基于仿真分析的墻壁插座面板厚度對其單邊卡扣脫扣的影響分析

王也，陳旭波，常嘉能，姚思捷

（寧波公牛電器有限公司，浙江 慈溪 315314）

0 引言

墻壁插座因其安裝結構設計在其裝飾部件以下，墻上拆裝需要先拆卸其裝飾部件。墻壁插座面板是墻壁插座的必要裝飾部件之一，因此墻壁插座面板的拆卸是用戶使用該產品的必須環節。在拆卸面板過程中，面板卡扣脫扣時的脫扣力及其脫扣行程都是影響面板能否拆卸的重要指標；而面板的厚度直接影響面板脫扣時的脫扣力與脫扣行程[1]。

墻壁插座面板常被設計成單邊中間帶撬口，兩側內置隱藏卡扣的結構[2]。在具體設計中，面板兩側的內置卡扣常因墻壁插座的不同功能需求設計的不同結構而讓位，導致卡扣布局不對稱；或者因其他功能部件使面板側邊產生缺口而導致面板撬口兩側剛度不同，導致卡扣脫扣受力不對稱等，使在撬動撬口時，兩側卡扣難以同時脫扣而形成一邊卡扣脫開、另一邊卡扣仍扣緊的情況[3]。在該情況下，仍扣緊的卡扣的再脫扣會形成單邊卡扣脫扣的工況。在該工況下，因力矩平衡的破壞，面板在撬動過程中存在側邊翻轉，單邊卡扣脫扣受力與脫扣行程發生變化。而脫扣行程受使用工具的局限往往存在操作閾值，因此探究單邊卡扣脫扣受面板厚度的影響規律有一定的意義。本文使用仿真分析的方法，基于一種墻壁插座實際結構模型，進行面板厚度對其單邊卡扣脫扣的影響分析，探究其影響規律及其局限，并與試驗測試結果對照驗證其可靠性。

1 結構模型與工況

本次分析的結構模型如圖1所示，脫扣相關結構包含面板和固定架。模型結構采用中間撬口、兩側隱藏式卡扣的設計。其中，右側卡扣因避讓其他功能性結構不與左側卡扣相對于中間撬口對稱，左側卡扣中心距撬口中心19.65 mm，右側卡扣中心距撬口中心32 mm；且面板于撬口右側側邊存在缺口。該模型為原始尺寸模型。

圖1 參與分析的墻壁插座結構模型

常規脫扣過程起始于使用工具對中間撬口的向上抬動，抬動過程中面板整體發生中間高、兩側低的翹曲形變和撬口側邊向外側翻轉的形變，面板卡扣與固定架卡扣由中間向兩側滑動，卡扣滑動結束后完成脫扣。其中，在卡扣相同的情況下，面板形變的程度直接決定卡扣滑動的速度；而其形變程度由面板的剛度及撬口至卡扣的力矩決定。

顯而易見，因面板側邊缺口的影響，該結構面板左側剛度大于右側，且在撬動撬口脫扣過程中，左側卡扣力矩小于右側。當左側卡扣完成滑動后，右側卡扣未完成，故而存在右側卡扣需單邊脫扣的工況。

本文分析的單邊脫扣工況與常規脫扣工況類似，其顯著差別為：在脫扣過程中，沒有圖1所示左側卡扣的作用。

2 力學模型

依據卡扣脫扣的實際工況，基于本文分析的結構模型建立卡扣在脫開過程中力學模型，如圖2所示。撬動撬口后面板開始向上運動時，在卡扣處面板卡扣與固定架卡扣的區域，固定架卡扣受到面板的力P，并認為力P集中于卡扣幾何模型的幾何中心A點，該力的力矩為點A到面板在A的幾何尺寸對稱點B的長度L1；面板撬動后繞撬口對稱端翻轉，則固定架在點A的幾何尺寸對稱點B受到相反的力，其力矩對應為L2。而在點A處，面板卡扣受到固定架阻礙其向上運動的反作用力F，該力在坐標系上的分量分別為Fx與Fy。依據Herz接觸理論[4]，兩物體接觸局部均會形成垂直于受力方向的局部形變并形成平面，在該模型中該平面在該平面坐標系的投影與X坐標軸的夾角為α。單個卡扣脫扣過程中B點受力力學表達式為

圖2 卡扣力學模型

脫扣力是使結構變形克服固有結構阻礙的力，其大小與施加方無關。由該模型可以很明確地看出，脫扣力P的大小主要與Fy的大小相關，它們在脫扣過程的每個固定時刻保持力矩平衡。由式（2）可知，Fy與Fx關于α角相關，α角是由脫扣過程中力F的方向決定的，而該力的方向與面板的整體形變相關。可知，K是影響脫扣力的關鍵因素，該因素決定面板的形變，具體表現在它影響面板側邊翻折所需力的大小、面板頂面形變所需力的大小、面板卡扣與固定架卡扣接觸形變形成的面在坐標系中的投影與X軸的夾角。

因為面板變形后可恢復為原形，剛度K為彈性形變范疇的彎曲剛度，則剛度K的表達式[5]為

式中：E為彈性模量；b為截面寬度；h為截面高度。

依據式（5），截面高度（即彎曲方向的厚度）是影響面板剛度的高敏感因素，因此面板的厚度是影響脫扣的關鍵因素。這里面板的厚度分為面板側邊的厚度與面板頂面的厚度，面板側邊的厚度在實際設計中會影響墻壁插座的外沿尺寸，而外沿尺寸是固定值，因此本文主要討論面板頂面厚度對脫扣的影響。

3 前處理

3.1 網格的劃分

本文使用仿真試驗的方法進行理論研究，而網格的密度直接關乎仿真結果計算的精度，但過高的網格數量卻會增加仿真計算的計算量，延長計算時長并給設備帶來負擔。為平衡這一矛盾，采取整體網格密度較小、關鍵接觸位置網格密度較大的原則劃分網格。網格設置如表1[6]所示。

表1 網格設置參數

網格類型主要分為六面體網格和四面體網格，其中六面體網格的精度高于四面體網格，這是由有限元仿真計算方法所決定的，而四面體網格更適應復雜結構網格的劃分；本文選擇帶中間節點的四面體網格，在保證網格劃分效率的基礎上使網格劃分質量與六面體網格接近[7]。最終劃分網格節點數為367 390，劃分網格單元數為205 095。

3.2 約束與接觸的設置

在實際拆卸環境下，墻壁插座各零部件之間及其固定架與墻壁之間包含螺釘連接等固定結構連接。在仿真環境下，這些連接采用約束連接線、連接面各自對應自由度或固定連接的方式進行模擬連接。

仿真設置的各零部件的接觸面位置與實際安裝各零部件卡扣及其他接觸面的位置相同；在每對接觸的選擇上，選擇面積較大的面為主接觸面、面積較小的接觸面為附屬接觸面。各個接觸的接觸形式及屬性由實際測量獲得，數據如表2所示。

表2 接觸設置參數

3.3 材料的選擇

在實際工程生產過程中，為保證較高的生產效率，材料配比的精確性控制是一個區間而非某個固定值，這就導致不同批次材料的屬性存在細微差異，為保證仿真分析的準確性，對被分析零部件實際使用的同一批次材料進行測量[8]，并以此設置仿真材料參數，參數如表3所示。

表3 材料實測參數

3.4 載荷設置

卡扣作為基于零部件發生形變而扣鎖的緊固結構，在扣合位置的結構尺寸一般采用過盈設計。在分析時，直接劃分網格進行計算易造成網格穿透，并且穿透位置為卡扣扣合的接觸面位置，這會導致接觸面的交錯，進而使接觸失效，導致卡扣緊固脫開。因此需要對過盈扣合量進行臨時載荷設置，使其在脫扣過程計算前脫離過盈狀態，其中一個卡扣的臨時約束設置如圖3所示。設置位移載荷為臨時載荷，在撬動載荷前生效，臨時載荷作用在與卡扣垂直的面上，載荷方向與撬動載荷方向垂直，作用效果使設計過盈量消失且使接觸面最短距離小于0.01 mm[9]。

圖3 臨時約束設置示意圖

由第2節可知，脫扣力是克服結構形變的反作用力，因此載荷設置為位移載荷，作用在撬口的幾何中心上，且作用點以固定連接形式連接作用面。載荷作用方向垂直于作用面向上，為穩定計算且增加計算精度，載荷采用均勻施加的 方 法[10]，單 步載荷設置為0.2 mm，載荷作用總長設置為7 mm。

4 脫扣力及脫扣狀態的判定

將原始尺寸模型代入進行仿真計算，模擬實際單邊脫扣工況，使模型左側卡扣脫扣，并保持右側卡扣扣鎖，使撬口穩步向上運動，模擬右側卡扣脫扣全過程。因在實際狀態中，脫扣力的直觀感受點位于撬口中，故而設定撬口中心的力為脫扣力點，脫扣全過程的脫扣力變化如圖4所示。

圖4 原始尺寸模型單邊脫扣力

在脫扣過程中，分析脫扣過程及脫扣力趨勢可以看出：首先，面板與固定架整體發生彈性形變且卡扣并未開始脫扣，直至卡扣開始相對滑動，此時脫扣力開始提升，然后突降；然后，面板卡扣與固定架卡扣由面板中心向面板側邊方向發生相對滑動，同時二者形變加劇，脫扣力持續提升，直至卡扣局部開始發生塑性形變；最后，相對滑動結束，脫扣力持續提升，達到峰值后發生突降。脫扣力突降時模型整體及卡扣局部仿真應力云圖如圖5所示。

圖5 原始尺寸模型脫扣狀態應力分布

此時，面板左側較高，面板中間及右側發生大反轉彈性形變，右側卡扣右端上沿已滑過固定架卡扣右端下沿，脫扣區域中面板卡扣與固定架卡扣的局部應力高于材料屈服應力。此時卡扣完成相對滑動距離，卡扣扣位干涉完全脫開，卡扣接觸區材料存在局部屈服。因此可以認為，脫扣力發生突降時，卡扣恰好完成脫扣。

5 面板厚度對脫扣的影響

由圖5可見，單邊卡扣脫扣時的脫扣行程（即撬口的位移）主要由面板的形變產生，而非脫扣的偏轉產生。加厚面板的厚度可增加面板的整體剛度，使面板減小形變量，減少脫扣行程，因此設計不同面板厚度條件下的單邊卡扣脫扣試驗研究。

試驗以原始尺寸模型為實驗組，以面板分別加厚0.5、1.0、1.5、2.0 mm為對照組，在其他條件均相同的條件下進行仿真模擬試驗，試驗脫扣行程結果如圖6 所示，脫扣力結果如圖7所示。

圖6 不同厚度面板脫扣行程結果

圖7 不同厚度面板脫扣力結果

可見，隨著面板厚度的提升，單邊卡扣的脫扣行程始終呈下降趨勢，但其下降折線的斜率也同時遞減，厚度由0.5 mm增加至1 mm的斜率是厚度由0 mm增加0.5 mm的斜率的79.07%，而厚度由0.5 mm增加至1 mm的斜率僅達到其39.07%?？芍?，增加面板厚度是減少單邊卡扣脫扣行程的可靠手段，但其效率隨厚度的增加而遞減。

通過分析脫扣力與面板厚度的關系可知，增加厚度在1 mm以下時，脫扣力隨厚度增加而增加；增加厚度超過1 mm時，脫扣力隨厚度增加而大幅度上升。這是因為卡扣脫扣過程是建立在一定程度的面板形變基礎上的，由厚度增加導致的強度增加有利于力的傳遞，但過高的強度影響面板本身的形變，使脫扣力增加。

因在實際情況中脫扣行程越小就越容易操作，故而在本分析案例條件下，考慮到脫扣力的因素，增加面板厚度1.5 mm為最優，其脫扣力變化比例最小，僅為4.9%，而脫扣行程卻可降低57%。

6 試驗對標驗證

脫扣行程是瞬間位移變化難以測量，故選擇脫扣力為仿真試驗對標指標。使用同一批次、相同仿真試驗參數與條件相同的不同厚度的面板進行實際單邊脫扣的脫扣力測量，其結果如圖8所示。

圖8 不同面板厚度脫扣力測量值

以實際測量值為基準，有限元分析的仿真值在原始結構條件下的偏差值為-5.17%，在厚度增加0.5 mm時偏差值為-2.64%，在厚度增加1 mm時偏差值為5.79%，在厚度增加1.5 mm時偏差值為4.39%，在厚度增加2 mm時偏差值為2.16 %?？烧J為仿真脫扣力基本與實驗值相當，仿真脫扣行程為實際脫扣行程。

7 結論

增加墻壁插座面板厚度可有效減少其單邊卡扣脫扣行程，是減少其脫扣行程的有效方法，這是通過增加厚度以增加插座面板整體剛度來實現的。但脫扣行程的降低效率隨厚度增加而衰減，且一味增加厚度會導致脫扣力持續增大；這是由于脫扣是基于面板形變發生的，過高的剛度會導致面板形變困難，達到同樣的形變需要更大的力。因此，在考慮脫扣力框架下通過增加面板厚度而減少脫扣行程存在閾值。