電連接器接觸件結構分析與插拔試驗

潘 駿 靳方建 陳文華 錢 萍

1.浙江理工大學浙江省機電產品可靠性技術研究重點實驗室，杭州，310018

2.杭州航海儀器有限公司，杭州，310024

0 引言

隨著航天工程、電子通信工程的發展，電連接器作為傳遞電信號和電能的基礎元件，在系統中的運用越來越廣。而實現電連接器連接功能的是集成在電連接器絕緣體內部的多對接觸件，任何一對接觸件的接觸失效都會對整個系統的可靠性造成影響，所以，研究和開發高可靠性的電連接器接觸件，對提高系統的可靠性具有至關重要的作用。

據美國對航天失效故障率的統計，由電子元器件引起的故障占40%，而其中大約20%～30%來自電連接器的失效［1］。目前對電連接器接觸可靠性的研究，主要集中在建立接觸電阻模型、影響因素及失效機理和接觸可靠性試驗研究等方面［2－6］。通過對其工作環境下的失效模式和失效機理進行分析，并結合可靠性試驗，在所建立的統計模型的基礎上，對電連接器接觸壽命進行評估。

接觸件的可靠性取決于接觸件的設計、工藝、制造、管理、原材料性能和工作環境等多種因素。因此，分析接觸件的結構對接觸情況和接觸可靠性的影響，對于提高電連接器的可靠性有著重要的意義。文獻［7－8］通過理論分析與試驗，研究了插針頭部不同形狀對接觸件插拔力的影響，并對插針頭部進行了局部優化。文獻［9－10］采用有限元仿真與實驗相結合的方法，研究了接觸面粗糙度對汽車用銅合金電連接器接觸件的接觸電阻的影響。文獻［11］對電連接器中呈結構不對稱形狀的接觸簧片進行了仿真，得到了其根部應力的分布情況，并以根部應力最小為目標函數，進行了結構優化。

但是，針對接觸件簧片結構參數對接觸情況和可靠性的影響，以及接觸件的插拔過程中插拔力變化情況的研究較少。為此，本文對電連接器的接觸件結構進行力學分析和接觸情況研究；通過有限元仿真，分析各結構參數對接觸情況和接觸可靠性的影響；并通過插拔試驗，研究插拔力隨插入過程的實際變化情況，為設計高可靠性的電連接器接觸件提供方法和依據。

1 接觸件結構力學分析與接觸情況研究

1.1 接觸件結構力學分析

圓柱式開槽接觸件是最常用的電連接器接觸件，如圖1所示。插針與插孔插合時，依靠插孔簧片結構發生彈性變形產生接觸壓力。為具體分析簧片結構參數與接觸壓力的關系，可將圓柱式開槽接觸件簡化成圖2所示的懸臂梁結構（L為懸臂梁長度，δ為撓度，F為接觸壓力），其產生的接觸壓力F滿足下式：

式中，E為彈性模量；I為橫截面的慣性矩。

圖1 圓柱式開槽接觸件

圖2 簡化懸臂梁模型

插合時，接觸件接觸面之間的力由兩部分組成，如圖3所示，其中Ft為摩擦力，Fn為法向接觸壓力，接觸面之間的摩擦因數記為μ，則有Ft＝μFn。插針的插入力記為Fi，則接觸件在三個力的作用下達到力學平衡，如圖3a所示；進一步根據力學分析可得，插孔彈性變形產生的接觸壓力F和插入力Fi的關系式如下：

式中，α為摩擦力與接觸件軸線的夾角。

圖3 接觸件接觸簡圖

用r1和r2分別表示插針頭部球體半徑和插孔內孔倒角半徑，并結合圖4進行分析。

α初始值α0為

α隨插入量s的變化值為

結合圖4可以得到，當插入量為s時，插孔產生的撓度為

結合式（1）和式（2），可以計算出接觸件的插入力隨插入量的變化趨勢。

圖4 插入過程示意圖

1.2 接觸件接觸情況研究

接觸件的實際接觸情況如圖5所示，可根據一般情況的赫茲接觸理論［12］對其進行接觸面積分析計算，橢圓形接觸面積的長短半軸計算公式分別為

式中，F為接觸壓力，μ1、μ2分別為兩種材料的泊松比；E1、E2分別為兩種材料的彈性模量；β、γ為與B/A有關的系

圖5 接觸件接觸簡圖

對于型號為YF8的分離脫離電連接器中的14＃雙片簧接觸件（外徑為2mm），其尺寸參數為：插孔外半徑R＝1mm，內孔半徑為r＝0.55mm，開槽長度（即簧片懸臂長度）L＝5mm，開槽寬度為m＝0.5mm，插孔倒角r1＝0.3mm，插針半徑r2＝0.5mm；插孔簧片的收口量一般為f＝0.15mm，則在插針完全插入時，插孔簧片產生的撓度為δ＝r2－r＋f＝0.1mm。接觸件材料為鈹青銅，其中μ1＝μ2＝0.34，E1＝E2＝110GPa。從而可計算得：長軸2a＝0.2426mm，短軸2b＝0.0373mm。

因為b?a，與實際接觸情況不符合，需對b的計算結果進行修正。若將a的值作為固定值，可將接觸模型進一步簡化為兩個圓柱正交的形式，如圖6所示。對于該特殊的接觸模型，可得到更簡單的接觸橢圓方程為

式中，C為常數。

根據上文取值，R2＝r1＝0.3mm，R1＝r2＝0.5mm。考慮到實際接觸情況，應有a＞b，故

由此可得：2b＝0.1456mm。

參數a和b是通過兩步計算出來的，一致性差，為解決該問題，可假設參數b已知的情況下，將模型進一步簡化為圖7所示的模型，即相互平行的圓柱體和圓柱凹面接觸的形式，圓柱長度為2b。同樣，按照赫茲接觸理論，可得接觸面的接觸尺寸關系式為

式中，p為線載荷密度，p＝F/（2b）。

同樣，可求得2a＝0.1682mm。

為得到比較穩定的長短軸值，可對上述接觸模型分析計算過程進行循環求解，迭代的結果為：2a＝0.1911mm，2b＝0.1140mm。

圖6 橫截面簡化模型

圖7 縱截面簡化模型

經過插合的接觸件，在接觸表面會留下磨損痕跡，觀測痕跡的情況，即可得到接觸面積的實際情況。圖8所示為上述14＃插孔和插針，經過多次插合后，其穩定的磨損痕跡在電鏡下的觀測結果；其中明亮斑點是接觸點，可以看出明亮斑點近似橢圓形，長軸大約為0.2mm，短軸大約為0.1mm，這與上述計算方法的計算結果接近。

圖8 插拔多次后接觸情況電鏡圖

2 電連接器接觸件有限元仿真分析

以上述14＃接觸件為仿真對象，由于接觸件為對稱結構，取插針和插孔頭部結構的1/4（每個簧片的1/2）進行建模，結果如圖9所示。

圖9 接觸件簡化建模結果

根據上述材料參數，設置材料的彈性模量和泊松比。設定插孔的內表面和倒角面為接觸面，設定插針的圓柱面和頭部球面為目標面。接觸類型為非對稱摩擦接觸，摩擦因數為0.13。采用高階三維十節點的Solid 187實體單元對模型進行網格劃分。為保證計算精度和收斂性，接觸面的網格劃分相對較密，劃分結果如圖10和圖11所示。

圖10 插針網格劃分結果

圖11 插孔網格劃分結果

因為不計慣性力和阻尼，所以采用非線性的靜態結構仿真模塊進行仿真，且計算過程選擇為大變形分析。在插孔的根部施加固定約束，在插針頂部施加一個軸向的插入位移，在插針和插孔的對稱面上施加無摩擦對稱約束。根據結構分析，插拔力在插合的過程中會出現一個峰值，為保證收斂性，結合出現峰值的位置將載荷步分為兩步，兩子載荷步位移大小均為0.35mm。

圖12所示為接觸件插合時接觸情況的仿真結果，由于只選取插孔簧片的1/2進行建模，所以可以看出接觸區域近似1/2橢圓形，與上述觀測結果相吻合。仿真結果中接觸區域的長短軸大小如圖12b所示，長軸結果接近0.2mm，短軸結果接近0.1mm，與電鏡下的觀測結果接近。

在對接觸件材料進行強度分析時采用第四強度理論，應力對應為有限元軟件里面的等效應力。圖13所示為插孔簧片整體應力和簧片根部的應力分布情況。從圖中可以看出，在根部的邊緣部位應力較大，接近或超過材料的屈服極限280MPa，材料將發生塑性變形。但是，圖中應力較大的部分所占比例較小，僅為根部邊緣的結構突變部分；且從圖中可以看出，在邊緣處應力等高線較為密集，說明應力變化較快，這是由于應力集中造成的，在設計過程中應盡可能減少該現象的發生。

圖12 接觸區域的位置及形狀仿真結果

圖13 插孔簧片整體應力和根部應力分布

圖14所示為接觸件應力和簧片根部應力分布的非線性材料仿真結果，簧片根部應力的最大值為289.26MPa，大于材料的屈服極限280MPa，邊緣部位的材料已經發生塑性變形；但結合應力云圖中的等高線，基本上其他部位應力均小于材料屈服極限，材料均未發生塑性變形。

由于接觸壓力測量比較困難，故經常通過插拔力來間接判斷接觸壓力。圖15為接觸壓力隨插入量的變化趨勢圖。由圖可見，三次計算結果的變化趨勢相同，且偏差較小，這說明根部的塑性變形對接觸件的接觸壓力影響較小。接觸壓力的穩定值出現在插針頭部剛好完全插入以后，即大約在0.35～0.4mm 處。在插入量大于0.4mm時，接觸壓力穩定，說明插針的頭部已全部進入插孔內部。考慮了材料非線性的接觸壓力仿真結果相對較小，這是由于接觸件簧片的根部發生了塑性變形。由于插孔倒角的存在，插孔的有效懸臂長度減小，而結構分析過程中，假定懸臂長度不變，所以計算結果較彈性仿真分析結果略小。

圖14 插孔簧片應力的非線性材料仿真結果

圖15 接觸壓力的仿真結果與理論結果對比

圖16所示為插入力隨插入量的變化趨勢，對于三種分析結果，可得到與接觸壓力基本相同的對比效果；但插入力的最大值出現在插入量約為0.2mm處。接觸件在插合過程中，塑性變形對接觸件的接觸面有一定的影響，所以塑性分析的最大插入力較大。

圖16 插入力的仿真結果與理論結果對比

為分析各尺寸參數對接觸情況的具體影響程度，表1給出了各尺寸參數對輸出參數指標的局部靈敏度?？梢钥闯?，插孔簧片長度和厚度對最大插入力、插入力穩定值和接觸面應變均有較大的影響，只是它們與參數的相關性相反。收口量對結果參數也有明顯的影響，且為正相關，但收口量過大會造成加工時根部應力集中和殘余應力嚴重，影響接觸可靠性，所以要盡可能地減小收口量。開槽寬度對接觸件的最大插入力、插入力穩定值和接觸面應變也有一定的影響，但插孔倒角對接觸件的接觸性能影響較小，可以結合實際加工情況進行選取。各結構參數對插拔力的靈敏度相對較高，即對結果的影響主要表現在對最大插入力和插入力穩定值的影響上。

表1 各尺寸參數對結果指標的局部靈敏度

3 接觸件插拔試驗與結果分析

為與上述理論分析和仿真結果進行對比，對型號為YF8的電連接器中14＃雙簧片接觸件（φ2mm）進行插拔試驗。圖17所示為插拔力試驗結果，插拔力在插入過程中的變化趨勢與前面的理論分析和仿真結果相一致。試驗結果中的插入力最大值也是出現在插入量大約為0.2mm處，最大插入力為4.56N；同樣在插頭全部進入插孔時，插拔力趨于穩定值2.03N。

圖17 插入力試驗結果

接觸壓力與摩擦因數無關，僅與接觸件簧片的變形有關，通過理論計算得到的接觸件接觸壓力穩定值為7.72N；結合試驗得到的插入力穩定值，可得到接觸件間的摩擦因數為0.1295?，F將仿真分析時的摩擦因數更正為0.1295，重新進行有限元仿真。同樣由于摩擦因數對接觸壓力沒有影響，其仿真結果和上述相同，而得到的接觸件插拔力的試驗結果、仿真結果和理論計算結果對比如圖18所示，試驗結果與塑性仿真結果最接近。

圖18 插入力試驗結果與仿真結果對比

4 結論

（1）本文以電連接器接觸件為研究對象，對接觸件結構進行了力學分析，建立了接觸壓力、插拔力接觸件與結構參數之間的關系；基于赫茲接觸理論，提出了接觸件接觸面積的迭代計算方法，提高了計算精度，為進行接觸件的接觸情況分析提供了理論依據。

（2）建立了接觸件的參數化有限元接觸模型，并利用ANSYS軟件對接觸件的插拔過程進行了運動仿真，分析了接觸件的應力分布情況；通過對接觸件各個關鍵參數的參數化，得到了各參數對接觸情況影響的靈敏度，確定了影響接觸件接觸性能的關鍵參數，為接觸件結構的優化設計提供了依據。

（3）對接觸件進行了插拔試驗，分析了接觸件插入過程中插拔力的變化情況，與理論分析和仿真結果進行了對比；驗證了提出的理論分析、仿真計算方法的可行性，為設計高可靠性的電連接器接觸件提供了依據。

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