張 彤，郁大照

（海軍航空大學，山東煙臺264001）

隨著機載涉電部附件日益增多，機載涉電部附件的安全平穩(wěn)運行已經(jīng)成為飛機健康飛行的重要保證。電連接器是用于實現(xiàn)器件、組件和系統(tǒng)之間電信號和相關(guān)控制信號的傳輸?shù)幕A性元件，其性能與功能的優(yōu)劣對整個系統(tǒng)能否穩(wěn)定工作影響較大，具有應用的廣泛性與功能的不可替代性[1]。

力學性能和電學性能是電連接器最主要的2個性能，是電連接器性能退化的研究重點。電連接器的力學性能和電學性能主要包括插拔作用下的應力應變情況，溫度、電流、振動作用時的接觸壓力、接觸電阻變化情況，以及動力學相應特性等。在插拔仿真方面，任萬濱等人在研究電連接器微動磨損的失效機理時，以某型電連接器的接觸對進行實物建模，提出了基于ABAQUS 的電連接器接觸對插拔特性和電特性的有限元仿真分析方法[2]。駱燕燕等人利用ANSYS建立了某型號三針圓形電連接器接觸件模型，該型號連接器的插孔為四開槽結(jié)構(gòu)，并對插拔過程進行仿真，分析了接觸件結(jié)構(gòu)尺寸變化時，接觸壓力等參數(shù)的變化規(guī)律[3]。在振動仿真方面，鐘澤南通過ANSYS仿真軟件對電連接器進行了振動分析[4]。

對力學和電學性能進行仿真分析，有利于發(fā)現(xiàn)不同載荷作用下，電連接器的性能退化趨勢。與試驗結(jié)果進行比較，既能驗證仿真的有效性，又能為試驗結(jié)果提供理論支撐。

1 電連接器力學性能、電學性能理論分析

振動導致的電連接器接觸表面機械變形和損壞會影響著電連接器的電性能、安全性能以及機械性能，也是電連接器性能退化的主要誘因之一[5-7]。振動在機載設備上普遍存在，插針與插孔在外界機械振動應力作用下，會發(fā)生運動幅度很小的相對運動，這種相對運動會對接觸斑點產(chǎn)生各種磨損效應，稱之為微動磨損，振動必然會對電連接器產(chǎn)生微振磨損[8]。振動的幅度與頻率的不同，對電連接器性能的影響也不盡相同[9]。振動應力導致的電連接器接觸表面機械變形和損傷會影響電連接器的額定電壓、電流等電性能，絕緣電阻、耐壓等安全性能以及插拔力、機械壽命等機械性能[10]。振動會引起電連接器接觸表面產(chǎn)生微動磨損，導致接觸配合不良，造成電流瞬斷，而且振動產(chǎn)生的摩擦熱會進一步促進氧化膜層的生長，致使電連接器的接觸性能發(fā)生變化[11]，而振動的幅度與頻率的不同，對電連接器性能的影響也不盡相同[12-13]。

電連接器的接觸件是以錫青銅為基體材料[13]，其表面有鍍金層。基于鍍金工藝問題，在鍍金層的表面存在很多微孔和裂紋，這些微孔和裂紋會直接暴露出基體材料?？諝庵械乃肿訒M入到接觸斑點表面裸漏的基體材料內(nèi)部，經(jīng)過一定時間后會形成電解液。由于銅和金的電極電位不同且銅的電位低于金，在金-銅界面會形成原電池，進而形成氧化腐蝕物Cu2O ，如圖1 所示。當反應物所處的環(huán)境溫度越高時，參加反應的分子內(nèi)能就會越大，反應速率也會隨之加快。累積的氧化腐蝕物不斷地堆積在斑點表面，從而加速了產(chǎn)品的失效進程，使得接觸電阻不斷增大，最終可能出現(xiàn)接觸失效[14]。

圖1 裸漏基體材料的氧化腐蝕Fig.1 Oxidation corrosion of bare leaky matrix material

插拔對電連接器接觸件造成的直接影響有2個方面：接觸斑點剪切斷裂與材料轉(zhuǎn)移、接觸斑點磨損。接觸斑點在長期的貯存過程中，斑點表面的鍍金層和氧化膜層在插孔提供的接觸壓力作用下會緊密接觸，并會出現(xiàn)原子之間的相互擴散運動，使得插針和插孔構(gòu)成的接觸斑點之間產(chǎn)生輕微的粘著現(xiàn)象。當對電連接器進行拔出、插入2個相反方向的運動時，接觸斑點表面材料會在插拔應力作用下被剪切撕裂，剪切斷裂的材料顆粒大部分停留在接觸斑點表面，其余部分會與下一斑點發(fā)生粘結(jié)，這會使得接觸斑點的形態(tài)和位置發(fā)生一定的變化，從而導致接觸性能出現(xiàn)一定的退化。另一方面，剪切撕裂會產(chǎn)生新的微孔，使基體銅出現(xiàn)裸漏，裸漏的基體銅在溫度應力作用下緩慢氧化生成新的氧化腐蝕物，使膜層電阻增大[15]。在插拔應力作用下，接觸件表面的接觸斑點間會發(fā)生刮擦磨損現(xiàn)象。插拔剪切的材料顆粒停留在接觸界面上并會刮擦斑點表面上的鍍金層，使得基體銅出現(xiàn)裸漏。此外，插拔也會引起接觸斑點表面的微孔擴散和裂紋擴展，由此帶來的影響是基體銅的進一步裸漏[16-18]。

2 插拔分析

實際生產(chǎn)中，連接器插孔在根據(jù)圖紙制造出來之后，插孔直徑略大于插針直徑，插孔與插針之間屬于間隙配合。因此，插孔在制造成型后需要對插孔簧片進行收口處理。

接觸件為圓柱式開槽結(jié)構(gòu)，依靠插孔簧片的彈性變形產(chǎn)生接觸壓力，插孔結(jié)構(gòu)可簡化為懸臂梁模型。接觸壓力表達式為：

式（1）中：E為插孔材料的彈性模量；δ為撓度；L為簧片長度；Ix為中性軸x的截面慣性矩。

由于不考慮慣性力和阻尼影響，采用靜力學分析模塊可以提高計算速度，節(jié)省計算資源，而且能夠滿足插拔分析的仿真需要。

2.1 模型建立及前處理

根據(jù)中航光電科技股份有限公司提供的圖紙數(shù)據(jù)，使用Solidworks來建立GJB 599A型電連接器插針插孔的三維模型，并對模型進行合理處理和簡化，單個接觸件模型如圖2所示。

圖2 接觸模型Fig.2 Contact model

插針半徑為1 mm，插孔半徑為1.05 mm，插孔為雙開槽結(jié)構(gòu)，插針與插孔間為間隙配合。GJB 599A型電連接器的接觸件基體材料為QSn4-3，接觸件材料參數(shù)見表1。由于鍍層較薄，只是對表面摩擦有影響，并不能對接觸件的機械性能產(chǎn)生影響，因而建模時使用鍍層的摩擦系數(shù)，結(jié)構(gòu)上建模忽略鍍層。

表1 接觸件基體材料力學屬性Tab.1 Mechanics properties of contact basis material

網(wǎng)格為四面體網(wǎng)格，劃分方式為自適應方式，為防止網(wǎng)格產(chǎn)生明顯畸變，在插孔簧片外圓弧面和插針頭部倒角半圓面這些接觸區(qū)域的相鄰面進行網(wǎng)格細化，細化程度系數(shù)為1，模型的網(wǎng)格劃分情況見圖3。

圖3 模型網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Graph of model grids

2.2 設置載荷及求解

接觸件插拔動作的仿真過程總共分3步：第1步，為插孔簧片施加收口力10 N，使插孔簧片產(chǎn)生要求的屈服變形，將變形結(jié)果用Workbench 的Beta 功能更新到模型中，得到具有實際收口量（0.16 mm）的插孔模型，如圖3所示；第2步，插針勻速插入插孔，至插孔內(nèi)2.5 mm 處停止；第3步為插針勻速拔出插孔的過程，至起始位置處停止。

圖4 插孔收口模型Fig.4 Model of shell nosing

2.3 仿真結(jié)果及分析

第一載荷步仿真的是插針插入插孔的過程。載荷步時間為0～2 s，插針從0 s 開始向x軸負方向勻速直線運動。在0.68 s 時，插針開始與插孔簧片接觸，插針頭部圓形倒角和插孔簧片唇口倒角開始出現(xiàn)應力，插針插入受阻，插入力從0開始快速上升；隨著插入量的增加，插入力逐漸增大，在0.8 s 時，插針與插孔的位置處于開始接觸與插針圓形倒角完全進入簧片收口端倒角的中間階段，插入力達到峰值，為2.8 N，插拔力如圖5 所示；在0.88 s 時，接觸壓力最大，為120.89 MPa，接觸壓力如圖6所示；在0.96 s 時，插針圓形倒角完全插入插孔簧片倒角，簧片變形量達到最大，為0.08 mm。此時，插針插入插孔0.42 mm，插入力為1.87 N。當插針與插孔穩(wěn)定配合后，插孔簧片變形量不再增加，簧片變形量如圖7所示。

圖5 插拔力Fig.5 Insertion and extraction force

圖6 接觸壓力Fig.6 Contact pressure

圖7 簧片變形Fig.7 Reed deformation

第二載荷步仿真插針拔出插孔的過程。載荷步時間為2～4 s，插針從2 s 開始向x軸正方向勻速直線運動。第2 s 開始拔出，拔出力保持為1.8 N；從第3 s開始，插針與插孔簧片逐漸分離，接觸區(qū)域變小，摩擦力變小，拔出力開始減?。粡?.2 s 開始，拔出力出現(xiàn)負值，這是因為拔出過程中，為保證插針勻速運動，需要為插針提供一定推力來抵消簧片收口端對插針的彈力；到第3.32 s 時，插針與插孔完全分離，插拔力為0。

在插針插入的過程中，最大應力位于簧片根部截面內(nèi)側(cè)開槽處。插針完全插入后，應力數(shù)值趨于穩(wěn)定，應力主要分布在簧片根部，最大值529 MPa，應力梯度顯著，如圖8 所示。簧片應力主要集中在截面內(nèi)側(cè)和外側(cè)邊緣，中間大部分區(qū)域沒有應力作用，這是因為在插針插入的過程中，插孔簧片的內(nèi)側(cè)受到拉伸作用，外側(cè)受到擠壓作用，插孔內(nèi)側(cè)應力如圖9所示。

圖8 簧片根部等效應力分布云圖Fig.8 Stress distribution of strip root

圖9 插孔內(nèi)側(cè)等效應力分布云圖Fig.9 Stress distribution inside of jack

3 接觸電阻分析

Cooper、Mikic 和Yovanovich 提出了關(guān)于微凸體接觸導熱的單通道模型，即單點接觸模型，也稱CMY模型。根據(jù)接觸面溫度分布，得出溫度場函數(shù)和邊界條件，求解熱傳導的微分方程，得到單點接觸熱阻的解析解：

式（2）中：pa為接觸應力；H為接觸面微硬度；Ar為實際接觸面積；Aa為名義接觸面積。

式（2）考慮了接觸應力和材料微硬度，便于對接觸電阻進行計算。COMSOL軟件將CMY模型應用到電接觸分析中，經(jīng)過對相應變量的替換和簡化，得到了接觸電阻的表達式：

式（3）中：V1、V2為接觸面兩端電壓；hc為接觸阻抗；J1、J2為流過接觸面兩側(cè)導體的電流密度矢量；σ1、σ2分別為接觸面兩側(cè)應力值；n為接觸面單位向量；nd為接觸面的單位法向量；σcontact為接觸應力值；σasp為粗糙表面平均高度；masp為粗糙表面平均斜率；p為單點接觸應力；Hc為表面微硬度。

3.1 模型建立及前處理

將之前通過ANSYS建立的連接器接觸件插合狀態(tài)模型導入COMSOL 仿真軟件，生成有限元分析模型，實體如圖10所示。

圖10 COMSOL實體圖Fig.10 Stereogram in COMSOL

對電連接器接觸電阻的仿真涉及電阻熱、固體力學的建模。因此，須要選擇焦耳熱多物理場，對應電流、固體傳熱、固體力學物理場接口，需要考慮的多物理場為電磁熱，對模型進行穩(wěn)態(tài)分析。定義插針、插孔基體材料為錫青銅，材料屬性如表2所示。

表2 接觸件基體材料熱、電屬性Tab.2 Thermal and electrical properties of contact basis material

3.2 設置載荷及求解

電流物理場中，接觸件材料為固態(tài)金屬，因而材料類型選擇為固體。通常針孔結(jié)構(gòu)的電連接器電流流向為從插針流向插孔，所以設置插孔尾端接線端面為接地面，在插針尾端接線端面施加1 A 的終端電流。電子接觸對選擇插針插孔接觸對，收縮電導選擇CMY相關(guān)性，電導率選擇基于溫度的線性電阻率。

在固體力學物理場中，材料設置為各向同性，楊氏模量、泊松比和密度等材料特性全部來自表1 給定值。力學的接觸對同樣選擇插針插孔接觸對，接觸壓力算法采用增強拉格朗日算法。根據(jù)ANSYS中仿真的接觸壓力，在接觸壓力初始值中輸入相應值，模型初始溫度設為24.3℃。

3.3 仿真結(jié)果及分析

1）接觸電阻隨接觸壓力的變化。通過ANSYS仿真得到連接器接觸件在不同接觸壓力下接觸的接觸模型，導入COMSOL 中，分別進行接觸電阻的仿真計算，得到接觸電阻與接觸壓力的關(guān)系如圖11所示。

圖11 接觸電阻與接觸壓力關(guān)系圖Fig.11 Diagram of relationship between contact resistance and contact pressure

接觸壓力越大，宏觀層面接觸件之間總的接觸面積就越大，微觀層面每個接觸區(qū)域內(nèi)接觸的導電斑點變形越大，導電斑點的接觸區(qū)域就越多，收縮電阻減小。同時，接觸壓力還會破壞膜層電阻，接觸壓力越大，表面膜層破壞越嚴重，膜層越薄，膜層電阻越小。

2）接觸電阻隨接觸面狀態(tài)的變化。由理論分析可知，接觸電阻的大小與接觸表面狀態(tài)具有直接聯(lián)系，通過COMSOL 分別仿真接觸表面粗糙平均高度和粗糙斜率與接觸電阻的關(guān)系，如圖12、13所示。

由圖12、13可知，粗糙平均高度越高，粗糙斜率越小時，接觸電阻越大。這是因為粗糙平均高度越高，微觀上各凸起接觸的面積就越少，電流就會在更小的接觸面形成更大的收縮電阻。當粗糙斜率減小時，接觸面上的凸起就會呈現(xiàn)“短粗”的特征，導致實際接觸面積減小。當粗糙斜率增大時，接觸面凸起會呈現(xiàn)“陡峭”的特征，產(chǎn)生一些嚙合點，也容易塑形變形產(chǎn)生更大的接觸面積。

圖12 粗糙平均高度與接觸電阻關(guān)系圖Fig.12 Diagram of relationship between contact resistance and average height of rough

圖13 粗糙斜率與接觸電阻關(guān)系圖Fig.13 Diagram of relationship between contact resistance and rough slope

4 振動分析

4.1 模態(tài)分析

模態(tài)分析對于研究結(jié)構(gòu)動力學具有重要地位，它根據(jù)模型的結(jié)構(gòu)屬性和材料屬性，通過矩陣形式來反映單元質(zhì)量和剛度，將多自由度系統(tǒng)簡化為單自由度系統(tǒng)求解特征值問題，從而獲得模型的固有頻率、振型和對于載荷的動態(tài)響應等模態(tài)參數(shù)。

將插合狀態(tài)下的模型進行模態(tài)分析，固定約束保持不變。對接觸件進行模態(tài)分析，前6 階固有頻率見表3。固有模態(tài)如圖14所示。

表3 連接器固有頻率Tab.3 Inherent frequency of connector

圖14 接觸件固有模態(tài)云圖Fig.14 Natural vibration mode of connector

4.2 瞬態(tài)動力學分析

瞬態(tài)動力學分析反映載荷隨時間變化時的結(jié)構(gòu)響應，可以對振動過程中結(jié)構(gòu)響應進行仿真分析。瞬態(tài)動力學分析采用非線性的瞬態(tài)動力學方程，允許使用非線性的材料、幾何和接觸類型，考慮慣性力和阻尼力，瞬態(tài)動力學模塊適合對插針插孔的摩擦接觸模型仿真。對模型分別在x方向和y方向施加激勵載荷，載荷的動力學方程為：

式（4）中：A為振幅；f為振動頻率；θ為相位角。

最小步長時間Δt是瞬態(tài)動力學分析的關(guān)鍵參數(shù)，最小時間步長應該小到足夠獲取響應頻率、載荷突變和接觸頻率等動力學現(xiàn)象。為保證求解精度和計算結(jié)果的準確性，每個振動周期設為一個計算步，每個計算步內(nèi)設立20個子步，使得最小步長時間Δt滿足：

瞬態(tài)動力學分析使用插孔收口的配合模型，前處理與插拔分析基本一致。

由動力學模型可知，插針的振動狀態(tài)與外部環(huán)境基本一致，插孔簧片處于受迫振動狀態(tài)。仿真時，分別在插針插孔平行軸線的水平方向和垂直軸線的垂直方向施加振動載荷，仿真振動方案如表4所示。

表4 步進振幅激勵表Tab.4 Amplitude of load

先根據(jù)式（4），計算出對應時間點的位移載荷，再由式（5）確定最小時間步長，完成相應仿真參數(shù)的設置，進行求解。求解結(jié)果中，選取每個振幅的振動周期中最小接觸壓力，繪成曲線如圖15所示。

圖15 最小接觸壓力與振幅關(guān)系圖Fig.15 Relevance between minimum contact pressure and amplitude

圖15表示了在一定頻率振動時，最小接觸壓力與振幅的關(guān)系。由圖可知，當振動方向和振動頻率保持不變時，最小接觸壓力隨振幅的增大而減小。水平振動時，振幅越大，最小接觸壓力下降的速度越快。同一振幅時，10 Hz 振動時的接觸壓力大于20 Hz 時的接觸壓力。這是由于在頻率保持不變時，振幅越大，接觸件運動的速度就越快，對簧片的彈開作用也就越明顯，摩擦系數(shù)越小時，這一現(xiàn)象越不明顯。垂直振動時，最小接觸壓力隨振幅的變化并不明顯，這主要是由運動方式?jīng)Q定的。垂直振動時，插針、插孔間會產(chǎn)生明顯的不同心度，雖然最小接觸壓力有所減小，但是平均接觸壓力呈顯著增大趨勢，不同心度的變化導致了接觸區(qū)域的位置和接觸面積的明顯變化，接觸電阻受接觸壓力和接觸面積共同影響。

5 總結(jié)

本文介紹了電連接器的力學性能和電學性能含義，并從物理、化學微觀分子層面分析了電連接器接觸失效的微觀機制。采用有限元仿真分析的方法，研究了電連接器的力學性能和電學性能。通過ANSYS Workbench 的靜力學模塊，分析插拔應力作用下的應力應變情況。在插針插入的過程中，最大應力位于簧片根部截面內(nèi)側(cè)開槽處。通過COMSOL 對接觸界面的粗糙度對接觸電阻的影響進行了分析，接觸件粗糙平均高度越高，粗糙斜率越小時，接觸電阻越大；通過ANSYS 和COMSOL 結(jié)合的方法，獲得接觸壓力與接觸電阻的關(guān)系曲線，當振動方向和振動頻率保持不變時，最小接觸壓力隨振幅的增大而減小。