塑胶件连接结构

塑胶件连接结构（精选2篇）

塑胶件连接结构 篇1

1.采用销轴连接，主要采用这根轴，插进去后再转个角度

2.卡钩配合(上盖)3.卡钩卡槽配合分析LCD卡钩/卡槽机构分析

目的:

LCD组合部分Housing与Cover一般是用2颗或4颗螺丝组装在一起(有的甚至不用螺丝,如 xxx model),单靠这2~4颗螺丝是很难达到LCD部分的Mechanical Spec.---Housing与Cover之间的step & gap,塑料件本体上的卡钩卡槽起着极其重要的作用.

因此,在设计阶段卡钩卡槽的安排和尺寸应计算准确,模具制造要保证精度,模具卡钩卡槽滑块的安装应到位.以下只对卡钩卡槽的设计尺寸进行分析.

分析:

tu1&t2&tu3是卡钩和卡槽的配合图示:

一,卡钩卡槽配合:

一般来说设计的间隙和断差都是0,见标准装配图. tu4

1,有关Gap的尺寸设计

从图中可以看出要保证卡钩和卡槽能装配上,尺寸A必须大于等于尺寸B.设计时若设计成A=B, 考虑到尺寸公差的上下偏差均匀分配,当A取下偏差,B取上偏差时,卡钩卡槽也会干涉导致无法卡上. 因此卡槽的槽高须大于卡钩的钩高.即卡钩卡槽必须间隙装配.

卡钩卡槽必须间隙装配,设计间隙还会是0吗?答案肯定不是.实际中LCD Cover和LCD Housing之间有Panel支撑,支撑力会使卡钩和卡槽紧紧地卡在一起,尺寸C在实际装配中会是0,间隙会完全分配在LCD Cover和LCD Housing的配合面形成外观间隙,因此尺寸C也不能设计过大.根据以往的经验,C取0.1mm是较理想的值.

C取0.1mm，设计美工纹0.5mm,塑料成形0.1mm的成形公差(卡钩部位的尺寸在0~6mm范围内,精度M1的工差范围是+/_0.05mm)，

外观间隙G=0.1+0.5+0.1~0.1=0.7mm

Spec定为Gap<=0.8mm 所以,设计满足Spec(不含美工纹Spec是0.3mm).

2, 有关Step的尺寸设计

为保证卡钩卡槽不干涉，D和E处也须为间隙配合,但D和E处的设计间隙也不应过大.

一方面若间隙过大,同上述的Gap形成相似,D和E可能迭加,Housing和Cover只要稍有变形,迭加的尺寸就会出现在外观面处形成Housing和Cover断差.

另一方面间隙设计太大会影响卡钩卡槽的强度和占用有限的空间资源.

所以,设计中D,E建议取0.1mm.

极限情况;Step=D或E+成形公差

Step=0.1+0.1=0.2mm

所以,Step<0.3mm=Spec.

设计合格.

卡钩卡槽设计还应保证有足够的强度,在Panel的支撑力作用下卡钩卡槽不会脱开.其中尺寸F起关键的作用,合理的设计值应在0.5mm以上.考虑到成形工艺,卡钩卡槽的各拐角处允许设计倒圆,但倒圆的尺寸应以卡钩卡槽不干涉为首要条件.即D处的倒圆半径要小于等于D,E处的倒圆半径小于等于E.

二,定位边框和定位槽配合:

定位边框和定位槽的尺寸分析同上述类似,

1., Gap

影响间隙的O尺寸有H , 定位槽的深度要大于定位边框的高度.即保证H处为间隙配合.设计取值建议取0.2mm.这样定位槽深度取下限 -0.05mm,定位边框高度取上限+0.05mm,两个都是极限情况: H=0.2-0.05-0.05=0.1mm,仍是间隙配合.

另外,定位槽高度I不能太高,避免同上面的LCD Cover干涉.他们之间建议留足0.3mm的间隙.

2 , . Step

机构上设计定位槽和定位边框能很好的解决LCD Cover和LCD Housing之间的断差.

其主要配合面K面是一个窄长的沿LCD Housing一周的环面.而配合面L是小面积配合(见第二张照片上的定位槽).

同理为保证装配和方便拆卸 , K和L都应该为间隙设计.间隙设计太大会引起外观断差,间隙设计太小LCD Cover难以拆卸.建议K和L设计取值均取0.1mm.

这样外观面可能出现的断差:

Step=K或L+成形公差

当Cover定位边框成形尺寸偏下限 0.05mm,Housing定位槽右边的柱宽也偏下限 0.05

Step(max)=0.1+0.05+0.05=0.2mm

能保证断差符合要求.

三,. 总结

以上只对卡钩卡槽和定位边框定位槽的配合面径行了分析,分析了他们之间应该设计成的配合状况.至于卡钩卡槽和定位边框定位槽的主要机构尺寸(肉厚)的设计,依不同类型的产品不同类型的材料具体对待.例如,Note Book 类机型卡钩卡槽肉厚设计较薄1mm左右,而 Mercury类机型其卡钩卡槽设计肉厚就较厚.图一说明：图二说明：3.中间开槽的卡勾4.弹性卡勾5.卡勾6.整个面板全部用扣位接上面的图，

7.钩槽卡接。7.三段button从外面伸入，一个弹片从上面插下。8.插头配件，黄色为触片。9.圆卡用于装轮子，非常好用。红色为嵌件。剖开后

塑胶件连接结构 篇2

随着航天工程、电子通信工程的发展,电连接器作为传递电信号和电能的基础元件,在系统中的运用越来越广。而实现电连接器连接功能的是集成在电连接器绝缘体内部的多对接触件,任何一对接触件的接触失效都会对整个系统的可靠性造成影响,所以,研究和开发高可靠性的电连接器接触件,对提高系统的可靠性具有至关重要的作用。

据美国对航天失效故障率的统计,由电子元器件引起的故障占40%,而其中大约20%~30%来自电连接器的失效[1]。目前对电连接器接触可靠性的研究,主要集中在建立接触电阻模型、影响因素及失效机理和接触可靠性试验研究等方面[2,3,4,5,6]。通过对其工作环境下的失效模式和失效机理进行分析,并结合可靠性试验,在所建立的统计模型的基础上,对电连接器接触寿命进行评估。

接触件的可靠性取决于接触件的设计、工艺、制造、管理、原材料性能和工作环境等多种因素。因此,分析接触件的结构对接触情况和接触可靠性的影响,对于提高电连接器的可靠性有着重要的意义。文献[7-8]通过理论分析与试验,研究了插针头部不同形状对接触件插拔力的影响,并对插针头部进行了局部优化。文献[9-10]采用有限元仿真与实验相结合的方法,研究了接触面粗糙度对汽车用铜合金电连接器接触件的接触电阻的影响。文献[11]对电连接器中呈结构不对称形状的接触簧片进行了仿真,得到了其根部应力的分布情况,并以根部应力最小为目标函数,进行了结构优化。

但是,针对接触件簧片结构参数对接触情况和可靠性的影响,以及接触件的插拔过程中插拔力变化情况的研究较少。为此,本文对电连接器的接触件结构进行力学分析和接触情况研究;通过有限元仿真,分析各结构参数对接触情况和接触可靠性的影响;并通过插拔试验,研究插拔力随插入过程的实际变化情况,为设计高可靠性的电连接器接触件提供方法和依据。

1 接触件结构力学分析与接触情况研究

1.1 接触件结构力学分析

圆柱式开槽接触件是最常用的电连接器接触件,如图1所示。插针与插孔插合时,依靠插孔簧片结构发生弹性变形产生接触压力。为具体分析簧片结构参数与接触压力的关系,可将圆柱式开槽接触件简化成图2所示的悬臂梁结构(L为悬臂梁长度,δ为挠度,F为接触压力),其产生的接触压力F满足下式:

式中,E为弹性模量;I为横截面的惯性矩。

插合时,接触件接触面之间的力由两部分组成,如图3所示,其中Ft为摩擦力,Fn为法向接触压力,接触面之间的摩擦因数记为μ,则有Ft=μFn。插针的插入力记为Fi,则接触件在三个力的作用下达到力学平衡,如图3a所示;进一步根据力学分析可得,插孔弹性变形产生的接触压力F和插入力Fi的关系式如下:

式中,α为摩擦力与接触件轴线的夹角。

用r1和r2分别表示插针头部球体半径和插孔内孔倒角半径,并结合图4进行分析。

α初始值α0为

α随插入量s的变化值为

结合图4可以得到,当插入量为s时,插孔产生的挠度为

结合式(1)和式(2),可以计算出接触件的插入力随插入量的变化趋势。

1.2 接触件接触情况研究

接触件的实际接触情况如图5所示,可根据一般情况的赫兹接触理论[12]对其进行接触面积分析计算,椭圆形接触面积的长短半轴计算公式分别为

式中,F为接触压力,μ1、μ2分别为两种材料的泊松比;E1、E2分别为两种材料的弹性模量;β、γ为与B/A有关的系数,可以从文献[12]中查得;R1、R′1为插针在接触点附近处的主曲率半径;R2、R′2为插孔在接触点附近处的主曲率半径;φ为曲率半径为R1和R2的两法面之间的夹角。

对于型号为YF8的分离脱离电连接器中的14#双片簧接触件(外径为2mm),其尺寸参数为:插孔外半径R=1mm,内孔半径为r=0.55mm,开槽长度(即簧片悬臂长度)L=5mm,开槽宽度为m=0.5mm,插孔倒角r1=0.3mm,插针半径r2=0.5mm;插孔簧片的收口量一般为f=0.15mm,则在插针完全插入时,插孔簧片产生的挠度为δ=r2-r+f=0.1mm。接触件材料为铍青铜,其中μ1=μ2=0.34,E1=E2=110GPa。从而可计算得:长轴2a=0.2426mm,短轴2b=0.0373mm。

因为b<<a,与实际接触情况不符合,需对b的计算结果进行修正。若将a的值作为固定值,可将接触模型进一步简化为两个圆柱正交的形式,如图6所示。对于该特殊的接触模型,可得到更简单的接触椭圆方程为

式中,C为常数。

根据上文取值,R2=r1=0.3mm,R1=r2=0.5mm。考虑到实际接触情况,应有a>b,故

由此可得:2b=0.1456mm。

参数a和b是通过两步计算出来的,一致性差,为解决该问题,可假设参数b已知的情况下,将模型进一步简化为图7所示的模型,即相互平行的圆柱体和圆柱凹面接触的形式,圆柱长度为2b。同样,按照赫兹接触理论,可得接触面的接触尺寸关系式为

式中,p为线载荷密度,p=F/(2b)。

同样,可求得2a=0.1682mm。

为得到比较稳定的长短轴值,可对上述接触模型分析计算过程进行循环求解,迭代的结果为:

经过插合的接触件,在接触表面会留下磨损痕迹,观测痕迹的情况,即可得到接触面积的实际情况。图8所示为上述14#插孔和插针,经过多次插合后,其稳定的磨损痕迹在电镜下的观测结果;其中明亮斑点是接触点,可以看出明亮斑点近似椭圆形,长轴大约为0.2mm,短轴大约为0.1mm,这与上述计算方法的计算结果接近。

2 电连接器接触件有限元仿真分析

以上述14#接触件为仿真对象,由于接触件为对称结构,取插针和插孔头部结构的1/4(每个簧片的1/2)进行建模,结果如图9所示。

根据上述材料参数,设置材料的弹性模量和泊松比。设定插孔的内表面和倒角面为接触面,设定插针的圆柱面和头部球面为目标面。接触类型为非对称摩擦接触,摩擦因数为0.13。采用高阶三维十节点的Solid 187实体单元对模型进行网格划分。为保证计算精度和收敛性,接触面的网格划分相对较密,划分结果如图10和图11所示。

因为不计惯性力和阻尼,所以采用非线性的静态结构仿真模块进行仿真,且计算过程选择为大变形分析。在插孔的根部施加固定约束,在插针顶部施加一个轴向的插入位移,在插针和插孔的对称面上施加无摩擦对称约束。根据结构分析,插拔力在插合的过程中会出现一个峰值,为保证收敛性,结合出现峰值的位置将载荷步分为两步,两子载荷步位移大小均为0.35mm。

图12所示为接触件插合时接触情况的仿真结果,由于只选取插孔簧片的1/2进行建模,所以可以看出接触区域近似1/2椭圆形,与上述观测结果相吻合。仿真结果中接触区域的长短轴大小如图12b所示,长轴结果接近0.2mm,短轴结果接近0.1mm,与电镜下的观测结果接近。

在对接触件材料进行强度分析时采用第四强度理论,应力对应为有限元软件里面的等效应力。图13所示为插孔簧片整体应力和簧片根部的应力分布情况。从图中可以看出,在根部的边缘部位应力较大,接近或超过材料的屈服极限280MPa,材料将发生塑性变形。但是,图中应力较大的部分所占比例较小,仅为根部边缘的结构突变部分;且从图中可以看出,在边缘处应力等高线较为密集,说明应力变化较快,这是由于应力集中造成的,在设计过程中应尽可能减少该现象的发生。

图14所示为接触件应力和簧片根部应力分布的非线性材料仿真结果,簧片根部应力的最大值为289.26MPa,大于材料的屈服极限280MPa,边缘部位的材料已经发生塑性变形;但结合应力云图中的等高线,基本上其他部位应力均小于材料屈服极限,材料均未发生塑性变形。

由于接触压力测量比较困难,故经常通过插拔力来间接判断接触压力。图15为接触压力随插入量的变化趋势图。由图可见,三次计算结果的变化趋势相同,且偏差较小,这说明根部的塑性变形对接触件的接触压力影响较小。接触压力的稳定值出现在插针头部刚好完全插入以后,即大约在0.35~0.4mm处。在插入量大于0.4mm时,接触压力稳定,说明插针的头部已全部进入插孔内部。考虑了材料非线性的接触压力仿真结果相对较小,这是由于接触件簧片的根部发生了塑性变形。由于插孔倒角的存在,插孔的有效悬臂长度减小,而结构分析过程中,假定悬臂长度不变,所以计算结果较弹性仿真分析结果略小。

图16所示为插入力随插入量的变化趋势,对于三种分析结果,可得到与接触压力基本相同的对比效果;但插入力的最大值出现在插入量约为0.2mm处。接触件在插合过程中,塑性变形对接触件的接触面有一定的影响,所以塑性分析的最大插入力较大。

为分析各尺寸参数对接触情况的具体影响程度,表1给出了各尺寸参数对输出参数指标的局部灵敏度。可以看出,插孔簧片长度和厚度对最大插入力、插入力稳定值和接触面应变均有较大的影响,只是它们与参数的相关性相反。收口量对结果参数也有明显的影响,且为正相关,但收口量过大会造成加工时根部应力集中和残余应力严重,影响接触可靠性,所以要尽可能地减小收口量。开槽宽度对接触件的最大插入力、插入力稳定值和接触面应变也有一定的影响,但插孔倒角对接触件的接触性能影响较小,可以结合实际加工情况进行选取。各结构参数对插拔力的灵敏度相对较高,即对结果的影响主要表现在对最大插入力和插入力稳定值的影响上。

3 接触件插拔试验与结果分析

为与上述理论分析和仿真结果进行对比,对型号为YF8的电连接器中14#双簧片接触件(φ2mm)进行插拔试验。图17所示为插拔力试验结果,插拔力在插入过程中的变化趋势与前面的理论分析和仿真结果相一致。试验结果中的插入力最大值也是出现在插入量大约为0.2mm处,最大插入力为4.56N;同样在插头全部进入插孔时,插拔力趋于稳定值2.03N。

接触压力与摩擦因数无关,仅与接触件簧片的变形有关,通过理论计算得到的接触件接触压力稳定值为7.72N;结合试验得到的插入力稳定值,可得到接触件间的摩擦因数为0.1295。现将仿真分析时的摩擦因数更正为0.1295,重新进行有限元仿真。同样由于摩擦因数对接触压力没有影响,其仿真结果和上述相同,而得到的接触件插拔力的试验结果、仿真结果和理论计算结果对比如图18所示,试验结果与塑性仿真结果最接近。

4 结论

(1)本文以电连接器接触件为研究对象,对接触件结构进行了力学分析,建立了接触压力、插拔力接触件与结构参数之间的关系;基于赫兹接触理论,提出了接触件接触面积的迭代计算方法,提高了计算精度,为进行接触件的接触情况分析提供了理论依据。

(2)建立了接触件的参数化有限元接触模型,并利用ANSYS软件对接触件的插拔过程进行了运动仿真,分析了接触件的应力分布情况;通过对接触件各个关键参数的参数化,得到了各参数对接触情况影响的灵敏度,确定了影响接触件接触性能的关键参数,为接触件结构的优化设计提供了依据。

(3)对接触件进行了插拔试验,分析了接触件插入过程中插拔力的变化情况,与理论分析和仿真结果进行了对比;验证了提出的理论分析、仿真计算方法的可行性,为设计高可靠性的电连接器接触件提供了依据。

摘要：为了提高电连接器的接触可靠性,针对电连接器接触件,进行结构力学分析与接触情况研究,提出了一种接触件接触面积的迭代计算方法;建立了接触件的参数化有限元模型,并利用ANSYS软件对接触件的接触情况进行了运动仿真,得到了接触件插拔过程中接触压力、插拔力的变化情况和应力分布情况。通过对有限元模型的参数化仿真,得到了各结构参数对接触状态的灵敏度,确定了影响接触状态的关键参数。通过对接触件的插拔试验,验证了提出的理论分析、仿真计算方法的可行性。

关键词：电连接器,接触件,接触可靠性,有限元分析,插拔试验

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