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连接器理论基础手册

第六章可分离式连接器

在第一章中，就连接器曾给出如下的功能性定义：电子连接器是指一种能够为电子系统两个子系统之间提供可分离式接触界面的电子装置。
可分离式接触界面本身具有一些要求，其中包括耐久性，结合力及机械稳定性。耐久性指连接器可正常工作的结合周期。一个连接器所需要的结合周期取决于其具体应用。当制造工艺比耐久性重要时，这个数值可以较低，大约为10。至于便携式计算机(如办公室或家庭用的笔记本计算机)时，就需要数千周期。耐久性主要涉及接触面涂层消耗的可能性，其导致第三章中提到的腐蚀保护及界面最佳化的丧失。
结合力（连结连接器之插头与插座所需的力）对于高级端子计数连接器尤为重要，这种连接器由于其结合力较大导致须以工具辅助装设否则将被破坏。机械稳定性指连接器承受应用载荷如震动、冲击及热循环的能力，其可能导致接触面干扰。这种干扰也可能产生如第三章所述的电镀层脱落。
影响这些操作性能的主要的连接器设计及物料因素是接触面涂层、正常接触力及接触面形状。本书第二章、第三章曾就接触面涂层对摩擦、损耗及受此影响的耐久性、结合力的重要性和影响进行说明。
本章将讨论正常接触力和几何形状对操作性能的影响，其中正常接触力是重点，尤其是它的产生、大小及其稳定性的维持。

6.1 引言

为方便起见，将前述连接器横载面图1.1再现为图6.1。在连接器中各种各样的可分离的接触面接触之设计拓展了在不同环境的要求下应用的连接器的范围。可分离式连接器一般具有两部分。大体上，连接器的一端(通常插座)是弹性部分，而另一端(插头)之固体接触部为post，pins，或者PWB。分类上，这些装置可归入post/插座，pin/插座，及卡边连接器。

6.1.1 posts，pins及PWBs

图6.2是典型的插头接触端之实例。 PWB(图6.2.a)就是三级和一些四级连接器装置的一部分。posts和pins的主要差别在它们的几何形不同。posts为方形或其它规则形，而pins则为圆形。
图6.2.b所示的一侧边为0.025 in(0.635mm)的25 针方形post是目前最常见的几何形状，尽管小一点的post (如15针方形和0.5mm)的应用越来越多。贵重金属涂层应用于高操作性能之领域，而锡涂层则用于电子和商业产品上。在3、4级产品中，post依据工作环境不同可以直接插入板上或收容于连接器端部，其可以被遮敝，也可以不遮蔽。
Pins在四级产品中应用不多，其主要应用在于五级与六级产品中。根据不同情况其可应于很多尺寸。常用的两种型号为如图6.2c所示的加工螺杆及图6.2d所示的层迭式。二者主要区别在于加工螺杆的pin上没有接口缝，且不易于控制其尺寸。因此，其通常被认为具有优良的性能而同金接触涂层一起应用于军事和高性能系统。层迭式则用于电子及商业领域并可应用于贵重金属及锡涂层上。

6.1.2 母端子

大多数母端子都设计成悬臂梁形状，当然也可以看到混合接缝.一些最常见的形状如图6.3至6.5所示.
最简单的母端子设计成悬臂梁，如具有卡片状边缘的端子(图6.3a)，尽管有一部分端子呈现出如图6.3b所示的混合悬臂设计一样的复合形状.
对于插杆\插座系统，有多种的端子接缝在应用，如图6.4a到6.4e所示的敞开或盒子形状.除了图6.4e外，在这些例子中，两个悬臂梁使端子正对插杆的一面.敞开的双端子由于价格低廉而在商业利用上压制了盒子状端子.有四种形状的双端子比较常见；通俗地讲，他们指的是﹕秸叉(图6.4a)，扭杆(图6.4b)，单悬臂(图6.4c)和卷盒(图6.4d)。他们在实际制造和悬臂梁设计时有很大的不同，这些都影响到制造成本及工作性能.如图6.4a的平压端子是基本的设计。此外成形操作还带来一些附加的特征，图6.4d所示的设计对插杆的不平直度作了一些保护，而且对端子接缝的反超限应力也起了一定的保护作用，这是因为卷盒向里伸展。
这些系统提供了太过长的端子，它们都应用了贵重金属而且末端镀有锡，最后的25平方母端子设计图是有四条接缝的卷盒端子，是为了适应贵重金属末端的要求，而主要应用了高性能和多插脚。
正如同对端子的决定一样，为了相同的市场公端子还应用于可机加工螺旋和冲压成型的类型。图6.5a和图6.5b分别所示的是可机加工螺旋和冲压成形的公端子。可机加工螺旋的端子常常镀金，而冲压成形的端子常常被发现在末端有贵重金属和锡。

6.1.3总结

在应用中还有许多其它的母端子，都是为了适应耐久性配合力，成本的要求.上述有提及到，母端子弹性的一个重要功能是产生正常接触力。

6.2 接触正压力

由于接触正压力对于以下性能特性之影响，使其成为连接器设计中一个主要参数。
1. 配合力
2. 磨损
3. 接触弹性部上之压力
4. 连接器壳体上之压力
5. 接触电阻

增加之正压力对以上前四项产生不利影响，而只对一项产生缓和之因素。如在第二章所讨论的，一样之接触面结构，即冷焊后之粗糙结合部，引起了磨擦及磨损。增加之正压力提高了磨擦力，也增大了配合力及磨损率。缓和之因素是增加之磨擦力同样提高了端子接触部之机械稳定性。这是一个有利的因素，因为它减少了接触面之潜在不稳定性，降低了它受在端子接触面或其附近出现之腐蚀性产品或污浊影响的敏感程度。
如将要被讨论的，增加之正压力使得在端子弹性部上之压力变大，这样反过来也对连接器壳体产生一个更高之压力，因为在大多数连接器设计中，端子是被壳体在某些点所固持的。在端子弹性部上的更高压力对弹性物质产生的强度和其可成形性间之权衡关系有更高之要求。在连接器壳体上之高压力导致壳体更易发生变形，这样可能影响弹性部之固持位置，进而影响正压力。从这一点来看，显示出增加之正压力总的来讲对连接性能产生不利之影响。
然而增加之正压力却可以抵销这些不利影响，如在第二章所讨论的，接触电阻随着正压力之增加而减少，正如公式（2.9）所显示出的，为方便叙述重复于公式（6.1）中。
Rc=接触阻力
K=一个包括表面粗糙程度，接触方式和弹性或塑性变形影响之系数
ρ＝电阻系数
H=硬度
Fn=接触正压力
增加的正压力对接触电阻大小之必然影响是，接触面积增加，则接触电阻减小。另外，接触阻力的稳定性同样通过两种影响随着正压力之增加而增加。首先，增加之磨擦力提高了接触面的机械稳定性，以及随之产生的对抗端子接触面不稳定之阻力。其次，如将在6.7.1节进行讨论的，在端子区域里的这种增加同样提高了接触面之抗腐蚀能力。
从以上之阐述可以看出，正如Whitley和Mroczkowski所论述那样，一个连接器的“最优化〞正压力来自于较高正压力对机械性能所带来的不利影响与端子磨擦力有利影响间之权衡。在大多数例子中，“最优化”被译成“最小化”以着眼于使不利之影响最小化。要理解这种权衡需要考虑对接触阻力之影响。两个因素必须加以考虑，正压力需要建立接触面，并且需要保持接触面之稳定性。建立接触面需要产生一个足够的金属接触区，——如果必要，通过破坏或移走表面之氧化膜或污物。在通过要求数量之配合周期后仍保持表面保护层之完整性之前提下，接触面之稳定性来源于通过增加磨擦力而保证之机械稳定性。
来自于Whitley和Mroczkowski二人之图6.6显示，对于镀金之接触表面保护层，10g之正压力已足够产生3Ω之接触电阻，这对于实际中任何电讯装置都能满足需要。然而，这种“金属”或贵金属的最小力并不能解释氧化膜被破坏或移走之原因。常规知识解释说，对一个连接器“最小的”正压力是100g。这种常规知识之来源不为人所知，但可以追溯到一篇1970年贝尔实验室中的文章。不考虑这个来源，最小量也总是阐述成10g以上。所得到之结论是（如在参考1和2中所讨论的），最小正压力之剩余必须能够保证氧化膜之破坏和端子接触面在不同应用环境下之稳定性。
简单说来，但不是简单量化，正压力之要求由在连接器操作环境中的机械及热条件下保持端子接触面完整性之要求所决定。
如果在一个连接器中，理想的情况是将正压力“最小化〞，那么产生正压力之机械就会变得令人感兴趣。除此之外，对于在连接器应用过程和使用寿命中保证正压力稳定性有重要作用之设计因素，是值得讨论的。这些影响稳定性之因素将会进行一些细节讨论，但为了做这项工作，必须对在连接器中正压力是如何产生的进行讨论。

6.3 端子正常作用力及端子设计

在连接器里，端子正常作用力主要来自于两连接器插接时插座之端子梁因与插头配合产生的位移，该位移产生的弹性恢复力就是端子正常作用力。

6.3.1 材料性能和端子正常作用力

材料性能是决定端子正常作用力的基础，其性能指针是伸长（或称弹性）系数和弹性极限或屈服强度。为方便起见，图6.7根据应力与应变曲线指出这几个性能指针，伸长系数是应力与应变曲线线性部分或称弹性变形区的斜率，因此其亦称弹性系数；弹性极限强度是指某一临界点，于该点之前应力与应变停止线性关系，而此时塑性变形即将开始；屈服强度是使塑性变形进行到某一定程度时之作用力，在绝大多数情况下，屈服强度被指定为产生0.2%或其它定值之残余变形所需的作用力。下面我们将要讨论的是已知端子梁之几何形状如何将应力与应变曲线转换成力与位移曲线。
假如把端子近似视为一悬壁梁，遵循图6.8之注释，可得出有关端子正常作用力和梁设计参数之等式
F=(D/4)×E×[W×(T/L)3]　，　　　(6.2)
其中　　Ｄ==梁位移量，　　Ｅ==材料弹性系数，　　Ｗ==端子起拱处宽度
Ｔ==端子起拱处厚度，　　Ｌ==端子起拱处长度
该等式包括三个要素﹕梁位移(设计选择)、弹性系数(材料参数)和端子拱起处之几何形状(亦为设计选择)，其中每个要素都是独立的，且据不同之考虑导出。

由Lowenthal et al.报告的将上述等式运用于工程中，为端子承受正常作用力之连接器设计或材料选择提供了理论依据，该研究中端子之几何形状与图6.4d所示相似，其具有两个独立端子梁，其中每一个端子梁可视为简单的悬壁梁，如6.2式所述。
图6.9摘自参考3，其为铜合金之选择提供了端子正常作用力和梁位移之关系(如6.2式所述)。以下讨论将只限于下面三种材料﹕C51000(磷青铜)、C72500(铜镍锡合金，725合金)和C17200(铍铜)。这些合金的材料特性如图6.9和图6.10所示，其它合金材料特性均罗列于参考3。
梁之弹性率和正常作用力与位移之比例由下式可看出
F/D=(E/4)*W*(T/L)3 　（6.3）
该弹性率对应于图6.9所示的正常作用力与位移曲线之初始斜率，且该斜率的变化趋势与材料弹性系数的计算结果相类似，这就是早期将形状一定的端子的作用力与应变曲线转变成力与位移曲线的依据，此三种合金的斜率数725合金最大，铍铜次之，磷青铜最小。
端子之工作范围设计应包括位移从0.0025英寸至0.05英寸(0.0635毫米至0.127毫米)之范围内，如6.2式所示，与其它两种材料相比，磷青铜端子所受的最小正常作用力(最小位移对应的力)较小，这主要取决于其较低的弹性系数，根据6.2式，端子梁的位移一定，如果要得到较大的正常作用力，可通过改变端子梁的几何形状而获得，正常作用力与梁宽度呈线性关系，而与梁长度和厚度则呈立方关系，为提高正常作用力可改变上述每一个参数。
提高梁宽度会有一负面影响，即难以保证连接器端子间间隔大小；而减小端子长度会使得端子柱的接触长度变小，这也是一个潜在的消极影响；另一方面，提高端子梁厚度可减小整个端子的几何变形，但对于相同的正常作用力，其却受到最大的冲击，比如在其它条件相同的情况下，梁厚度为0.0105英寸(0.2667毫米)的磷青铜端子将能弥补弹性系数的差距，而达成与梁厚度为0.010英寸(0.254毫米)的725和铍铜端子相同的正常作用力和弹性率。

6.3.2弹性变形之极限

公式6.2仅适用于端子梁之弹性变形。从图6.9之数据中可以清楚地看到，情况不总是例证之端子那样，725合金之变形量随力的变化曲线关偏离了线性方向，并且图6.10表明了725合金在变形到达最大变形量0.005英寸(0.127毫米)之前就存在永久变形。铍铜与磷青铜保持"弹性"。725合金之屈服强度较其它两种材料稍微低一点，但其弹性极限比其它两种低得多。因此，它在少量变形情况下就呈现塑性，在此设计中，其在未达到设计变形量0.005英寸(0.127mm)之前就已产生了一永久变形。
端子变形量超出其弹性变形量范围，会对主应力产生两方面之影响。在连接器首次装配过程中(最初之弹性变形)，如果端子梁开始塑性变形，则主应力与变形量关系曲线将为非线性。换言之，有效之弹性系数将下降，并且在一定塑性变形情况下之主应力要比在弹性变形下之主应力低得多。
另外，在随之进行的装配中，端子梁会产生永久变形，主应力也会因此减小。永久变形之结果是使端子梁之设计变形量减小。例如，图6.10表明从连接器首次装配到产生最大之梁变形过程中，725合金将产生0.001英寸(0.0635mm)。这个变形意味着端子之变形范围将减小0.001英寸。因此能产生最小主应力之最小变形量为0.0025英寸(0.0635mm)，因此主应力会减小40%。在最大变形量为0.005英寸(0.127mm)时，主应力将减小20%，这仍是一个可观之数字。在设计时如果假定为弹性变形，不考虑永久变形，则主应力之实际值较期望值低20-40%。
图6.11中表明在首次装配后，永久变形将继续增长。由于变形过程中之端子弹性部硬化，永久变形将趋向于某一定值，这使得端子之屈服极限增大，如此则端子弹性部开始变形发生在其扩大了的弹性极限内。

6.3.3 应力松弛和正压力

公式6.4叙述了悬臂梁上的正压力Fn与悬臂梁的尺寸及悬臂梁上的应力σ间的联系，它是有关表明端子之所受正压力与其设计/材料参数间关系的第二个等式：
Fn=（σ／6 ）×（ WT／L2）　　　　 (6.4)
公式（6.4）表明了任何的应力减少都会导致正压力的减少。虽然应力松弛在第四章讨论过，但在这还是有必要复述其定义。
应力松弛是指应力在常应变的情况下会随着时间的延续而减弱。
就连接器而言，对公式6.4，我们可以更确切地定义为在连接器使用期间，随着时间的延续，正压力会以一持续的偏差而削减。换句话说，仅仅是由于端子悬臂梁受到了因其配合偏移而产生的应力，而其所受正压力的削减可看作是时间和温度双重作用和结果。当连接器的工作温度升高，此时应力松弛就更为重要了。图6.12论证了其关系。当悬臂梁位于其最大偏差0.005英寸（0.127mm）时，在96小时内，正压力会随着温度的升高而减小。在连接器处于其一种更为典型的工作条件即恒温的时候，时间对正压力的作用类似于温度对正压力的作用。图6.13出示了三种被选择材料在25℃到105℃之间其应力松弛的数据。在室温条件下，应力松弛对任何材料均只是稍微有影响，拿磷青铜的最糟糕的情形来说，在经过100，000小时（11.4年）后，其应力变化小于10%。然而在105℃的时候，可以看出应力会有很大损失，因而正压力会急剧减小。

图6.14是以又一种不同方式即永久性变形随温度的变化关系来表示应力松弛引起的结果。
在应力松弛的过程中，该应力是来源于有助于加工硬化的弹性变形和允许尺度变化的塑性变形间的转换。这种转换的结果如图6.14所示。很明显的，这种永久性变形随着时间变化而变化的趋势类似于正压力的损失随着时间变化而变化的趋势。由应力松弛而引起的永久性变形同样对正压力有影响，如较早以前讨论过的机械永久性变形﹕梁的可用偏差减小，正压力伴随着减小。
由于温度应用的要求增加，如何控制永久性变形也变得更加重要了.虽然，正如附注4和附注5中所讨论的，设计因素对永久性变形也会有影响，但是控制永久性变形的办法主要还是通过对材料的选择.第四章给出了一些供许多铜合金参考的永久性变形的数据。

总结．

这种典型悬臂梁端子的特性反映了因端子所受正压力而产生的梁的偏移和应力松弛的重要性。由机械加载或应力松弛所引起的永久性变形，其减小了梁的可用偏差，降低了正压力。这使得我们更希望弹簧能一直在其伸缩范围内工作，直到正压力达到最大并还原。应力松弛可以靠操作的温度对长期的正压力产生重要的影响。正如第四章、附注4和附注5中所讨论的，在处理应力松弛时，材料的选择是主要的。

附图说明﹕

图6.11表示的是三种都做成典型端子几何形状的端子材料其端子永久性变形大小与其配合周期数的关系图。其由AMP公司提供。
图6.12表示的是三种都做成典型端子几何形状的端子材料其端子所受正压力大小与其放置96小时之后所受温度的关系图。其由AMP公司提供。
图6.13表示的是磷青铜、合金725、镀金铜三种材料在25℃到105℃间其永久性变形大小与时间的关系图。其由Olin公司提供。
图6.14表示的是三种都做成典型端子几何形状的端子材料其永久性变形大小与其放置96小时之后所受温度的关系图。其由AMP公司提供。

6.4 正常作用力和结合力学

如果说具有可分离性是我们使用连接器的主要原因，那么很有必要了解结合力学及其如何影响结合点的寿命和结合力大小。结合力学中有三个主要因素，即端子正常作用力，端子几何形状和摩擦系数。
图6.15所示是一条结合力与插入深度曲线，其将端子结合的两阶段里插柱在插座的位置反映出来。
在第一阶段里，当端子正常作用力施加于插柱时，插入作用力快速增加，在该段曲线里端子梁不断发生偏移，此时曲线的斜率由结合的插柱或插座的表面几何形状、摩擦系数和端子梁的伸长率决定，亦即梁的位移与施加的作用力的比例；在第二阶段，正常作用力达到最大值，端子梁的位移亦达到最大值，且插座之端子梁沿插柱滑动，并因此产生一个摩擦力，该摩擦力大小由摩擦系数和端子正常作用力决定，而最大插入力是最重要的参数，因为它决定了施加多大的力可与连接器结合。下面分别对这两阶段作一讨论。

6.4.1 第一阶段﹕插入阶段

当插柱开始进入结合区，插座的端子梁产生位移并承受端子正常作用力，同时，插柱开始顶着端子梁进行滑动，相对的会产生摩擦力，由于摩擦力的方向与运动的方向相反，因此使得插入力增大，故最大插入力主要取决于摩擦力的大小和方向，而摩擦力的大小取决于摩擦系数μ和端子结合接触面的几何形状，所以，对一定的正常作用力，最大插入力取决于端子结合接触面的几何形状和摩擦系数μ的原因是这些参数决定了摩擦力的大小和方向。
下面最大插入力的等式是将其简化成施加于两夹角为α的平面上，这条件与图6.15所述的结合面几何形状类似，但这是忽略端子梁位移而不是正常作用力。
Fi(max)=2Fn(max)[(sinα+μcosα)/(cosα-μsinα)] 　　　 (6.5)
其中 Fi==插入力, μ==摩擦系数, α==结合面的夹角，如图6.15所示
在插柱插入过程中，结合面的角度随着插座与插柱的几何形状变化而发生变化。
如图6.16所示，对于100克的端子作用力和一定结合面夹角α，不同的摩擦系数对应于不同的最大结合力。在未加润滑的情况下，镀金端子末端的摩擦系数的公称值是0.3。图6.16表明﹕在这个简单的模型里，当结合面夹角由15°变至30°将使得结合力增加75%。

6.4.2 第二阶段﹕滑移阶段

一旦端子梁位移达到最大，亦即插柱已达到相对插座端子插柱表面的滑移点，此时插入力可简单视为摩擦力，如6.6式所述
Fi＝μFn 　（6.6）
其中 μ==摩擦系数 Fn==端子正常作用力

总结．

最大端子结合或插入力取决于结合面端子的几何形状、端子的正常作用力和摩擦系数，且这其中每一个变量都是独立的。可通过使用端子润滑剂减小摩擦系数，从而大大减小结合力。另外，有关结合力学的研讨可参阅参考6和7。
显然，连接器结合力不是简单的各个端子结合力的累加。另外，如果在结合过程中发生端子不重合或对准不良，端子松动以及插头与插干涉都会大大增加连接器的结合力，故当连接器的针数增加，端子插入力和结合力应重点设计。6.5 端子擦拭接触效力

如第一和第二章所讨论的，建立一个金属接触面对于低稳定接触电阻来讲是极其重要的要求。视接触镀层和应用环境而定，可能需要清除各类膜层、污浊以确保金属接触。擦拭接触效力与在连接器配合过程中移走膜层、污浊之效率有关。
有关于连接配合的两个术语经常被交换使用﹕接合长度与擦拭接触。接合长度特别是指公端子插入母端子的全部距离。擦拭接触通常指的是端子表面相对于另一面之运动。接合长度与擦拭接触在大多数例子中从几何学角度来讲是一样的，它们的功用却明显不同。接合长度之要求是需要保证端子在任何容许条件下进行配合；例如，壳体之形变部分导致连接器沿其长度方向弯曲。这种要求与特殊的端子尺寸有关。典型之接合长度可以是100 mis 或更多。在另一方面，擦拭接触效力要求保证有效转移表面膜层与污浊，这些表面膜层与污浊产生于明显少于100 mils之距离上。
擦拭接触效力由接触几何形状，接触正压力，擦拭接触长度以及必须要被破坏或移走之该种污浊。在这一节将讨论擦拭接触效力中关于确保移走在电路板上灰尘上的最小必要擦拭接触距离的内容。这一节之内容是总结于Brockman， Sieber，和Mroczkowski的两篇论文。
有两种擦拭接触方式被考虑过了。在第一种方式中，施加了全部的正压力，这样擦拭接触动作就发生了。这种方式模拟典型的连接器配合条件，在这种条件里，为了进行配合接触梁在一定之距离完全偏转。在第二种方式中，擦拭接触只在施加了正压力的时候才发生，这种方式是要模拟在零角度力连接器中的动作。这里的讨论将限于第一种更典型之方式。第二种方式的结果在本质上一样的。
三个几何形状与两个正压力值作为独立变量在擦拭接触距离被用到。这些几何形状在图6.17中进行阐述。这些几何形状分别被描述成半球形H，椭圆形E，圆柱形C。半球形的半径只有很小的0.060 in(1.524mm)，半球的长轴与短轴是0.040 和0.020 in (1.016 和0.508mm)，圆柱形的半径也只有很小的0.035 in (0.889 mm)。圆柱形与椭圆形在几何形状上是近似的，但在相对于端子长轴运动方向上有所区别。椭圆形之长轴平行于运动方向，而它对于圆柱形的长轴则是垂直的。所有的端子在镍层上都镀上了50μin(1.27μm)金。
全部50或120g的正压力施加于端子上，擦拭接触运动由于在X-Y工作平台上之运动面产生。在所有的情况中擦拭接触长度为0.025in(0.635mm)。
控制表面要模拟一种严重到不合实际状况的污浊。在表面50μin(1.27μm)的镍上镀有50μin的磷铜试样金上，为保持灰尘而涂有油脂，其上被覆一层看的见的灰尘。其它的试样在一个清洁及清洁涂油处理过的条件下进行评侧，发现没有擦拭接触的现象，最初的电阻是较低的，在擦拭接触过程中没有改变。
主要结果总结于图6.18与图6.19中。这些图在曲线开始平直部分表示实施接触受力。50g接触受力线分为接触受力区及擦拭接触区还有最后的由九个不同擦拭接触部分组成的稳定状态。接着擦拭接触开始，接触电阻的下降用以作为擦拭接触效力的衡量。接触电阻的稳定状态指示在接触几何形状、正压力等因素组合下，灰尘覆盖表面上之有效力的擦拭接触。
首先考虑50g接触受力量(图6.18)。半球形状的情况没有显示仅仅是实施接触受力就足够擦拭掉灰尘。当擦拭接触开始后，大多数样品的电阻经过几mil的擦拭接触后会迅速降至稳定状态。椭圆形的状况在转移灰尘方面没有如此有效力。擦拭接触的效力是边际性的，只有一些样品达到了一个稳定的电阻值。对这个有点奇怪的结果，一个可能的解释是，椭圆形在擦拭接触方向上的长度导致在端运动过程中，端子在灰尘上有上有下的滑动。圆柱形显示出很差的擦拭接触效力。
在50g的接触受力上，半球的擦拭接触效力看起来是很好的，在擦拭接触区域的0.010范围里达到一个稳定状态。椭圆形的擦拭接触的效力是边际性的，圆柱形是没有效力的。
如预计的一样，120g接触受力可以观察到同样的趋势(图6.19)，但性能有所改进。椭圆形的性能也有所提高。事实上，在120g接触受力的几个样品中半球不用擦拭接触动作就移走灰尘。在所有的例子中，擦拭接触的开端导致接触电阻实际上迅速下降到一个低稳定电阻值。椭圆形的性能同样也得到了提高，在许多样品中在擦拭接触时电阻固执地有所变化。圆柱形也改善了，但仍然在边际的情况最好。

6.5.1 总结

这些数字核实了这样的预测，即擦拭接触依赖于接触力各接触几何形状。增加了的力和较尖锐较有穿透性的几何形状产生较高的擦拭接触效力。然而由于较尖锐几何形状而提高之改善必须与由于磨损痕迹的位置而产生的损耗之可能性来平衡。另外，如Antler 所述，接触几何形状对产生和保持接触面之稳定性能有不同的影响，尤其是对在锡镀层而言。

6.6 耐久性

在第二章中我们曾讨论过接触正压力与耐久性的关系，其可简要概述为接触正压力决定接触区域及与此相关的表面损耗程度。大体上，随着接触正压力的升高，耐久性将下降。正压力的逐渐增加将使磨损机理发生变化。在应力较小时，摩擦损耗占主要地位。当正压力较大时，就会出现稠密的磨损，并且磨损速度将明显变快。机械磨损速度的加快与接触区域的增大和冷焊点的强度增加均有关。在Bowde和Tabor11中曾经介绍过，载荷变大将导致冷焊区域变大，强度增加，结果使其强度大于基体强度。在这种情况下，物料块的内部会出现问题，将出现更大的磨损块，这将使损耗过程加快。机构从摩擦到磨损的转换的载荷取决于表面的润滑状态，随润滑效果好而增加。
必须指出影响耐久性的其它接触设计原因。例如，接触区域的分布取决于接触面的形状，并且因此而产生固定的磨损痕迹。结合过程中预设的接触长度也会影响耐久性。接触正压力和耐久性这种相互依赖使得难以准确给出二者的关系。所有的接触面形状和接触动力对于确立耐久性能都很关键。
摘自Mreczkowski12的一个例子阐明了接触正应力和接触面几何形状的相互作用关系。该研究中所采用的物料系统是由不锈钢球轴承组成，这些轴承具有0.75μCo-Al及超过1.25μNi的镀层。图6.20和6.21为一些研究结果，图6.20为接触面形状不变时不同正压力之情况，而图6.21为正压力不变时改变几何形状之情况。
在讨论结果之前，先依次简要说明一下实验程序。图6.20中，每个磨损痕迹均由经过大量不同磨损周期的片段组成。获得具有大量磨损周期的单个痕迹的方法是在一定的周期数目给定之后改变磨损痕迹的长度。换句话说，250个周期后的磨损痕迹长度要比前一个250个周期的要短，而再过500个周期就更短。这样做仅仅是估测，长度的变化影响结果并非很可信。
由图6.20可知接触面形状不变时，磨损随正压力增加而加剧。50克和100克正压力的磨损痕迹很浅，200克和400克正压力的磨损痕迹随时间的增加从较浅的区域开始而转变为较宽较稠密的磨损痕迹，，这种转变是由循环压力、循环疲劳应力累积所产生的，这些应力最终导致镀层的破坏并改变磨损机理。在600克压力(这个数目对于金镀层是相当高的)下，稠密的磨损痕迹在第一个250周期就可以观察到，随之而来的是在更长磨损时间里的一系列的破坏。这当然是意料之中。当正压力增加时从磨擦转变为磨损。
图6.21与上类似，但产生的原因不同。这时，载荷及由此产生的摩擦是通过改变不锈钢球的直径而得到的不同结果。现在回顾一下第二章，增加正压力的结果是引起接触区域和冷焊的增加。在几何形状上集中载荷也会取得相似的结果，因为总的接触区域取决于应用载荷。正如Willamson 和Greenwood 13 所述的集中载荷分布会得到少数但较大较牢固的斑点。图6.21则示出了较尖利的几何形状将会加剧稠密的磨损。
图6.20和图6.21所示也说明了接触正压力与接触几何形状的相互作用关系。这种相互关系使人想到运用接触压力，该方案将在下一节中讲到。

6.7 赫兹应力与连接器性能

1989年，Kantner与Hobgood根据业界经验提出赫兹应力可以提供一与连接器性能有关的参数。Mroczkowski与Fluss提交了对此提议的鉴定。为理解此提议与鉴定，有必要作一简单的总结。

6.7.1赫兹应力

1881年，赫兹提出了用于计算两接触物体接触面上应力的模型。此模型假定有如下特征﹕

光滑平面内的点接触
与表面尺寸相比，接触面可近似认为一点
弹性变形
无摩擦

在这些假定条件下，赫兹推导出许多计算接触应力的公式，适用于多种几何形状接触表面。一简化的球面对平面公式就可满足本节讨论的需要。
σH=[Fn＊（E/D）２]１／３　　　（６.7）
在这里，σH==赫兹应力,　Ｆn==为所施加的外力,　Ｅ==杨氏弹性模量,　Ｄ==接触区域半径
此公式包括材料性能参数Ｅ、接触区大小参数Ｄ及接触力大小的设定参数Ｆ，上述几项都是独立变化项。

6.7.2赫兹应力的理论''有效性''

赫兹公式用于分析弹簧的性能，并且上述的假定与此项应用有一定的关联。但对于连接器插接，情况大不相同。如第二章所述，端子接触面可以被认为是宏观接触区域的许多小的接触点。假定此描述成立的说，则假定１不成立，但接触的宏观尺寸可以满足假定２。因为独立的接触点很小，它们在标准法向力情况下就产生塑性变形，因此假定３不成立。假定４也是不成立的。出现这么多理论上的间题，赫兹公式看起来好像不适用于连接器。抛开理论上的难题，只考虑其基本思想是否可以提供某些指导。

Kantner与Hobgood介绍对于复数柱状端子所采用的最小赫兹应力值为150，000psi(磅/平方英寸)，此情况下，外力、连接器的典型尺寸及典型连接器材料的屈服极限都被赋予很高的值。对于高值赫兹外力(的产生)的理解存在两个方面的限制﹕较小的外力与凹凸不平的接触面几何形状，较大的外力与较平缓的接触面几何形状。考虑这两个极限是如何影响连接器的三个重要特性参数——接触抗力、疲劳强度及抗腐蚀能力。

赫兹应力与接触抗力

假定端子接触面宏观尺寸可以被认为一独立点，则接触抗力的Holm公式可以表示为﹕
Ｒcontact＝ρ／ｄ　　　　（6.8）
这里，　Ｒcontact==接触抗力,　　ρ==材料抗力,　d==接触区半径
从赫兹应力观点看，d是重要的参数。用较小的外力与凹凸不平的接触面将产生''高''的接触抗力，因为接触面积相对于较小的外力会很小，同样直径相对于较小的半径会很小。相反由较大的外力对较大的接触面积将提供高应力和高应力分布区。换句话说，对于给定值的赫兹应力所产生的接触抗力的大小依靠如何得到此赫兹应力。

赫兹应力与疲劳强度

从参考文献12中选取的图6.22对于接触疲劳强度同样适用。每一疲劳轨迹曲线都显示了相同的计算赫兹应力---115000psi，一个比最小推荐值小得多的值。很清楚，如6.5节所讨论的，疲劳行为也依赖于接触法向力与接触面积对赫兹应力交叉影响。

赫兹应力与接触腐蚀

接触面腐蚀之接触抗力的理论分析是基于从参考文献12中选取的图6.23。图中所示两接触面处于相同的赫兹应力下，图6.23a为较小的外力与凹凸不平的触面几何形状的情形，图6.23b为较大的外力与较大的接触面积。原则上，由于两个原因，图6.23a中所示的接触面较图6.23b中所示的接触面更容易腐蚀。第一，腐蚀性气体必须经过一段较小的距离到达接触区域。第二，金属接触区域更小并且流动的更快。从上述可以看出，接触面对于腐蚀的敏感性与通过何种方式达到定值赫兹应力有关。

总结．

兹应前述的讨论揭示了赫兹应力并不是连接器性能的良好体现者，因为认识到虽然定值的赫力对于连接器的三个主要特性–接触抗力、疲劳强度及抗腐蚀能力有着显著的影响。连接器特性对于设计变量的敏感性已经在上一节的实验研究中被着重强调了。

6.8 关于连接器设计/材料与连接器性能的实验性研究

1990年Eammons等人提出了一种饶有趣味的、称之为“微型系统连接器接头稳定性测试”的研究。在此研究中，种种商用的微型系统连接器，其重要的样品尺寸，会受到其所处环境即预先模拟成的工业应用环境中的那种混合流动气体的制约。在其影响下的端子阻抗的变化被作为一连接器稳定性的衡量尺度，10mΩ的变化量习惯上作为是失稳的标准。此研究涉及到许多传统设计/材料的变化及它们对连接器性能的影响这些要考虑的方面。这其中的有些资料在下面的部分会有概括。

6.8.1 孔隙率

如第三章中所讨论的，孔隙率是端子老化的潜在因素，这是由于在无遮蔽的底层金属上，其气孔处会受到气体的腐蚀。在前面研究所提及的环境下，其应该会促使气体的腐蚀就象腐蚀的迁移或蔓延那样。图6.24和6.25(说明书18中的图16和17)从两个角度表示了孔隙率和性能之间的关系。在图6.24中，孔隙率是用外观上至少含有一个气孔的样品的百分率来确定的。例如，那些图中突出显示的数据点给出的是关于孔隙率的测试，进行测试的连接器样品，将其暴露于氯蒸汽中，结果其80%的端子外观部位上至少有一气孔。关于其稳定性，连接器样品经验定显示近99%的端子其阻抗的变化小于10mΩ。这里要注意的是﹕随着孔隙率百分比的增加，稳定性会趋于减弱。一些高孔隙率百分比的样品显示，其阻抗变化均没有高出前面所说的10mΩ。此结论强调了前面关于孔隙率是一潜在的引起机构性能降低的因素的阐述。
以在每一端子上的气孔数这个角度来考虑孔隙率（如图6.25），正如我们预期的那样，其结论更是否定的。然而仍有一些多气孔的端子样品，将其暴露于混合流动气体中，其经针对于孔隙率所谓“降低”作用的严格测试，仍显示其具有良好的性能。
为什么孔隙率不像预期的那样被认为是有害的，图6.2（说明书18中的图13）中的数据给出了其一个原因。这些数据图解说明了用连接器的绝缘本体作端子接触面的屏蔽的有效性，这正如第1章所说的。关于暴露于上述测试环境中的相配合的连接器组及连接器对的半边连接器的测试数据也在此给出来了。暴露的插头其受影响下降最大，正如预期的那样，因为在多数情况下端子区域会直接地暴露于该环境中。暴露的插座其受到的影响较少，这只是由于端子深入在绝缘本体内，屏蔽效果成熟。而相配合的连接器组其具有良好的性能。换句话说，绝缘本体的设计对处于腐蚀性环境中的连接器的稳定性有重要的影响。

6.8.2 端子常态力和赫兹应力

在这篇研究中，认为端子常态力与赫兹应力是设计变量.图6.27和图6.28(Ref.18的图18和图19)对这一注意很感兴趣.当力或赫兹应力获得高的结果时，所有的参数显示性能得到了提高.不管是100g 的力还是150.000psi赫兹应力在辐照下的保护特性，但是数据并没有显示每个参数的临界结果.当认为高压力和高赫兹应力对耐久性及配合力有反面效果时，权衡和最适宜的重要性与设计参数的临界结果相比就得显而易见.这正是Ref.18结论所揭示的.

6.8.3 研究结论

引自Ref. 18，研究的结果获自于商业连接器系统的显著变化.它们不能显示性能，材料性能的传统测量与机械设计参数之间的明确关系.这不应被解释为说明，当前规范或设计操作应当修改.就是说，它的解释意味着变量之间的联系是非常复杂.挽句话说，理想上它应该是有差别的设计准则.连接器所面对的应用环境与性能要求的变化支配着设计/材料选项的独特评估与既定申请的权衡.

6.9 总结

这一章从几个独立的方面评价了一些主要的设计思绪，重点是端子常态力和形状以及它们对连接器的重要工作性能的影响，如机械稳定性、配合力、耐久性及端子保持力.有关对连接器设计的讨论及对连接器性能的实验室评估阐明了端子力、端子形状和应用要求是高度地互相影响的自然状态.连接器设计/选择要求考虑许多复杂的相互作用，对材料和设计的选择，对连接器重要工作性能如机械稳定性配合力耐久性端子保持力的权衡.这样的思绪以及对端子最小常态力要求的考虑，从而得出的网状结果可以通过重复先前的陈述作一个总结.
简单地描述，并不是简单地量化.连接器在机加工以及操作环境高温条件下，常态力要求是被保持端子接触面平直要求所决定的。
相似的注释同赫兹应力或实际上任何最适宜的端子设计/材料参数是有关系的。连接器的应用环境以及所发挥的功能会区分性能要求、设计/材料选项的重要影响、权衡特定应用的最适宜性的优先次序。

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第六章 可分离式连接器

6.1 引言

6.1.1 posts，pins及PWBs

6.1.2 母端子

6.1.3总结

6.2 接触正压力

6.3 端子正常作用力及端子设计

6.3.1 材料性能和端子正常作用力

6.3.2弹性变形之极限

6.3.3 应力松弛和正压力

总结．

附图说明﹕

6.4 正常作用力和结合力学

6.4.1 第一阶段﹕插入阶段

6.4.2 第二阶段﹕滑移阶段

总结．

6.5.1 总结

6.6 耐久性

6.7 赫兹应力与连接器性能

6.7.1赫兹应力

6.7.2赫兹应力的理论''有效性''

赫兹应力与接触抗力

赫兹应力与疲劳强度

赫兹应力与接触腐蚀

总结．

6.8 关于连接器设计/材料与连接器性能的实验性研究

6.8.1 孔隙率

6.8.2 端子常态力和赫兹应力

6.8.3 研究结论

6.9 总结

第六章可分离式连接器