摘 要：半永久电接触件遍布整个仪表、控制产品和连接设备。这种设计寿命较长的连接器的可靠性高度依赖于机械和腐蚀退化机理。在这一领域，我们可以采用一层厚的镀金层来避免腐蚀，而连接器老化的主要原因仍然是接触簧片退化（如应力松弛、接触力降低）导致随之而来的接触电阻变化。本文采用一种非侵入式（激光）方法来观测簧片挠度及接触力变化。这些方法和工具既适用于新簧片，也适用于退化的簧片。由于簧片的复杂几何形状，没有一个分析模型，因此我们建立了一个数值有限元模型来计算簧片挠度与接触力的关系。对于位于同一连接器中的不同簧片，我们观察到不同刚度的线性簧片挠度。这种变化主要是源于连接器内簧片嵌入长度的变化。此外，我们还讨论了热循环老化引起的簧片刚度依赖性。

关键词：连接器；挠度；接触力；簧片松弛；有限元模型

1 引言

半永久连接器的可靠性与连接器的不同材料和元件的老化以及使用条件密切相关。许多文献指出，在老化过程中，最有害的影响来源于周围大气中或连接器各个部件（外壳体、元件、PCB等）释放的腐蚀性气体和有机污染物^[2,3]。解决这一问题的有效方法是使用金镀层，以避免氧化以及形成导电性差、失去光泽的薄膜。除此之外，导致簧片松弛和簧片刚度变化的自然老化预计也是制约连接器工作寿命的重要因素。实际上，随后而来的接触力降低可能会对接触界面产生直接影响，影响接触电阻的稳定性。

为了让寿命长达数十年的连接器具有高可靠性，我们一般采用一层厚达3μm的金镀层来保护接触面免受众所周知的腐蚀影响。不过，连接器机械老化仍然可能是接触失效的根本原因，并有可能降低连接器的预期寿命。本文研究了一种由印刷电路板（PCB - 公端）组成的能源工厂生产或电气仪表中常用的低信号连接器HE9（母端）。

这项研究的目的是定性地评估在环境条件下和热循环之后，由于连接器频繁插拔和簧片同时压缩引起的极端机械力的作用。我们描述了两种主要试验，观测了在数千次插合过程中的插拔力和簧片（无论是否嵌入在外壳中）压缩力的变化，然后将簧片刚度的实验数据与Ansys程序得出的数值计算结果进行比较。

2 设备和程序

2.1 连接器和试验描述

连接器的公端由两部分组成：一是厚度为1.6mm的印刷电路板（PCB），由纤维材料（FR4）制成；一条60μm的铜带，上面镀覆一层镍（10μm）和一层薄薄的钴金层（3μm）。连接器的母部为HE9（铜镍结构）^[2]，见图1所示。在设计方面，为了将初始间隙保持在600μm，并降低插入峰值，我们放置了一个止动器。所以，簧片被预弯曲D₀，这就引发了初始力F₀。插入测试是将PCB板插入连接器插槽3mm，而簧片的压缩测试是在半边连接器上做300μm的压痕。我们也可以用自由簧片来完成簧片刚度和应力松弛试验。连接器簧片由铍铜合金（CuBe）制成，其杨氏模量E=120 GPa，泊松比ν=0.3^[4]。我们就直接研究这个簧片，免得考虑壳体的影响。

图1 本文所研究的连接器实例

2.2 设备和试验设置

连接器母端（图2）固定在XYZ平台上，左右两侧的两个孔可以让我们通过两个激光光斑（0.1μm）观察和测量簧片挠度。

图2 连接器试验设置

连接器公端（PCB）固定在一个带有应变仪的电动板上，用于簧片测量超过3000次循环试验的插入力（0.01N）；我们定期绘制每100次插合后的插入力和簧片挠度变化曲线。这一簧片测试是为了确定连接器在插入过程中、更主要是在完全插入2mm到3mm最后阶段的整体簧片性能。在这个功能区，通过了解摩擦系数μ和插入力F_i，我们就可以计算出施加在每侧的接触力F_c（图2）：

F_i = 2μ F_c     （1）

遗憾的是，这种簧片方法可能会在插合次数较大时导致摩擦系数发生显著变化，并可能由于施加簧片刚度而产生一种假的接触力。同时，这种接触力可以根据簧片挠度和簧片刚度推导出来。

我们开发了簧片的直接压痕测试方法，以评估在严重应力条件下的簧片刚度和可能出现的应力松弛。首先，我们将簧片单独分开，施加的挠度为600μm，并测量后续的接触力，如图3所示。当簧片（连接器中的簧片）以初始力F₀预弯曲D₀时，我们施加一个300μm的挠曲，并测量其后续接触力。这一测试是在嵌入不同长度l（8-12mm）的新簧片上进行的，并在环境条件下进行数千次压痕循环试验。此外，再进行22次热循环（-40°C至120°C）试验，每次持续4小时后，然后评估簧片刚度。

图3 弯曲试验下的簧片

除了这些簧片测量之外，还使用Multiphysics Ansys软件进行了有限元分析，计算了簧片刚度，并与实验数据进行了比较。

3 结果

3.1 新连接器和簧片研究

3.1.1实验结果

图4是典型的HE9随着3mm插入深度的变化插入力和簧片挠度变化曲线。我们注意到，由预应力引发的300μm簧片初始挠度必须加到挠度测量值中。正如之前的一份文献 [5]中所述，我们看到簧片插入力达到峰值之后便趋于稳定。在这一最后区域，簧片挠度恒定不变，并确保其在连接器寿命期内的接触力。

图4 插入力和簧片挠度（从初始挠度D₀计算）与新连接器插入深度的关系

不过，评估簧片插入最后阶段的接触力还需要摩擦系数值。因此，我们决定用直接簧片压痕来确定这个力，簧片可以是独立的，也可以嵌在壳体里。

对于这两种情况，簧片挠度和由此产生的压印力如图5所示。我们观察到，簧片挠度△x似乎与接触力F_c呈线性函数关系，即F_c = K△Y，常数K是簧片刚度。对于两种配置来说，簧片刚度相同，即2.2N/mm。此外，我们将簧片挠度规律（虚线）外推，推导出簧片预挠度约为D₀ = 300μm，簧片初始挠曲力为F₀ = 0.65N。簧片挠度从0到50μm，簧片接触力从初始值增加到F0是由于簧片从壳体壁上脱落。

图5 预应力与隔离簧片接触力与挠度的比较

根据均质梁的梁挠度理论公式，我们可以预测法向力F_c作用下的簧片挠度为：

( 2 )

式中，E是杨氏模量，l是转动惯量，取决于簧片横截面。将此公式与实验定律F_c = K△Y进行比较，可以推导出簧片刚度的计算公式：

（3）

由这一公式可知，簧片刚度K对嵌入长度l非常敏感。因此，在其寿命周期内，嵌入长度l的变化将对簧片刚度和随后的接触力产生很大影响。由于簧片的几何形状复杂（簧片形状、截面不均匀等），我们没有推导出簧片刚度K的理论公式，无法计算出该值。不过，这一值我们还是可以通过簧片实验测试来确定。

我们将这些结果绘制成图6，显示了簧片嵌入长度范围l（8.5-12mm），每隔0.5mm的增量值。

图6 不同嵌入长度的接触力

由图可知，当簧片嵌入长度由12mm减到9.5mm时，簧片刚度大致增加了一倍。我们也可以通过图5和图6的对比得出，簧片在连接器中的嵌入点约为11.5mm。因此，我们确认，在簧片运行过程中，由于机械或热循环作用，簧片嵌入长度的任何变化都可能极大地影响簧片刚度。因此，簧片接触力会发生变化，接触电阻也会受到相应影响。

3.1.2 数值结果

对于簧片连接器，我们目前还没有任何确定接触力与簧片挠度变化的解析定律。为此，我们采用平面应力假设，建立一个簧片嵌入长度变化对接触力影响的二维模型，得出了单嵌入簧片和单活动插针压痕试验的数值模拟结果。实际上，HE9连接器（图1）包含26个簧片。不同的簧片并不一定具有完全相同的嵌入长度。通过数值模拟，我们可以分析嵌入簧片长度的变化对簧片挠度的影响，从而分析对簧片接触力的影响。

在实验的基础上，通过数值模拟得到了所用连接器簧片材料内部的应力和应变变化情况，从而得知可能会塑化的区域。有限元分析可以验证所提出的连接器簧片材料行为规律，并估计连接器的简单数值模拟与实际行为之间的误差。

簧片与插针平面接触表面的摩擦系数μ = 0.2，杨氏模量为120 GPa（簧片和插针均为含铜80%的铍铜合金）。

其边界条件可以表示如下：

Ux (节点_针) = 0，而Uy (节点_针) = 0.6 mm  (4)

对于插针的所有节点（插针沿Y轴平移）来说，

Ux (x = 0) = 0, Y (x = 0) = 0   (5)

对于簧片固定端节点来说，

Uy、Ux分别是沿y、X轴的位移，见图7所示。

我们利用Ansys有限元程序（Ansys）得到的弹性簧片特性进行了数值模拟^[6]。这一方法的基础是所涉及的连续体的离散化。在压痕试验过程中，随着插针部件的推移，该程序会在插针表面的接触面节点与簧片接触面节点之间逐渐自动建立连接。对于力学计算，我们采用不同单元类型，其节点数为3.2万个。面到面接触元采用高斯积分点作为一个接触检测点。所采用的簧片接触算法是增广拉格朗日法。接触件、材料和几何非线性分析需要一个完整的牛顿·拉夫森方案与稀疏矩阵求解器（直接求解器）一起使用。该程序利用一个接触力标准来检验迭代解的收敛性。将结构簧片仿真的收敛解得到的最终Ansys文件运行于Ansys，即可得出位移方向上的载荷。

图7 边界条件

图8 冯-米塞斯应力分布

图8给出了冯-米塞斯（Von-Mises）应力分布。我们注意到，冯-米塞斯应力的最大值位于承受最大弯曲应力的簧片嵌入区附近。

从实验结果（图9）可以看出，数值结果中的接触力随簧片挠度上升而呈线性增加，直到簧片挠度达300μm。然后，我们也容易确定簧片刚度，并对实验曲线和数值曲线进行比较。图9还给出了4种簧片嵌入长度下簧片挠度为600μm时的接触力。在数值模拟中使用的简化模型（使用一个完美嵌入的简单的几何模型和弹性材料的行为规律）解释数值结果与实验结果之间的差异。此外，簧片接触力随嵌入长度的增加而减小。

图9 接触力/簧片挠度数值与实验结果

3.2 老化簧片连接器研究

3.2.1重复插入循环试验

为了观察连接器频繁插合的影响，我们做了2000次插拔试验，高于其全寿命插拔次数。图10是初始状态以及500、1000、1500和2000次插拔后的插入力参数。需要注意的是，插入力上升到越来越高的峰值，而插拔试验结束时的最终值似乎受到的影响较小。插入力的增加是由于公端（PCB的边缘）的退化，这从剖面分析中可以看出。此外，在最后阶段，即永久接触区，插入力的微小变化可能是摩擦系数和簧片刚度变化等反向效应的组合。在测试过程中，簧片挠度基本上保持不变。

图10 插拔1500,1000,1500,2000次后的插入力和簧片挠度变化曲线

3.2.2 弯曲-挠曲循环

在较高的挠曲退化次数下让连接器老化可能会影响簧片的嵌入长度和应力松弛^[6]。在我们的簧片挠度测试中，样品（簧片连接器和单独簧片）进行了10,000次弯曲-挠曲循环试验。

对于安装在壳体中的簧片，其初始力F₀为0.55N，在10,000次弯曲压痕循环中一直保持不变。由初始压痕和最后压痕推导出的簧片刚度常数K也保持不变（2.2N/mm）。因此，挠曲-挠曲循环对壳体中簧片刚度的影响可以忽略不计。同时，我们还得出簧片嵌入点位置不变的结论。

图11 HE9壳体中簧片接触力与簧片挠度

3.2.3 热循环

根据相关数据表，连接器的设计工作温度范围是-55°C~125°C。我们假设簧片材料的机械性能在这一温度范围内保持不变。不过，绝缘外壳材料受到热硬化^[6]的影响，会改变簧片的嵌入点。

为了验证这一假设，我们在4小时内对整个连接器、半连接器和单独簧片进行22次热循环试验，温度范围在-30°C到120°C之间。

由于外壳材料保持不变，连接器间隙没有改变，因此热循环测试后插入参数（峰值插入力和最终插入力）保持相似值（图12）。

对于热循环试验后的簧片应力松弛和嵌入长度变化，我们研究了嵌入簧片和单独簧片的接触力与簧片挠度之间的关系，结果如图13所示。同样，在簧片刚度和预应力F₀中，我们没有观察到任何变化。

图12 新老簧片插入力对比

图13 新老预应力簧片接触力对比

从图13可以看出，老化后，接触力值中的插入力没有发生任何变化。

4 结论

尽管簧片嵌入长度的变化会引起簧片刚度变化，但经过大量的弯曲和热循环之后，簧片刚度没有出现变化。施加于簧片上，用来模拟连接器长寿命的这一最高水平的应力不会导致簧片刚度和应力松弛的显著退化。我们可以得出结论，簧片施加的接触力在其长寿命期间将保持不变，接触电阻也保持稳定（不考虑其它参数：污染、腐蚀等）。

另一方面，随着连接器插合次数的增加，确保完全插入所需的插入工作量似乎变得越来越大。因此，在更换PCB时，必须小心操作。数值结果表明，不同簧片嵌入长度下的接触力级数相同，最大冯-米塞斯应力位于簧片嵌入区域附近。我们拟模拟一种非完美的簧片嵌入方式（嵌入区可以引入小扭矩），以接近真实的簧片嵌入场景。导致接触力减小的潜在机理有待我们进一步探讨。

参考文献：

[1] S. Robert Mroczkowski, “A perspective on connector reliability’’Holm2004, p.125, August 2004.

[2] L. Cretinon, M. El Hadachi, F. Augereau, G. Despaux, L. Doireau “Microelectronic reliability”, ESREF, 48, 8, p. 1129, 2008.

[3] P. Chaudhuri “Contact reliability in dusty environments”, 13th ICEC Lausanne, p. 348, 1986.

[4] M. El Hadachi,“Diagnostic du vieillissement de laconnectique encartable dorée bas-niveau’’, Thesis, Dec.2008, p.108.

[5] R. El Abdi and N. Benjemaa, “Experimental and analytical studies of the connector insertion phase”, IEEE Transaction on Components and Packaging Technologies Volume 31, pp.751-758, Dec. 2008.

[6] F. Blumenroth, H.LÖbl, S.Groâmann and M. Kudoke, “Influence of stress relaxation and sliding on long time behavior of Plug-In power connectors with helical springs”, ICEC2008, pp.368-373, June 2008.