電連接器接觸件結(jié)構(gòu)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(chǎn)品可靠性技術(shù)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(fā)展，電連接器作為傳遞電信號和電能的基礎元件，在系統(tǒng)中的運用越來越廣。而實現(xiàn)電連接器連接功能的是集成在電連接器絕緣體內(nèi)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(tǒng)的可靠性造成影響，所以，研究和開發(fā)高可靠性的電連接器接觸件，對提高系統(tǒng)的可靠性具有至關重要的作用。

據(jù)美國對航天失效故障率的統(tǒng)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(huán)境下的失效模式和失效機理進行分析，并結(jié)合可靠性試驗，在所建立的統(tǒng)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(huán)境等多種因素。因此，分析接觸件的結(jié)構(gòu)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(yōu)化。文獻［9－10］采用有限元仿真與實驗相結(jié)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(jié)構(gòu)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(shù)，進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

但是，針對接觸件簧片結(jié)構(gòu)參數(shù)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(jié)構(gòu)進行力學分析和接觸情況研究；通過有限元仿真，分析各結(jié)構(gòu)參數(shù)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(jù)。

1 接觸件結(jié)構(gòu)力學分析與接觸情況研究

1.1 接觸件結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)發(fā)生彈性變形產(chǎn)生接觸壓力。為具體分析簧片結(jié)構(gòu)參數(shù)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(jié)構(gòu)（L為懸臂梁長度，δ為撓度，F(xiàn)為接觸壓力），其產(chǎn)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，F(xiàn)n為法向接觸壓力，接觸面之間的摩擦因數(shù)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(jù)力學分析可得，插孔彈性變形產(chǎn)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(nèi)孔倒角半徑，并結(jié)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(jié)合圖4可以得到，當插入量為s時，插孔產(chǎn)生的撓度為

結(jié)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(jù)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(xiàn)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(shù)為：插孔外半徑R＝1mm，內(nèi)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(chǎn)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(jié)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(shù)。

根據(jù)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(shù)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(shù)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(wěn)定的長短軸值，可對上述接觸模型分析計算過程進行循環(huán)求解，迭代的結(jié)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(jīng)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(jīng)過多次插合后，其穩(wěn)定的磨損痕跡在電鏡下的觀測結(jié)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(jié)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(jié)構(gòu)，取插針和插孔頭部結(jié)構(gòu)的1/4（每個簧片的1/2）進行建模，結(jié)果如圖9所示。

圖9 接觸件簡化建模結(jié)果

根據(jù)上述材料參數(shù)，設置材料的彈性模量和泊松比。設定插孔的內(nèi)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(shù)為0.13。采用高階三維十節(jié)點的Solid 187實體單元對模型進行網(wǎng)格劃分。為保證計算精度和收斂性，接觸面的網(wǎng)格劃分相對較密，劃分結(jié)果如圖10和圖11所示。

圖10 插針網(wǎng)格劃分結(jié)果

圖11 插孔網(wǎng)格劃分結(jié)果

因為不計慣性力和阻尼，所以采用非線性的靜態(tài)結(jié)構(gòu)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(jù)結(jié)構(gòu)分析，插拔力在插合的過程中會出現(xiàn)一個峰值，為保證收斂性，結(jié)合出現(xiàn)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(jié)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(qū)域近似1/2橢圓形，與上述觀測結(jié)果相吻合。仿真結(jié)果中接觸區(qū)域的長短軸大小如圖12b所示，長軸結(jié)果接近0.2mm，短軸結(jié)果接近0.1mm，與電鏡下的觀測結(jié)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(fā)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(jié)構(gòu)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(xiàn)象的發(fā)生。

圖12 接觸區(qū)域的位置及形狀仿真結(jié)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(jié)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(jīng)發(fā)生塑性變形；但結(jié)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(fā)生塑性變形。

由于接觸壓力測量比較困難，故經(jīng)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(jié)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(wěn)定值出現(xiàn)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(wěn)定，說明插針的頭部已全部進入插孔內(nèi)部?？紤]了材料非線性的接觸壓力仿真結(jié)果相對較小，這是由于接觸件簧片的根部發(fā)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(jié)構(gòu)分析過程中，假定懸臂長度不變，所以計算結(jié)果較彈性仿真分析結(jié)果略小。

圖14 插孔簧片應力的非線性材料仿真結(jié)果

圖15 接觸壓力的仿真結(jié)果與理論結(jié)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(jié)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(xiàn)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(jié)果與理論結(jié)果對比

為分析各尺寸參數(shù)對接觸情況的具體影響程度，表1給出了各尺寸參數(shù)對輸出參數(shù)指標的局部靈敏度?？梢钥闯觯蹇谆善L度和厚度對最大插入力、插入力穩(wěn)定值和接觸面應變均有較大的影響，只是它們與參數(shù)的相關性相反。收口量對結(jié)果參數(shù)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(wěn)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(jié)合實際加工情況進行選取。各結(jié)構(gòu)參數(shù)對插拔力的靈敏度相對較高，即對結(jié)果的影響主要表現(xiàn)在對最大插入力和插入力穩(wěn)定值的影響上。

表1 各尺寸參數(shù)對結(jié)果指標的局部靈敏度

3 接觸件插拔試驗與結(jié)果分析

為與上述理論分析和仿真結(jié)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(jié)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(jié)果相一致。試驗結(jié)果中的插入力最大值也是出現(xiàn)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(wěn)定值2.03N。

圖17 插入力試驗結(jié)果

接觸壓力與摩擦因數(shù)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(wěn)定值為7.72N；結(jié)合試驗得到的插入力穩(wěn)定值，可得到接觸件間的摩擦因數(shù)為0.1295?，F(xiàn)將仿真分析時的摩擦因數(shù)更正為0.1295，重新進行有限元仿真。同樣由于摩擦因數(shù)對接觸壓力沒有影響，其仿真結(jié)果和上述相同，而得到的接觸件插拔力的試驗結(jié)果、仿真結(jié)果和理論計算結(jié)果對比如圖18所示，試驗結(jié)果與塑性仿真結(jié)果最接近。

圖18 插入力試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比

4 結(jié)論

（1）本文以電連接器接觸件為研究對象，對接觸件結(jié)構(gòu)進行了力學分析，建立了接觸壓力、插拔力接觸件與結(jié)構(gòu)參數(shù)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(jù)。

（2）建立了接觸件的參數(shù)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(shù)的參數(shù)化，得到了各參數(shù)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(shù)，為接觸件結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設計提供了依據(jù)。

（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(jié)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(jù)。

［1］楊奮為.軍用電連接器的應用與發(fā)展［J］.機電元件，2012（4）：52－61.

Yang Fenwei.Discussion on Innovation and Development of the Military Electrical Connector［J］.Electromechanical Components，2012（4）：52－61.

［2］Chen Wenhua，Liu Juan，Gao Liang，et al.Accelerated Degradation Reliability Modeling and Test Data Statistical Analysis of Aerospace Electrical Connector［J］.Chinese Journal of Mechanical Engineering，2011，24（6）：957－962.

［3］潘駿，劉紅杰，陳文華，等.基于步進加速退化試驗的航天電連接器接觸可靠性評估［J］.中國機械工程，2011，22（10）：1197－1200.

Pan Jun，Liu Hongjie，Chen Wenhua，et al.Contact Reliability Assessment of Aerospace Electrical Connector Based on Step－up－stress Accelerated Degradation Testing［J］.China Mechanical Engineering，2011，22（10）：1197－1200.

［4］Timsit R S.Electrical Contact Resistance：Properties of Stationary Interfaces［J］.IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies，1999，22（1）：85－98.

［5］Li Zhigang，Jiang Dong，Li Wenhua，et al.Reliability Analysis and Failure Prediction Study of Dynamic Contact Resistance on Contact［C］//Proceedings of 48th IEEE Holm Conference Electrical Contacts.Orlando：IEEE，2002：61－65.

［6］錢萍.航天電連接器綜合應力加速壽命試驗與統(tǒng)計分析的研究［D］.杭州：浙江大學，2010.

［7］Horn J，Egenolf B.Shape Optimization of Connector Contacts for Reduced Wear and Reduced Insertion Force［J］.AMP Journal of Technology，1992，2：42－46.

［8］Sawchyn I，Sproles E J.Optimizing Force and Geometry Parameters in Design of Reduced Insertion Force Connectors［J］.IEEE Transactions on Components，Hybrids，and Manufacturing Technology，1992，15（6）：1025－1033.

［9］Beloufa A，Mastorakis N E，Martin O.Influence of Shapes，Contact Forces and High Copper Alloys on the Contact Resistance and Temperature［C］//the 2nd WSEAS International Conference on Engineering Mechanics，Structures and Engineering Geology.Rodos，Greece：EMESEG，2010：139－144.

［10］Beloufa A.Numerical and Experimental Optimization of Mechanical Stress，Contact Temperature and Electrical Contact Resistance of Power Automotive Connector［J］.International Journal of Mechanics，2010，4（4）：94－104.

［11］Hsu Yeh－Liang，Hsu Yuan－Chan，Hsu Ming－Sho.Shape Optimal Design of Contact Springs of Electronic Connectors［J］.Journal of Electronic Packaging，2002，124：178－183.

［12］陳國榮.彈性力學［M］.南京：河海大學出版社，2002.