期疲勞以及抗過載能力較差，其應(yīng)用于可恢復(fù)式機構(gòu)時疲勞強度不可控。相比而言，金屬材料的抗疲勞、抗過載性強，但其精密制造工藝手段卻不足。隨著激光技術(shù)的飛速發(fā)展，激光加工已用于在復(fù)雜、精細金屬零件的批量制造，可同時滿足加工精度與生產(chǎn)效率需要。Lai 等［10］將多個驅(qū)動單元串聯(lián)起來，形成級聯(lián)結(jié)構(gòu)，利用激光微加工技術(shù)制造了幾種具有不同數(shù)量驅(qū)動單元的微驅(qū)動器。Wang等［11］研究了飛秒激光直接制備鎳微懸臂梁，并對激光加工參數(shù)進行了優(yōu)化，得到了結(jié)構(gòu)、尺寸構(gòu)型良好的鎳微懸臂梁，但該結(jié)構(gòu)驅(qū)動位移較小。

綜上，現(xiàn)有研究或因驅(qū)動方式局限而無法滿足現(xiàn)代智能火工品可恢復(fù)特性，或因安保系統(tǒng)關(guān)鍵構(gòu)件材料屬性而對于惡劣環(huán)境適應(yīng)性不夠，亟待研究具備良好控制特性、結(jié)構(gòu)強度滿足疲勞與過載需求的新型微安保機構(gòu)。鑒于此，本研究設(shè)計分析了一種利用電熱原理驅(qū)動的金屬基微安保機構(gòu)，引入了激光制造工藝對安保機構(gòu)進行了精細加工，并通過仿真與實驗得到了合理的結(jié)構(gòu)尺寸和加工工藝參數(shù)，最后，結(jié)合實驗驗證了所開發(fā)的微安保機構(gòu)作動與隔爆性能。

1 微安保機構(gòu)驅(qū)動結(jié)構(gòu)與整體方案設(shè)計

1.1 微安保機構(gòu)驅(qū)動結(jié)構(gòu)設(shè)計

考慮到微安保機構(gòu)設(shè)計中電熱驅(qū)動器的結(jié)構(gòu)緊湊、驅(qū)動電壓小、輸出力和輸出位移較大等優(yōu)點，本研究采用熱膨脹變形原理作為驅(qū)動源。微型電熱執(zhí)行器主要有U 型和V 型2 種結(jié)構(gòu)形式，其中U 型電熱執(zhí)行器有單熱臂結(jié)構(gòu)和雙熱臂結(jié)構(gòu)，在熱臂長度和電壓相同的條件下，由于雙熱臂U 型電熱執(zhí)行器產(chǎn)生的位移比單熱臂U 型電熱執(zhí)行器產(chǎn)生的位移大［12］，為此，研究選擇雙熱臂U 型電熱執(zhí)行器進行研究。

研究選取總體尺寸為21.15 mm×13.00 mm的U型雙熱臂電熱執(zhí)行器和總體尺寸為33.83 mm×11.49 mm的V 型電熱執(zhí)行器，通過COMSOL 多物理場仿真，對V 型電熱執(zhí)行器和U 型雙熱臂電熱執(zhí)行器的驅(qū)動位移進行了分析，加載10 A 電流，測試得到2 種執(zhí)行器的位移輸出對比圖，結(jié)果如圖1 所示，其中2 種執(zhí)行器的熱臂長度、臂寬、各臂之間間隙相同，放大機構(gòu)尺寸相同。由圖1 可以看到，U 型雙熱臂電熱執(zhí)行器輸出位移為593 μm，V 型電熱執(zhí)行器輸出位移為470 μm，裝置最高溫度為578 K；可見，結(jié)構(gòu)尺寸相同，同樣的電流激勵下，總尺寸較小的U 型雙熱臂電熱執(zhí)行器能夠輸出更大的位移。

圖1 U 型和V 型電熱執(zhí)行器與放大機構(gòu)集成對比Fig.1 Comparison of U-type and V-type electrothermal actuators integrated with amplification mechanism

為實現(xiàn)更大的輸出位移，研究選取U 型雙熱臂電熱執(zhí)行器與柔順放大機構(gòu)的集成形式進行安保機構(gòu)設(shè)計分析，其中，U 型雙熱臂電熱微致動器模型如圖2 所示，圖2 中外熱臂連接正電極，內(nèi)熱臂連接負電極，虛線部分表示通電后運動方向，最終輸出位移量用字母D 表示。

圖2 雙熱臂U 型電熱微致動器模型Fig.2 Model of a U-shaped electrothermal micro actuator with two thermal arms

為了探究梁之間的間隙對結(jié)構(gòu)位移的影響［13］，研究分3 種情況進行分析，包括：（1）僅改變內(nèi)外熱臂間隙M1，保持內(nèi)熱臂與冷臂之間的間隙M2不變；（2）僅改變內(nèi)熱臂與冷臂之間的間隙M2，保持內(nèi)外熱臂間隙M1不變；（3）同時改變內(nèi)外熱臂間隙M1和內(nèi)熱臂與冷臂之間的間隙M2。研究結(jié)果如圖3 所示。由圖3 可以看出，無論是改變內(nèi)外熱臂間隙還是內(nèi)熱臂與冷臂之間的間隙，電熱執(zhí)行器的輸出位移都會隨著間隙的增大而減小，并且內(nèi)外熱臂之間間隙比內(nèi)熱臂與冷臂之間的間隙對結(jié)構(gòu)位移影響稍大。若同時改變內(nèi)外熱臂間隙和內(nèi)熱臂與冷臂之間的間隙，且兩個間隙相等，則間隙越小結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的位移越大，并且比只減小一個間隙位移更大。為此，在加工條件允許的情況下，應(yīng)盡可能減小各臂間隙。

圖3 梁之間的間隙對位移大小的影響Fig.3 The effect of the gap between the beams on the magnitude of the displacement

此外，彎曲段尺寸對結(jié)構(gòu)位移的影響也需要計入。為此研究分別改變彎曲段寬度與長度，通過COMSOL 多物理場仿真軟件進行研究，結(jié)果如圖4 所示。由圖4 可以看出，彎曲段的長度和寬度對輸出位移的影響是相互制約的，寬度越小、長度越長，結(jié)構(gòu)的輸出位移越大。

圖4 彎曲段寬度和長度對位移大小的影響Fig.4 Influence of the width and the length of the bending section on the magnitude of the displacement

結(jié)合圖3 和圖4 分析結(jié)果，在滿足技術(shù)指標的前提下，應(yīng)使結(jié)構(gòu)盡量緊湊。最終設(shè)計了基于如圖2 所示U 型電熱執(zhí)行器與柔性一級放大機構(gòu)集成的安全與解保機構(gòu)，總體尺寸為21.15 mm×13 mm。其中，雙熱臂U 型電熱執(zhí)行器L=12.5 mm，L4=9.65 mm，L0=1.5 mm，M1=0.35 mm，M2=0.35 mm，L1=3 mm，L2=3 mm，L3=1 mm，W1=3 mm，W2=3 mm，W3=2.3 mm，H1=0.35 mm，H2=0.35 mm，H0=0.35 mm。柔性放大機構(gòu)彎曲梁和支撐梁寬度均為0.35 mm，長度均為5.55 mm。

為研究電熱執(zhí)行器封裝后的驅(qū)動特性，將底板與蓋板進行集成建模，進而構(gòu)建了其電熱耦合分析模型。仿真時，對電熱執(zhí)行器在1 s 內(nèi)施加8 A 電流，1 s后停止通電，考慮基底處由于熱傳導(dǎo)導(dǎo)致的溫升，仿真分析結(jié)果由圖5a 可知，解保過程中，在1 s 內(nèi)，只有電熱執(zhí)行器熱臂溫度明顯升高到493 K，基底溫度無明顯變化，由圖5b 可知，在施加8 A 的激勵下，安保機構(gòu)在斷電2 s 后恢復(fù)至安全位置。

圖5 安保機構(gòu)溫度分布和位移恢復(fù)曲線Fig.5 Temperature distribution and displacement recovery curve of the safety and arming device

在圖5a 的模型基礎(chǔ)上，1s 內(nèi)對電熱執(zhí)行器添加不同電流激勵，仿真模擬得到安保機構(gòu)的位移-時間和溫度-時間曲線，如圖6 所示。由圖6 可以看出，10 A 電流時，最大位移可在1 s 時達到1547 μm，并且最高溫度為708 K。由于金屬鎳的熔點為1726 K，這表明該安保機構(gòu)可以在未達到熔點的前提下，實現(xiàn)大行程的驅(qū)動。同時，由圖6 可知金屬鎳制造的電熱驅(qū)動器輸出位移隨著電流升高而增大，因?qū)嶋H安保機構(gòu)的電阻偏小，故鎳基電熱執(zhí)行器可以在較低的激勵電流下產(chǎn)生比較大的輸出位移，可滿足現(xiàn)代電火工品系統(tǒng)低壓發(fā)火需要。

1.2 微安保機構(gòu)整體方案設(shè)計

基于上述分析，研究設(shè)計了如圖7 示意圖所示火工品系統(tǒng)，圖7 從右向左依次為起爆器固定板、起爆器定位板、起爆器、安保裝置、安裝基底、螺栓、傳爆藥和鑒定塊。安裝基底上有傳爆藥尺寸一致的裝藥孔。

圖7 火工品系統(tǒng)整體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 The overall structure of initiating explosive device system

其中，安保機構(gòu)部分如圖8 所示，安全狀態(tài)時，安保機構(gòu)上的解?？着c蓋板和底板上的傳爆孔處于錯位狀態(tài)，當(dāng)電熱執(zhí)行器收到解除保險指令時，對其通電產(chǎn)生熱膨脹，通過固定錨點和可動部分的合理設(shè)置，解?？籽刂付肪€完成位移的輸出，裝置處于待發(fā)狀態(tài)；并且當(dāng)遇到緊急情況或發(fā)射之后未起爆，電熱執(zhí)行器電源斷開，電熱裝置會隨著熱量的散發(fā)而恢復(fù)至原位置，再次使傳爆孔錯位達到安全狀態(tài)，可以實現(xiàn)雙向移動。

圖8 安保機構(gòu)安全與解保示意圖Fig.8 The structure of the safety and arming device

2 微安保機構(gòu)激光加工的仿真與分析

2.1 激光燒蝕仿真參數(shù)設(shè)置

不同脈沖時間的激光對金屬加工過程存在差異，為了分析激光切割金屬效果，以探索微安保機構(gòu)最優(yōu)加工參數(shù)，分別對納秒激光和飛秒激光燒蝕進行仿真分析，以金屬鎳為研究對象，模擬不同參數(shù)下激光燒蝕金屬鎳過程中的變化規(guī)律。

納秒激光脈沖強度通常在時間上呈現(xiàn)高斯分布，因此也稱為高斯脈沖，其能量密度與截面半徑之間的關(guān)系為［14］：

式中，r表示到光束中心的距離，μm；φ0表示激光束的能量密度，J·cm-2；ω0表示光束束腰半徑，μm。

與納秒激光相比，飛秒激光在微零件的制造上具有顯著的優(yōu)勢。飛秒激光作用在材料表面時，電子在吸收激光能量后溫度瞬時達到峰值，這些電子通過電聲耦合作用與晶格進行能量傳遞，晶格溫度也隨之上升最終實現(xiàn)熱燒蝕加工［15］。飛秒激光與材料的相互作用中，脈沖的持續(xù)時間小于溫度達到平衡所需要的時間，經(jīng)典的熱傳導(dǎo)模型不能準確反映激光的作用過程。通常采用雙溫模型［16］來模擬飛秒激光與金屬作用時電子系統(tǒng)和晶格系統(tǒng)的溫度變化，一維雙溫模型方程的具體表達式如式（2）和式（3）所示：

式中，Te為電子系統(tǒng)溫度，K；Ti為晶格系統(tǒng)溫度，K；Ce為電子熱容，J·K-2·m-3；Ci為晶格熱容，J·K-2·m-3；ke為電子熱導(dǎo)率，J·K-1·m-1；g為電子與晶格之間的耦合參數(shù)，w·m-3·K-1。

式（1）右邊第一項為電子與電子間的能量傳遞；第二項為電子與晶格能量耦合過程；第三項為在時間和空間上分布的入射高斯激光熱源；方程（2）為晶格溫度變化方程。研究將從雙溫方程出發(fā)，選擇激光波長為1030 nm 的紅光，模擬中激光的脈沖寬度為240 fs，重復(fù)頻率為1000 Hz。

激光加工過程直接在空氣中進行。分析所需鎳材料的參數(shù)如表1 所示。其中金屬鎳對1030 nm 的激光的吸收系數(shù)以及反射率分別為0.078 m-1和0.744［17］。

表1 鎳材料參數(shù)［18］Table 1 Parameters of nickel material

2.2 激光燒蝕過程仿真分析

為研究納秒激光與飛秒激光加工工藝對材料的影響，研究利用COMSOL Multiphysics 仿真軟件進行仿真，計算得到的納秒激光和飛秒激光分別燒蝕金屬1 s、20 ps 時材料內(nèi)部溫度分布，結(jié)果如圖9 所示。由圖9a 可見，納秒激光加工過程中，熱影響區(qū)較大，而溫度的升高會造成材料重鑄、加工殘渣器件邊緣翹曲變形等問題。圖9b 為飛秒激光加工過程中材料溫度分布，其熱影響區(qū)可以忽略不計，因而可以對幾何形狀精確控制。

圖9 納秒激光與飛秒激光加工過程中材料溫度分布Fig.9 Material temperature distribution during nanosecond laser and femtosecond laser processing

對于飛秒激光，材料的去除主要是由相爆炸引起的，在模擬中，晶格溫度達到0.9Tcr，則認為該點發(fā)生燒蝕，材料以氣相噴出，其中Tcr表示爆炸臨界溫度，金屬鎳Tcr=7810 K［19］。通過飛秒激光微加工鎳金屬的雙溫模型模擬，對金屬中電子溫度和晶格溫度的變化規(guī)律進行研究，結(jié)果如圖10 所示。由圖10 可以看出，鎳的電子晶格耦合時間大約為5 ps，此期間電子溫度隨時間呈先增加后減小的變化，而晶格溫度則是緩慢增長，最終由于電子與晶格的相互作用，兩者達到熱平衡。飛秒激光加工過程中材料溫度分布，其熱影響區(qū)可以忽略不計，對幾何形狀精確控制，因此，飛秒激光加工不會使材料發(fā)生熱變形和熱相變，呈現(xiàn)“冷加工”特性，保障了材料的機械性能和精度要求。

圖10 鎳金屬表面電子和晶格溫度隨時間的變化規(guī)律Fig.10 Variation of electron and lattice temperature on nickel metal surface with time

3 微安保機構(gòu)實驗驗證與分析

3.1 激光加工工藝對比

為進一步優(yōu)化工藝參數(shù)，研究利用激光加工鎳基電熱執(zhí)行器，在納秒、飛秒激光功率分別為9 W 和18 W 的條件下對0.3 mm 厚度的金屬鎳進行了加工質(zhì)量的研究，如圖11 所示分別為納秒激光和飛秒激光加工實驗平臺。

圖11 激光加工平臺Fig.11 Laser processing platform

結(jié)果如圖12 所示。由圖12a 的納秒激光切割加工件的邊緣形貌可見，加工件存在粘連現(xiàn)象，加工邊緣毛刺嚴重的問題，且功率越高燒焦現(xiàn)象越明顯。圖12b為飛秒激光切割加工件的邊緣形貌可見，相同功率條件下，與納秒激光相比，飛秒激光切割邊緣幾乎沒有被燒蝕的痕跡，并且功率較?。? W）的切割加工件邊緣更平整。圖12c為激光功率為9 W 時飛秒激光和納秒激光切割側(cè)壁的對比圖，由圖11c可以看出，納秒激光切割的側(cè)壁存在嚴重的不平整度，飛秒激光側(cè)壁光滑統(tǒng)一，但飛秒激光切割邊緣卻存在不垂直現(xiàn)象，這是因為為了避免粘連，將材料懸空進行加工，多次切割后，材料會存在下墜現(xiàn)象，導(dǎo)致后面的切縫與初始切縫沒有完全重合。

圖12 納秒激光與飛秒激光加工形貌對比Fig.12 Comparison of morphology between nanosecond laser and femtosecond laser processing

雖然功率越小，溫度越低，但隨著重復(fù)的增加，邊緣平整性就會減弱。為此，為達到最好的加工效果，最輕的燒蝕，且零件能夠被切穿的目標，研究綜合考慮工作效率和工件質(zhì)量，采用飛秒脈沖激光器重復(fù)進行300 次的零件加工，基中激光功率為9 W，切割速度為100 mm·s-1，脈沖寬度240 fs，結(jié)果如圖13 所示，由圖13 可以看出飛秒激光加工的樣品表面平整，切割邊緣無燒焦。

圖13 飛秒激光加工樣品圖Fig.13 Femtosecond laser processing sample

3.2 驅(qū)動性能驗證

為驗證安保機構(gòu)作動可行性，研究搭建了實驗平臺（圖14），直流穩(wěn)壓電源（加載電流為5、6、7、8 A）對安保機構(gòu)輸入不同電流激勵，通過顯示器觀察顯微鏡對安保機構(gòu)放大之后的做動情況，并測量了安保機構(gòu)末端位移，實驗結(jié)果如圖15 所示，并與圖6a 的仿真結(jié)果進行了對比分析。

圖14 安保機構(gòu)測試實驗平臺Fig.14 Test experimental platform of safety and arming device

圖15 樣品輸出位移測試結(jié)果與仿真對比曲線Fig.15 Comparison between the test results and simulation results of the output displacement of the sample

由圖15 可知，通過初步測試，該安保機構(gòu)在加載8 A 電流時，可以在1 s 內(nèi)完成初步解保動作。由于實驗過程中金屬受熱會產(chǎn)生彎曲，不能保證伸長量都在輸出位移的方向，此外，實驗測試過程中，會引入傳輸線及接線端阻抗，導(dǎo)致實際加載的電流小于仿真分析結(jié)果，所以實驗結(jié)果略小于仿真結(jié)果?？紤]電流過大導(dǎo)致熱臂變形嚴重，甚至發(fā)生不可逆現(xiàn)象，因此實驗中電流加載到8 A，有效保護器件的同時滿足位移需求。由于起爆藥劑分解溫度為215 ℃，通過實驗驗證，與起爆藥接觸的隔爆塊通電前溫度為24.9 ℃，通電1 s之內(nèi)，最高溫度26.5 ℃，與傳爆藥接觸的基底通電前最高溫度為25.3 ℃，通電1 s 之內(nèi)，底部最高溫度53.1 ℃，均滿足安全解保要求。

3.3 微組裝與隔爆驗證

安保機構(gòu)試驗樣品如圖16a 所示，總體框架采用3D 打印制作。由于微安保機構(gòu)為導(dǎo)電金屬，為了不影響機構(gòu)在總傳爆序列中的作用，底板和蓋板選擇脆性耐高溫絕材料，其中底板選擇絕緣環(huán)氧玻璃纖維板，采用數(shù)控機床在底板內(nèi)部加工固定錨點的凸起，蓋板選擇石英玻璃，采用飛秒激光加工傳爆孔以及引線預(yù)留孔；在底板凸起表面涂抹密封膠，將安保機構(gòu)錨點與底板凸起進行固定組裝，再將蓋板與底板四周用螺栓固定，并嵌入鋁制外殼凹槽內(nèi)。最后將控制電路集成在系統(tǒng)中，形成完整的火工品微系統(tǒng)。

圖16 火工品安保機構(gòu)隔爆功能性實驗Fig.16 Experimental device before and after detonation

為驗證隔爆效果，起爆鑒定塊與基底緊密貼合，將程控水銀起爆裝置引線與起爆器引線相接，利用電容放電對起爆器進行激勵。被隔爆的微雷管由Prex7740 玻璃襯底、制作在玻璃襯底上的Ni-Cr 橋膜上的換能元、含有裝藥腔體的硅片層以及含能材料構(gòu)成。在微雷管的裝藥腔體中進行納米多孔疊氮化銅的原位生成。裝藥腔體尺寸為Φ1.0 mm×1.0 mm，平均裝藥密度為1.93 g·cm-3。傳爆藥采用CL-20 裝藥，利用壓裝技術(shù)制成，所用裝藥直徑為3 mm，藥柱高度為3.5 mm，裝藥量約為50 mg，裝藥密度約為1.67 g·cm-3，鑒定塊為鋁塊。起爆后的安保機構(gòu)狀態(tài)如圖16b 所示，其中隔爆塊有明顯的沖擊凹痕，但并未破裂，傳爆藥未引爆并且鑒定塊無沖擊凹痕，表明該安保機構(gòu)具有良好的安全隔爆功能。

4 結(jié) 論

為了滿足火工品可恢復(fù)式微安保機構(gòu)的發(fā)展需求，本研究對基于激光加工的微安保機構(gòu)進行了設(shè)計與性能研究，結(jié)論如下：

（1）設(shè)計了適用于微尺度傳爆系統(tǒng)的可恢復(fù)式微安保機構(gòu)，提出了基于柔順機構(gòu)放大原理的電熱驅(qū)動的安保機構(gòu)執(zhí)行器件，利用金屬鎳設(shè)計并制備了安保機構(gòu)；

（2）對不同參數(shù)的U 型雙熱臂電熱驅(qū)動器單元的有限元仿真分析表明，在相同的激勵下，U 型雙熱臂電熱執(zhí)行各臂寬度以及間隙越小，輸出位移越大，長度在一定范圍內(nèi)越長，輸出位移越大；

（3）分別利用納秒和飛秒激光進行了實際加工，其中納秒激光熱影響區(qū)較大，樣品存在粘連和翹曲現(xiàn)象，且邊緣毛刺較多，飛秒激光加工的樣品平整且邊緣光滑，精度更高；

（4）仿真與實驗結(jié)果表明，所設(shè)計和制造的鎳基電熱執(zhí)行器可以在電流激勵下實現(xiàn)較大的輸出位移，并且能夠有效隔爆，可用于小型化可恢復(fù)式微安保機構(gòu)設(shè)計，后續(xù)可結(jié)合解保及起爆電路，優(yōu)化組裝工藝，進一步提升電火工品綜合性能。

致謝：感謝西安電子科技大學(xué)分析測試共享中心的技術(shù)支持。