摘 要：本研究旨在深化对各种振动条件下微振控制机理的理解。这些信息旨在为理解和减少汽车连接器中的这一潜在问题提供基础。为此，我们对多频振动下的连接器样品进行了实验研究。本研究采样的连接器主要是单排PC类连接器，其次是单排汽车连接器。

关键词：连接器；微振腐蚀；随机振动

1 引言

由热循环或振动引起的微振腐蚀是贱金属连接器系统的主要失效模式。为了确保产品在现场可靠地工作，通常会对其进行可靠性测试。然而，一直存在一个问题，即所选择的加速因素是否现实。如果在测试过程中使用的应力超过将在现场所受的应力，那么就存在着在连接器测试过程中引起不相关/非活动性失效模式的风险。当存在阈值时，情况更是如此。当低于该阈值时，连接器不会发生可以检测到的退化现象。因此，产品的设计不当可能只是为了满足资格测试的要求，而不是满足该领域的真正性能要求。另一种替代方法就是将产品失效时的应力水平与现场将经受的应力水平进行对比，这种连接器测试方法可能成本很高，而且非常耗时。只有通过开发基于经验的微振腐蚀模型，更好地理解连接器在环境应力（如热或振动诱发的微振）作用下的行为，才能减小加速试验和失效测试方法的局限性。

尽管人们多年来在理解热循环环境下微振腐蚀机理方面已经做了大量研究^[1]-[4]，但我们目前的研究主要集中在少有人涉猎的由振动引发的微振退化领域^[5]，[6]。笔者之前的研究已经证明了几种有趣的微振腐蚀行为^[7]，[8]，尤其是在微振开始时存在阈值振动水平，阈值以上的振动水平与接触界面处的微振退化率之间存在着极为紧密的关系。为了建立更广泛的振动微振腐蚀模型，我们仍然需要对这些行为进行更深入的了解。然后，利用这些模型为制定合理的加速寿命试验和有效的失效试验方法提供必要的基础条件。此外，由于微振退化开始时明显存在明确的阈值现象，因此编制连接器应用设计指南可以避免微振退化现象的发生。故在以往研究结果的基础上，本研究试图回答以下几个问题。

1）振动幅值、频率、导线系接长度、连接器设计和接触界面润滑对接触界面的阈值振动水平和微振退化率有什么影响？

2）在壳体处测得的连接器振动响应与连接器壳体内端子的实际运动之间有什么关系？

3）在早期研究中开发的模型是否可以扩展到单一类型的连接器之外？

2 PC连接器

首先，我们采用的是单排、插针和插座PC类连接器进行一系列研究，这与先前研究中使用的测试件类似^[7]，[8]。为了达到本研究的目的，我们对壳体做了改型，以允许连接器两半部分在振动激励下更自由地移动（图1）。我们发现，这种改型完全有必要，因为原始产品（原样）并不容易出现微振劣化。

试验基本配置如图2所示。连接器公座连接到振动器的头部。利用加速度计或激光位移系统测量激振头的运动，并利用专门的反馈系统进行控制。测试样品的另一端用夹子固定在一个工作台上。此夹具的位置可以调整，以便形成各种不同的布线绑扎长度。

在之前的研究中，传递函数将连接器公座（连接到激振头上）的运动与插头壳体的运动关联起来^[7]，[8]。目前尚不清楚的是，该程序是否能正确测量接触界面发生的相对运动，而这个接触界面正是微振发生的地方。

图1 本研究所用PC连接器照片

图2 基本振动试验装置图片

图3 PC连接器做了改型，以便可以直观地观测接触界面

为了解决这一问题，我们对一组PC连接器做了进一步改装，以便对端子进行直观观察，如图3所示。这样就可以用激光位移测量系统直接测量端子的运动。在本连接器测试试验中，我们采用三种线缆绑扎长度：3英寸、8英寸和12英寸。PC连接器测试基本结果如图(4a)-(c)所示。

(a)

图4插头壳体和端子测得的相对运动关系对比：(a)PC连接器，3英寸线缆长度；(b)PC连接器，8英寸线缆长度；(c)PC连接器，12英寸线缆长度

图4(a)是实测的3英寸线缆绑扎长度的相对运动关系曲线。总体来说，这两条曲线图极为相似。在频率约为230Hz的第一次共振峰值出现之前，它们的变化曲线几乎是相同的。超过该峰值，端子的相对运动通常略高于插头壳体单独的相对运动，尤其是对于每个共振峰附近的频率。图4(b)是实测8英寸线缆绑扎长度的相对运动关系图。同样，这两条曲线图总体来说非常相似。不过，从大约40Hz的频率开始，两条曲线便显示出细微的差异。图4(c)是测得的12英寸线缆绑扎长度的相对运动关系。在这种情况下，两条曲线图在整体形状上也比较相似。不过，从大约40Hz的频率开始，我们便可以观察到它们之间明显的细微差异。

从物理学角度来看，这些结果当然是有道理的。随着配线绑扎长度的增加，连接器测试样品（连接器和布线）的谐振频率会降低。这就导致PC连接器测试布线出现更高振幅的振动，这反过来又驱使连接器插头和端子发生振动。由于插头壳体比较坚硬，故其响应往往比端子更低。因此，我们可以得出结论，对于低频，在壳体处测量的相对运动关系与端子的实际运动非常接近。对于较高的驱动频率，壳体运动提供了一个相当准确的整体趋势，但端子处的实际相对运动可能有所不同。这对于各种谐振峰值附近的驱动频率可能特别重要。值得注意的是，端子测量是在接触界面附近进行的，距离接触界面有限。因此，传递函数表示接触界面两半部分的相对运动乘以某一恒定的换算系数。

图5(a)是本研究所用三种线缆长度相对运动传递函数，其连接器配置如图1所示。随着驱动频率的增加，相对振幅总体上趋于平稳，振动频率最高可达约800Hz。

图5 (a)三种线缆长度（PC连接器）插头壳体和端子测量的相对运动关系更宽频带对比。(b)三种线缆长度（PC连接器）导体界面处相对位移与激振头处g值位移对比。注意：ω=f/2π。

图5(b)是在激振头施加一个恒定的重力加速度时端子的相对位移与频率之间的函数关系。这是对机械振动引发微振的相对运动一个比较合理的视角，因为这种激发通常以重力加速度（G-level）来表示。从图5(b)的趋势可以看出，与某一给定的重力加速度相关联的绝对位移随着驱动频率（平方）增大而减小。因此，对于8英寸和12英寸线缆绑扎长度，驱动频率高于约150Hz时，其激振器和界面位移变得非常小（相对于较低频率而言）。因为在大约230Hz处存在着一个共振峰，故3英寸配置变化幅度显得更大。不过，对于较高的频率，其位移幅度的行为方式与较长的线缆长度相似。这个连接器测试观察结果非常重要。众所周知，微振与接触界面绝对位移之间存在着强相关。即使是中等高的驱动频率，如果所施加的重力加速度不够高的话，其位移幅度也可能低于微振阈值。

接下来，我们研究了PC类连接器在单频振动剖面下的早期微振退化行为。图6(a)-(c)为不同线缆绑扎长度下正弦振动时的电阻变化率。图6(a)是3英寸线缆绑扎长度的连接器测试结果。在每一种情况下，当激振头的重力加速度在给定频率下增加时，其电阻变化率几乎呈线性方式增大。

图6 (a)四种单频振动（PC连接器和3英寸线缆长度）早期微振率简况。(b)两种单频振动（PC连接器和8英寸线缆长度）的早期微振率简况。(c)两种单频振动（PC连接器和12英寸线缆长度）的早期微振率简况。

此外，随着其连接器测试相应频率的增加，激振头启动微振所需的重力加速度趋于上升。如图6(b)和(c)所示，8英寸线缆长度和12英寸线缆长度也具有相同的基本特性。表1总结了我们在这方面观察到的行为。所观察到的连接器测试结果可以借助于图5(b)来进行解释。对于激振头某一给定的重力加速度，随着振动频率的增加，连接器界面的位移幅值将趋于减小。不过，从表1中我们可以看出，在所有三种连接器测试布线绑扎长度和所有频率范围内，启动微振所需的连接器界面位移幅度是相似的。

总体结果与笔者先前提出的基础理论基本一致^[7]，[8]。在本研究中，我们观察到微振退化率满足下列关系式。

式中，Z_F为连接器插头与公座之间相对运动（激振头的运动）的传递函数，G_f为激振头的重力加速度，G_f，阈值为激振头在阈值处（微振开始时）的G-级加速度，f为振动频率，D是一个换算系数。对于目前的结果，由于频率范围已明显扩展，因此，我们发现可以将其转换为包含位移幅度影响的形式来改进现有的模型。因此，我们可以将公式（1）改为下列公式。

式中，E是一个换算系数。公式（2）的分母项f²表示单频振动时重力加速度与位移幅度的频率关系。实际上，这个经过改进的公式便将连接器界面处的位移振幅（而不是公式（1）所示的连接器界面的重力加速度）与初始微振率关联起来了。

总体来说，这个连接器测试模型与本研究中观察到的行为非常吻合。图7揭示了3英寸线缆长度样品相应的阈值幅值与激振头与端子界面之间相对运动的相关性。从前面的研究可以看出，激振头的阈值位移幅度显然与激振头与连接器界面之间的相对运动密切相关，其趋势和总体一致性都很好。

图7 单频振动（PC连接器和3英寸线缆长度）时，微振腐蚀开始时的阈值位移（*）与相对运动图（形似于图4(a)的反转和缩放）的对比。

表1是所有三种线缆长度的PC类连接器测试的基本结果。阈值位移非常匹配，但与线缆长度似乎有一种明确的依存关系：随着线缆长度的增加，这些值不断减少。此外，换算系数E在低频情况下匹配性良好，但在高频条件下却不然。这表明，现有的连接器测试模型没有充分捕捉到其对频率的依赖关系。这可能是由于这种PC连接器设计在高频振动模式下发生了一些变化，这个问题有待我们进一步研究。

表1 PC类连接器的测量和计算结果

目前，市面上有各种各样的连接器润滑油可以用来抑制微振的发生。我们用一种市场上可买到的接触润滑剂（聚烯烃）处理过的样品进行了测试，试验是在不同振动幅值和频率下进行的。在振动幅值高达16Grms，频率为10Hz-500Hz的情况下，经过润滑的PC连接器样品没有一件容易受到微振的影响。

3 汽车连接器

早期的研究主要集中于插针和插座PC连接器。一个值得关注的问题是这些结果对其他连接器类型是否具有更广泛的适用性。为了解答这个问题，我们对汽车连接器进行了一系列研究。同样，我们选用了单排连接器，但其设计比PC类连接器坚固得多。我们完成了一系列传递函数评估，并确定PC连接器在其接收条件下不容易发生微振。因此，我们去掉了插头和插座之间的一部分壳体将原始器件做了改型，如图8所示。

图8 本研究所用的汽车类连接器实物照片

我们在不同单频振动水平下进行了一系列的微振退化研究。图9(a)和(b)是PC类连接器研究中使用的两种相同接线绑扎长度的结果。所观察到的行为与PC连接器极为相似，其基本结果见表2。对于这种设计，端子的阈值幅度明显增加。

图9 (a)三种单频振动（汽车类连接器和8英寸线缆长度）的早期微振率简况。(b)三种单频振动（汽车连接器和12英寸线缆长度）的早期微振率简况。

图10(a)和(b)揭示了三种线缆绑扎长度连接器插头和插座之间相对运动关系（由相关的传递函数获取）。这些图形的基本形式与PC连接器类似。与PC类连接器相比，其设计的每条连接器测试布线绑扎长度相应的谐振频率基本相似。

图10 (a)三种线缆长度（汽车类连接器）相对运动关系的宽频带对比图。(b)（汽车连接器）三种线缆长度相对运动关系除以ω²的对比。注意：ω=f/2π。

图11显示了各自的连接器测试阈值幅值与插座（相当于激振头的运动）和线缆长度为8英寸的汽车连接器的插头壳体之间的相对运动之间的相关性。表2是两种线缆长度的汽车类连接器测试的基本结果。同样，连接器测试阈值幅度与相对运动关系之间的相关性也相当密切。

图11（汽车连接器和8英寸线缆长度）单频振动条件下，微振腐蚀开始时的阈值位移（*）与相对运动图（形似于图10(a)“8英寸线缆”图的反转和缩放）的比较。

表2 汽车类连接器的测量和计算结果

4 结论

我们对振动引发的微振腐蚀的基本特征进行了研究，并考虑了连接器设计、连接器测试导线绑扎长度、振动波形和润滑等因素产生的影响。

对两种不同的连接器设计进行了评估——一种是单排PC类连接器，另一种是单排汽车类连接器。两种“交付”状态下的连接器测试很少或没有出现微振的趋向。通过对连接器测试进行改型之后，引发了严重的微振现象。

我们利用PC类连接器样品评估了壳体运动与连接器接口界面处实际相对运动之间的关系。为此，我们对这些PC连接器样品做了专门改造，以便对端子进行直接测量。插头壳体/公座和端子/公座的相对运动趋向于极为相似，只是在各自谐振峰值附近的振动频率上有细微的差异。如果要用这些连接器测试数据信息进行分析预测，就必须特别注意，以便正确地确定传递函数关系。

此外，我们还用PC类连接器改进版测试了一种特定的连接器润滑剂。正如预期那样，我们观察到这种润滑剂在连接器测试的幅度和频率范围内有效地抑制了微振的发生。

两种连接器设计在微动腐蚀开始时都表现出自相一致的相对位移幅度阈值。此外，在单频激励条件下测试的重力加速度和频率范围内，微振率与重力加速度之间存在普遍的线性依存关系。这是因为，对于单频振动来说，重力加速度与位移幅度成正比。基于本研究的一些成果，通过引入位移幅度在控制系统响应中的作用，我们对微振腐蚀速率模型作了详细阐述。因此，在考虑振动试验设计时，我们必须考虑到这些因素，还要考虑如何借助于阈值幅度与重力加速度的关系将预期的现场振动应力与加速试验关联起来，并要考虑频谱如何影响这些参数。

参考文献：

[1]H. Whitley and E. M. Bock, “Fretting corrosion in electric contacts,” in Proc. Holm Conf. Elect. Contacts,1974.

[2] A. Lee and M. S.Mamrick,“Fretting corrosion of tin at elevated temperatures,” in Proc. 34th IEEE Holm Conf. Elect. Contacts, 1988.

[3] M. Antler, “Survey of contact fretting in electrical contacts,” in Proc.29th IEEE Holm Conf. Elect. Contacts, 1984,.

[4] R. D. Malucci, “Impact of fretting parameters on contact degradation,” in Proc. IEEE Holm Conf. Elect. Contacts, 1996,

[5] P. Castel, A. Menet, and A. Carballeira, “Fretting corrosion in low level electrical contacts: a quantitative analysis of the significant variables,” in Proc. 12th int. Conf. Elect. Contact Phenom. 30th Holm Conf. Elect. Contacts, 1984.

[6] B. Malucci, “Fretting corrosion degradation, threshold behavior and contact in stability,” in Proc. 49th IEEE Holm Conf. Elect. Contacts, Washington, DC, 2003.

[7] G. T. Flowers, F. Xie, M. Bozack, “Vibration thresholds for fretting corrosion in electrical connectors,” in Proc. 48th IEEE Holm Conf. Elect. Connectors, 2002.

[8] G. T. Flowers, F. Xie, M. Bozack, R. Horvath, R. D. Malucci, and B. Rickett, “Vibration testing of fretting corrosion in electrical connectors subjected to multi-frequency and random spectral profiles,” in Proc. 49th IEEE Holm Conf. Elect. Contacts, Washington, DC, 2003.