王敏興， 朱 赫， 袁生地， 周凱迪

（1.貴州航天電器股份有限公司， 貴州 貴陽(yáng) 550009；2.中國(guó)石油大學(xué)（華東）信息與控制工程學(xué)院， 山東 青島 266580）

引言

連接器在航天、石油、醫(yī)療、導(dǎo)彈、雷達(dá)等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用，主要用于通信信號(hào)和電能信號(hào)的傳輸，其質(zhì)量好壞直接影響通信信號(hào)和電能信號(hào)能否正常傳輸，關(guān)乎整個(gè)系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。常見(jiàn)的電連接器失效主要原因包括：接觸不良、絕緣耐壓性能不良、氣密性和密封性不良、焊接不良與振動(dòng)信號(hào)傳輸中斷等[1-2]。

本文主要針對(duì)接觸不良對(duì)J27A電連接器進(jìn)行分析驗(yàn)證，但引起接觸不良的因素有多種：接觸件壓力或接觸力不足、接觸件材料不過(guò)關(guān)、鍍層脫落或不均勻等與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理等[3]。針對(duì)多種接觸不良現(xiàn)象，本文在一批產(chǎn)品中選取135件樣品分離力異常的產(chǎn)品進(jìn)行解剖分析，通過(guò)仿真軟件進(jìn)行力學(xué)仿真驗(yàn)證，并研究尺寸設(shè)計(jì)公差對(duì)接觸力和徑向壓力的影響。

1 插孔受力數(shù)學(xué)模型

J27A連接器是一種插孔與插針配合的插拔式結(jié)構(gòu)，其插孔簧片尾部需進(jìn)行縮口處理，使簧片發(fā)生塑性變形；插針插入插孔內(nèi)，插孔簧片發(fā)生彈性形變，兩者產(chǎn)生接觸力，使得信號(hào)經(jīng)過(guò)連接器得以穩(wěn)定傳輸。為了更好地對(duì)插針與插孔之間的分離力進(jìn)行分析，本文對(duì)開(kāi)槽插孔與插針接觸件的數(shù)學(xué)建模進(jìn)行了研究，并采用微元法對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行受力分析，其中插孔的力學(xué)模型如圖1所示。插孔截面如圖2所示。

圖1 插孔的力學(xué)模型

圖2 插孔截面

由圖1知，A點(diǎn)為插孔簧片與插針插合的接觸點(diǎn)，B點(diǎn)為插孔簧片的頂端，L為插孔簧片的長(zhǎng)度，a為插孔接觸點(diǎn)與簧片固定端的距離，α為插孔彈性簧片與插合方向的夾角，為插孔簧片接觸點(diǎn)的法向壓力，則插孔簧片接觸點(diǎn)A的撓度VA為：

式中：E為材料的彈性模量；IZ為梁的截面對(duì)中性軸Z軸的慣性矩。

由圖2可知，取角度dθ作為插孔簧片微元并進(jìn)行微元分析為：

簧片微元截面對(duì)中性軸Z軸的慣性矩為：

將式（5）代入式（2），得出簧片微元在接觸點(diǎn)的正向力為：

假設(shè)插孔與吊鉈分離過(guò)程為勻速運(yùn)動(dòng)，且速度相對(duì)緩慢，吊鉈受到摩擦力f、插孔接觸點(diǎn)法向壓力FN和吊鉈重力G的作用，其受力分析圖如圖3所示。

圖3 插孔與吊鉈分離時(shí)彈片微元對(duì)吊鉈微元的受力分析圖

由于簧片形變相對(duì)較小，夾角α趨近于0，故sinα≈0，式（2-7）可簡(jiǎn)化為：

設(shè)單個(gè)簧片的角度為 β，將式（6）代入式（8），則單個(gè)簧片的分離力為：

設(shè)插孔的簧片數(shù)量為m，則插孔的分離力為：

2 J27A連接器分離力異常分析

2.1 插孔合件分離力異常分析

本文中的J27A連接器其核心部件為插孔合件，如圖4所示，其中插孔合件是由插孔和護(hù)管組成，經(jīng)過(guò)縮口、套護(hù)管、壓配、鉚三點(diǎn)4個(gè)工序制作完成，其中護(hù)管作用為與簧片縮口鼓包接觸，其接觸面作為簧片支撐面以防止因插針插入而引起簧片較大徑向位移。

J27A連接器分離力的大小是由插孔合件分離力決定。本文對(duì)J27A連接器分離力異常的原因分析如下：

1）插孔尺寸異常。插孔尺寸異常指機(jī)加設(shè)備加工的插孔尺寸存在異常；插孔在同一工裝縮口下，其圓弧最高點(diǎn)的尺寸存在異常；縮口后，圓弧最高點(diǎn)到孔底的尺寸存在異常。此三種插孔尺寸異常均可造成分離力異常。

根據(jù)雷達(dá)回波監(jiān)測(cè)及廊橋附近的監(jiān)控視頻綜合分析(圖6),廊橋橋頂垮塌時(shí)間與合村氣象站所測(cè)得極大風(fēng)速時(shí)間基本一致,在19:34—19:35左右。0.5°仰角的雷達(dá)徑向速度為27～30 m/s。同時(shí)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查,廊橋周邊部分樹(shù)木存在折斷、倒伏現(xiàn)象,玉米地、大棚被破壞的情況,對(duì)照蒲氏風(fēng)級(jí)表對(duì)陸地地面征象表述的“九級(jí)風(fēng)為煙囪及平房頂受到損壞,小屋遭受破壞;十級(jí)風(fēng)為陸上少見(jiàn),見(jiàn)時(shí)可使樹(shù)木拔起,或?qū)⒔ㄖ锎禋А薄?jù)此判斷,廊橋橋頂垮塌時(shí)可能有10級(jí)大風(fēng)。

圖4 插孔合件

2）護(hù)管尺寸異常。護(hù)管尺寸異常是指護(hù)管內(nèi)徑的尺寸存在差異；護(hù)管的長(zhǎng)度存在差異。此兩者護(hù)管尺寸異常均能引起分離力異常。

3）材料異常。材料不同，其彈性模量存在差異，故插孔尺寸相同、材料不同，分離力也會(huì)存在差異。

4）鍍層異常。鍍層異常是指鍍層厚度和鍍層粗糙度異常。鍍層越厚分離力越大，越粗糙分離力也越大。

5）工裝尺寸異常。工裝尺寸異常是指吊陀的重量、插針長(zhǎng)度與陀針粗細(xì)存在差異，此三種差異直接影響插孔分離力的測(cè)量，導(dǎo)致分離力存在差異。

6）設(shè)備運(yùn)行異常。在插孔合件生產(chǎn)過(guò)程中，插孔的縮口、壓接護(hù)管和卯三點(diǎn)均由機(jī)械設(shè)備自主完成，機(jī)械設(shè)備運(yùn)行異常會(huì)導(dǎo)致縮口或壓接護(hù)管受力不均，進(jìn)而導(dǎo)致插孔合件存在差異，引起插孔分離力的差異。

2.2 插孔合件分離力數(shù)學(xué)統(tǒng)計(jì)分析

本文對(duì)135只分離力偏小的不良品進(jìn)行解剖分析，采用銼刀從護(hù)管的鉚三點(diǎn)處搓開(kāi)，將護(hù)管與插孔分離，利用針規(guī)對(duì)護(hù)管進(jìn)行測(cè)量，其測(cè)量數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 護(hù)管內(nèi)徑測(cè)量數(shù)據(jù)

由表1可知，在135只不良品中，22只不良品屬于護(hù)管尺寸超差，其中通規(guī)測(cè)量值為1.30 mm和止規(guī)測(cè)量值為1.31 mm，合格護(hù)管共113只，占比83.7%；通規(guī)測(cè)量值為1.31 mm、止規(guī)測(cè)量值為1.31 mm，不合格護(hù)管共14只，占比10.37%；通規(guī)測(cè)量值為1.32 mm、止規(guī)測(cè)量值為1.33 mm，不合格護(hù)管共6只，占比4.45%；通規(guī)測(cè)量值為1.33 mm、止規(guī)測(cè)量值為1.34 mm，不合格護(hù)管共2只，占比1.48%。

根據(jù)插孔的力學(xué)模型可知，將上述參數(shù)代入式10，求得F在0.3～0.8 N，其分離力大小范圍與圖紙文件設(shè)計(jì)要求一致。本文將合格護(hù)管零件與不良品插孔零件組裝在一起，進(jìn)行插孔合件分離力驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，分離力恢復(fù)，其值均在0.3～0.8 N范圍內(nèi)。

針對(duì)113只不良品插孔縮口尺寸和插孔簧片厚度進(jìn)行測(cè)量，其測(cè)量結(jié)果如表2所示。

表2 簧片厚度和縮口尺寸統(tǒng)計(jì)

綜上分析，護(hù)管超差、簧片厚度超差、縮口尺寸超差是造成分離力異常的主要原因。在實(shí)際生產(chǎn)中可將設(shè)為，并調(diào)整縮口設(shè)備穩(wěn)定性，從而提高產(chǎn)品合格率。

3 插孔合件分離力仿真分析

通過(guò)對(duì)135組插孔合件的分離力試驗(yàn)的數(shù)學(xué)統(tǒng)計(jì)分析和理論分析，插孔簧片的厚度直接影響插孔與插針接觸的正向壓力，正向壓力與分離力的大小成正比，故可將分離力轉(zhuǎn)換成正向壓力進(jìn)而對(duì)插孔合件進(jìn)行力學(xué)仿真分析[4]。本節(jié)對(duì)插孔簧片不同的粗糙度、鍍層厚度以及插孔簧片厚度分別進(jìn)行受力仿真對(duì)比分析，其中鍍層厚度可轉(zhuǎn)換成簧片厚度。

由于護(hù)管起到限制插針簧片移位過(guò)大的作用，其不作為主要受力分析對(duì)象，故在對(duì)插孔合件進(jìn)行仿真分析時(shí)，不針對(duì)其進(jìn)行分析。當(dāng)插針插入插孔內(nèi)部0～1 s內(nèi)，本文對(duì)插孔縮口后3個(gè)簧片的應(yīng)力和形變量進(jìn)行分析。

3.1 粗糙度影響

插孔電鍍后簧片內(nèi)表面的粗糙度與摩擦系數(shù)u成正比，本文材料為鈹青銅C17200，通過(guò)仿真不同摩擦系數(shù)如圖5所示，以驗(yàn)證粗糙度對(duì)插針應(yīng)力和徑向位移的影響，其仿真參數(shù)為：插針與插孔3個(gè)簧片的接觸面積為0.381 mm2，分離力為0.6 N。

圖5 粗糙度差異的力學(xué)仿真對(duì)比分析圖

仿真得出，尺寸、鍍層厚度與分離力均相同而粗糙度不同的兩種插孔，其插孔的應(yīng)力和徑向位移不同。分別對(duì)比圖5-1和5-2可知，摩擦系數(shù)為0.18插孔的最大應(yīng)力比摩擦系數(shù)為0.15插孔的最大應(yīng)力小11 MPa，其應(yīng)力主要分布在簧片鼓包處外部表面和鼓包處開(kāi)槽內(nèi)部，其插孔的徑向位移主要集中在簧片的縮口處。

3.2 插孔簧片影響

相同外徑的插孔簧片厚度直接影響插針應(yīng)力和徑向位移。本文對(duì)材料為鈹青銅C17200，厚度相差0.075 mm的兩種插孔進(jìn)行仿真驗(yàn)證，如圖6所示，其仿真參數(shù)為插針與插孔3個(gè)簧片的接觸面積為0.381 mm2，分離力分別為0.6 N和1.5 N。

圖6 簧片厚度差異的力學(xué)仿真對(duì)比分析圖

仿真得出，插孔外徑尺寸、鍍層厚度與粗糙度均相同，因簧片厚度差異導(dǎo)致內(nèi)徑不同的兩種插孔，其插孔應(yīng)力和徑向位移不同。分別對(duì)比圖6-1和6-2可知，簧片厚度為0.25 mm插孔的最大應(yīng)力比簧片厚度為0.325 mm插孔的最大應(yīng)力小280 MPa，其應(yīng)力主要分布在簧片鼓包處外部表面和鼓包處開(kāi)槽內(nèi)部；其插孔的徑向位移主要集中在簧片的縮口處。

通過(guò)上述仿真可知，粗糙度對(duì)插孔簧片的應(yīng)力和徑向位移影響較小，而彈片厚度對(duì)插孔簧片的應(yīng)力和徑向位移影響相對(duì)較大。

4 結(jié)論

1）建立了插孔分離力的數(shù)學(xué)模型，并結(jié)合仿真軟件進(jìn)行了力學(xué)仿真驗(yàn)證，研究表明鍍層厚度、鍍層粗糙度對(duì)插孔的應(yīng)力和徑向位移影響較小，而插孔縮口尺寸、簧片厚度對(duì)插孔應(yīng)力和徑向位移影響較大；插孔的應(yīng)力主要存在于簧片槽內(nèi)孔的根部以及根部外表面處；插孔的最大應(yīng)力存在于簧片槽內(nèi)孔的根部；插孔的最大徑向位移位于縮口處，其徑向位移沿著簧片根部逐步減小。

2）通過(guò)對(duì)135只不合格產(chǎn)品進(jìn)行數(shù)學(xué)統(tǒng)計(jì)，其中護(hù)管超差占比16.3%；簧片厚度超差占比33.3%；護(hù)管尺寸與簧片厚度均合格而縮口尺寸超差占比26.7%。

插孔分離力異常主要由簧片厚度超差、護(hù)管內(nèi)徑尺寸超差、縮口尺寸超差（設(shè)備運(yùn)行不穩(wěn)定）三方面因素造成。