連接條件對(duì)GFRTP自沖鉚接性能影響的數(shù)值研究

黎雄，饒政華，王鳳江，梁佳煒

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連接條件對(duì)GFRTP自沖鉚接性能影響的數(shù)值研究

黎雄1，饒政華1，王鳳江2，梁佳煒1

(1. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083； 2. 江蘇科技大學(xué) 先進(jìn)焊接技術(shù)省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 鎮(zhèn)江，212003)

采用LS-DYNA軟件建立玻璃纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料(GFRTP)的自沖鉚接(SPR)有限元模型，對(duì)SPR過程進(jìn)行數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。通過比較應(yīng)力分布、釘腿張開度及接頭強(qiáng)度，分析底座幾何形狀及鉚釘材料對(duì)GFRTP工件SPR過程及接頭強(qiáng)度的影響。研究結(jié)果表明：與金屬SPR接頭釘腿被下工件完全包裹而形成自鎖結(jié)構(gòu)不同，GFRTP工件SPR接頭的形成機(jī)理是釘腿穿透下工件而向外翻卷，與釘頭一起形成機(jī)械鎖。連接條件對(duì)GFRTP工件SPR性能有顯著影響。在一定范圍內(nèi)，增大底座凸臺(tái)傾角有助于提高SPR的自鎖性能；增加鉚釘材料強(qiáng)度，可有效提升SPR接頭的強(qiáng)度。

自沖鉚接；數(shù)值模擬；強(qiáng)度測(cè)試；玻璃纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料

近年來，自沖鉚接(SPR，self-piercing riveting)工藝因具備適應(yīng)性好、成型快、易加工等優(yōu)點(diǎn)而取得快速發(fā)展，被廣泛應(yīng)用于不易進(jìn)行焊接的板材連接[1?4]。相對(duì)于焊接、膠接，SPR工藝可制造具有高疲勞強(qiáng)度、高靜態(tài)緊固力的接頭，其連接強(qiáng)度比普通焊接提高約30%[5]。GFRTP因具備高強(qiáng)度和高模量被廣泛用于風(fēng)電機(jī)組、節(jié)能建筑以及新型汽車等領(lǐng)域[6]。目前，該材料連接方式主要為膠接，但膠接存在耗時(shí)長(zhǎng)、工序復(fù)雜、接頭強(qiáng)度低等問題，SPR技術(shù)可彌補(bǔ)以上不 足[7]。因此，關(guān)于復(fù)合材料SPR工藝的研究日益被關(guān)注[8]。FRANCO等[9?10]驗(yàn)證了SPR技術(shù)可用于聚合物復(fù)合材料和金屬材料的連接，其接頭與金屬SPR接頭不同。HE等[11]采用LS-DYNA模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了SPR在鋁板連接中的可行性，并對(duì)比其接頭強(qiáng)度與膠接接頭強(qiáng)度，結(jié)果顯示SPR接頭強(qiáng)度及疲勞性能較好。MORAES等[12]建立了鎂合金SPR過程數(shù)值模型，分析了失效材料模型以及內(nèi)部狀態(tài)參數(shù)對(duì)SPR模擬過程的影響。DENG等[13]建立不同載荷SPR三維數(shù)值模型，研究了SPR接頭在準(zhǔn)靜態(tài)載荷下的力學(xué)行為，通過接頭形變量進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。MUCHA等[14]研究了底座形狀對(duì)金屬SPR過程的影響，結(jié)果表明合適的底座可使SPR接頭達(dá)到較高的連接強(qiáng)度。然而，現(xiàn)有SPR工藝研究主要局限于金屬板材，針對(duì)SPR在復(fù)合材料中的應(yīng)用及工藝參數(shù)研究相對(duì)較少。本文作者選用玻璃纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料(GFRTP)為工件材料，基于有限元軟件LS-DYNA建立了三維數(shù)值模型，對(duì)SPR過程進(jìn)行了模擬，并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。研究了底座幾何形狀和鉚釘強(qiáng)度對(duì)GFRTP工件SPR過程的影響，并通過釘腿張開長(zhǎng)度及接頭強(qiáng)度分析以上因素對(duì)SPR性能的影響規(guī)律。研究結(jié)果對(duì)GFRTP的推廣應(yīng)用及其SPR工藝的優(yōu)化具有指導(dǎo)意義。

1 數(shù)值模型

如圖1所示，SPR過程主要可分成以下4個(gè)階段：1) 壓邊圈下移，工件被底座和壓邊圈固定，鉚釘接觸工件；2) 沖頭向下沖壓，鉚釘釘入工件；3) 下工件進(jìn)入底座，鉚釘腿向外張開形成SPR接頭；4) 當(dāng)釘頭接觸到工件時(shí)，沖頭撤回，工件被鉚釘緊扣在一 起[15]。

1.1 控制方程

GFRTP的SPR過程中，工件和鉚釘先發(fā)生彈性形變，后發(fā)生塑性形變，GFRTP因形變過大而發(fā)生斷裂，因此選用*MAT_PLASTIC_KINEMATC作為工件及鉚釘?shù)闹饕牧夏Ｐ?。此材料模型為各向同性雙線性彈塑性模型，屈服應(yīng)力滿足下式[16]：

t為切線模量，其值為應(yīng)力應(yīng)變曲線斜率；為彈性模量，Pa。

GFRTP因?yàn)榇笞冃萎a(chǎn)生的內(nèi)部空洞和微裂紋稱為“韌性斷裂”。模擬過程中，基于應(yīng)力失效準(zhǔn)則，采用單元?jiǎng)h除法和斷裂準(zhǔn)則相匹配的方法，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到斷裂準(zhǔn)則中最大應(yīng)力值時(shí)，就認(rèn)為該單元處材料斷裂，將其刪去[17]。LS-DYNA中不同的材料模型對(duì)應(yīng)的斷裂準(zhǔn)則不同，*MAT_PLASTIC_KINEMATC材料模型對(duì)應(yīng)的準(zhǔn)則為Normal C＆L斷裂準(zhǔn)則，其關(guān)系滿足 下式：

為確保數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，除了吻合材料模型之外，計(jì)算過程的時(shí)間控制也尤為重要。LS-DYNA的顯式分析求解器采用對(duì)時(shí)間的中心差分算法，這種算法條件穩(wěn)定，對(duì)應(yīng)的時(shí)間步長(zhǎng)須滿足Courant-Friedrichs-Levy穩(wěn)定條件，各種類型單元的時(shí)間步長(zhǎng)統(tǒng)一表達(dá)滿足下式所示[18]：

(a) 夾緊；(b) 沖孔；(c) 擴(kuò)口；(d) 墩粗

式中：為小于1的時(shí)間步長(zhǎng)因子，程序默認(rèn)為0.9，通過調(diào)整該因子可改變時(shí)間步長(zhǎng)，本研究通過模擬對(duì)比最終確定為0.7；為單元特征長(zhǎng)度；為材料的彈性體積的波速，其關(guān)系如下式所示：

式中：為剪切模量，Pa；為泊松比；為質(zhì)量密度，kg/m3。

1.2 邊界條件

如圖2所示，模型關(guān)于?和?平面對(duì)稱，選擇模型的1/4作為分析對(duì)象。對(duì)?面上的點(diǎn)集設(shè)置方向約束，對(duì)?面上的點(diǎn)集設(shè)置方向約束。對(duì)上部沖頭施加向下的載荷，沖頭的位移設(shè)定為9.0 mm，沖頭向下移動(dòng)速度為200 mm/s。對(duì)壓邊圈施加向下的載荷，固定工件。對(duì)底座施加約束，固定底座。

圖2 SPR過程的三維有限元模型

鉚釘與工件之間摩擦因數(shù)為0.28，鉚釘與底座之間摩擦因數(shù)為0.15。在SPR過程中，工件界面處的單元因失效而被刪除，其過程遵循斷裂準(zhǔn)則。LS-DYNA中，鉚釘與工件之間的接觸定義為*CONTACT_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE，以便充分調(diào)用其斷裂準(zhǔn)則，確保模擬的準(zhǔn)確性。鉚釘與沖頭、鉚釘與底座、工件與工件、工件與壓邊圈及工件與底座之間的接觸定義為*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE，此種接觸適用于3D模型之間的面面接觸。

1.3 單元屬性及沙漏控制

模擬中，單元類型為SOLID164，此類型僅適用于3D模型的顯示動(dòng)力學(xué)分析。由于SPR過程形變較大，為確保計(jì)算精度，對(duì)數(shù)值模型進(jìn)行沙漏控制。一般認(rèn)為沙漏能量低于內(nèi)能的10%時(shí)，計(jì)算結(jié)果可以接受。為滿足該條件，根據(jù)單元類型將沙漏控制的修正參數(shù)確定為0.03。由于模型為不規(guī)則形狀，故使用掃略的方法繪制六面體網(wǎng)格，可減少應(yīng)力集中的現(xiàn)象，增強(qiáng)數(shù)值模型適應(yīng)性[19]。工件與鉚釘接觸處網(wǎng)格的××=0.2 mm×0.25 mm×0.2 mm，工件其余部分網(wǎng)格的××=0.4 mm×0.25 mm×0.4 mm，模型劃分的總網(wǎng)格數(shù)約為1.2×105。計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為1×10?6s。

2 結(jié)果與討論

2.1 計(jì)算條件

本文選擇玻璃纖維增強(qiáng)尼龍基熱塑性復(fù)合材料(玻璃纖維質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%)為工件，工件長(zhǎng)×寬×高為32 mm×24 mm×2.5 mm，鉚釘和底座的幾何尺寸如圖3所示。為了研究底座凸臺(tái)傾角和鉚釘強(qiáng)度對(duì)于SPR過程及接頭形狀的影響，模擬中分別取為10°，15°和20°；鉚釘材料分別為T1(304)，T2(316L)，T3(317L)和T4(Fe-14Mn)。工件及鉚釘應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖4所示[20]。對(duì)SPR接頭進(jìn)行十字拉伸模擬，確定不同條件下的SPR接頭強(qiáng)度。

單位：mm

1—T1(304)；2—T2(316L)；3—T3(317L)；

2.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)中，使用模壓成型制造的GFRTP工件厚度為2.5 mm，底座凸臺(tái)傾角為10°。采用電動(dòng)伺服系統(tǒng)進(jìn)行SPR，用掃描電鏡對(duì)GFRTP工件SPR接頭進(jìn)行觀察，如圖5(a)所示。從圖5(a)可知：工件表面無明顯裂痕及褶皺，接頭外觀合格。圖5(b)所示為GFRTP工件SPR模擬結(jié)果，對(duì)比發(fā)現(xiàn)其與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合度較好。數(shù)值模擬中，由于對(duì)工件材料模型設(shè)置失效，鉚釘空腔內(nèi)的工件達(dá)到斷裂強(qiáng)度后便從模型中刪除，故鉚釘空腔內(nèi)材料少于實(shí)驗(yàn)結(jié)果，該設(shè)置對(duì)模擬結(jié)果無影響。圖5(c)所示為金屬工件SPR接頭[1]，與GFRTP工件SPR接頭存在較大的差異。結(jié)合工件材料性質(zhì)及加工過程分析可知，GFRTP工件SPR接頭形成機(jī)理與金屬工件SPR接頭不同，主要表現(xiàn)在金屬工件SPR接頭釘腿完全被下工件包裹而形成自鎖結(jié)構(gòu)(見圖5(c))；而 GFRTP脆性較強(qiáng)，SPR過程中釘腿完全穿透下工件，在底座及鉚釘空腔工件材料的作用下向外翻卷，與釘頭一起對(duì)工件形成機(jī)械鎖(見圖5(a))。

SPR過程沖頭對(duì)鉚釘壓力變化的數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見圖6。從圖6可知：隨著沖頭位移增加，沖頭的壓力逐漸增大。在模擬過程中，材料由于形變量過大造成部分單元發(fā)生失效，故模擬曲線有明顯的波動(dòng)。由于模擬過程無法完全吻合鉚接過程中對(duì)于鉚釘慣性的描述，故在墩粗階段，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定差別。總體上，數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)獲得的SPR過程沖頭對(duì)鉚釘施加力分布趨勢(shì)吻合度較高。

(a) GFRTP工件實(shí)驗(yàn)結(jié)果；(b) GFRTP工件模擬結(jié)果；

1—模擬值；2—實(shí)驗(yàn)值。

2.3 底座凸臺(tái)傾角對(duì)SPR性能的影響

圖7所示為鉚釘材料為T2(316L)時(shí)，不同底座凸臺(tái)傾角下GFRTP工件SPR接頭形狀及應(yīng)力分布。從圖7可知：應(yīng)力主要分布在鉚釘與底座接觸處。釘腿張開最大直徑max與釘頭以下最小直徑min的比值可作為一項(xiàng)判斷SPR接頭外觀的指標(biāo)，其值越大，表明鉚釘張開度越大。經(jīng)測(cè)算，當(dāng)為10°，15°和20°時(shí)，maxmin分別為1.51，1.53和1.56。增加，maxmin越來越大，這是由于底座升高，釘腿所受擠壓力增大。由此可見，底座凸臺(tái)傾角對(duì)SPR的成型過程具有一定影響。

θ/(°)：(a)10；(b)15；(c) 20

Fig. 7 Effective stress distributions of SPR joints of GFRTP workpieces with different pip angle die

不同底座凸臺(tái)傾角對(duì)應(yīng)的SPR接頭拉伸數(shù)值模擬結(jié)果見圖8。在拉伸過程中，失效方式均為工件失效。從圖8可知：隨著增加，GFRTP工件SPR形成的接頭強(qiáng)度增加，當(dāng)為10°，15°和20°時(shí)，最大拉力分別為1 989，2 579和2 832 N。鉚釘在接觸到底座以前，鉚釘空腔中斷裂的工件材料一定，增大，底座增高，maxmin增加，釘腿受到的壓力變大。同時(shí)，增大，對(duì)應(yīng)的鉚釘會(huì)提前接觸到底座，鉚釘接觸到底座以后，底座與鉚釘接觸時(shí)間有所增長(zhǎng)，鉚釘空腔中工件材料的擠壓作用越久，使鉚釘與工件接觸較為緊密，釘腿張開形成的鎖扣面積增加，故SPR接頭強(qiáng)度會(huì)相應(yīng)提升。

θ/(°)：1—10；2—15；3—20。

2.4 鉚釘材料對(duì)SPR性能的影響

圖9所示為底座凸臺(tái)傾角為20°時(shí)，不同鉚釘材料下的GFRTP工件SPR接頭形狀及應(yīng)力分布。從圖9可知：當(dāng)鉚釘材料分別為T1，T2，T3和T4時(shí)，對(duì)應(yīng)的maxmin分別為1.44，1.56，1.59和1.59；隨著鉚釘強(qiáng)度增加，maxmin逐漸增大并趨于穩(wěn)定。鉚釘材料為T1時(shí)，鉚釘強(qiáng)度相對(duì)較小，形成的接頭如圖9(a)所示，釘腿較粗。這是由于鉚釘強(qiáng)度較低，在SPR過程中鉚釘釘腿被壓短，同時(shí)，該接頭對(duì)應(yīng)的工件所受應(yīng)力有所增加，容易引起GFRTP工件形變過大而形成裂紋，無法滿足生產(chǎn)需求。當(dāng)鉚釘材料為T3和T4時(shí)，maxmin基本相同，這是由于鉚釘?shù)膹?qiáng)度相對(duì)工件已足夠高，釘腿不會(huì)在SPR過程中變短，只發(fā)生彎折，此時(shí)沖頭所需壓力明顯增加。

圖10所示為鉚釘強(qiáng)度對(duì)GFRTP工件SPR接頭強(qiáng)度的影響，材料T1，T2，T3和T4對(duì)應(yīng)的最大拉力分別為1 083，2 832，2 908和3 026 N。T1對(duì)應(yīng)的曲線顯示，隨著拉力增加，鉚釘脫落，工件未失效，此時(shí)鉚釘及接頭強(qiáng)度不能滿足生產(chǎn)需求。T3對(duì)應(yīng)的接頭強(qiáng)度相對(duì)較大，這是由于maxmin增大，釘腿形成的鎖扣面積增大，鉚釘與工件接觸較為緊密，同時(shí)鉚釘強(qiáng)度相對(duì)較高，故接頭破壞所需拉力隨之增加。T4對(duì)應(yīng)接頭拉伸的初始階段，其拉力比T2和T3的小，這是由于鉚釘強(qiáng)度過大，釘腿的塑性較低，SPR過程完成后與工件的接觸不夠緊密。T4對(duì)應(yīng)的接頭失效時(shí)間相對(duì)靠前，這是由于鉚釘強(qiáng)度過大時(shí)，拉伸過程中鉚釘幾乎不發(fā)生形變，一旦達(dá)到工件的斷裂強(qiáng)度，接頭便損壞，故斷裂提前。由此可見，在一定范圍內(nèi)鉚釘強(qiáng)度對(duì)SPR的成型及接頭強(qiáng)度影響較大；同時(shí)，鉚釘強(qiáng)度并不是越強(qiáng)越好，需根據(jù)工件材料進(jìn)行選擇。

(a) T1(304)；(b) T2(316L)；(c) T3(317L)；(d) T4(Fe-12Mn)

1—T1；2—T2；3—T3；4—T4。

3 結(jié)論

1) GFRTP工件SPR過程中，鉚釘受沖頭作用釘入工件，釘腿在底座及鉚釘空腔中工件材料的擠壓下向外張開，形成機(jī)械鎖，將工件緊扣在一起。GFRTP工件SPR工藝連接機(jī)理與金屬不同，金屬下工件將釘腿全部包裹而形成自鎖結(jié)構(gòu)，而GFRTP下工件完全被穿透，這主要是因?yàn)镚FRTP為脆性材料，延展性相對(duì)金屬較弱，鉚釘擠入GFRTP工件會(huì)造成工件形變過大，當(dāng)工件超過自身斷裂強(qiáng)度時(shí)發(fā)生斷裂。

2) 底座凸臺(tái)傾角對(duì)于GFRTP工件SPR的成型有較大的影響。越大，底座作用于鉚釘?shù)臅r(shí)間越早，釘腿受鉚釘空腔中工件材料的擠壓作用越大，能形成更加緊密的機(jī)械鎖。但是，并不是越大越好，由于工件為脆性材料，增大會(huì)導(dǎo)致鉚釘穿透工件形成的孔徑增大，工件易出現(xiàn)裂痕致使接頭強(qiáng)度降低。

3) 鉚釘材料強(qiáng)度對(duì)GFRTP工件SPR的成型過程具有一定的影響。鉚釘材料強(qiáng)度增加，鉚釘腿張開的直徑增加，接頭強(qiáng)度有所增加，但拉伸距離相對(duì)減小。當(dāng)鉚釘強(qiáng)度超過一定范圍時(shí)，釘腿張開直徑不再增加，接頭強(qiáng)度趨于穩(wěn)定，故需要根據(jù)實(shí)際的生產(chǎn)需求來確定鉚釘及工件的相對(duì)強(qiáng)度。

[1] CHRYSANTHOU A, SUN X. Self-piercing riveting: properties, processes and applications[M]. Cambridge: Woodhead Publishing, 2014: 28?34.

[2] BERTIN L. Tensile strength of automotive aluminum joints using resistance spot welding, self-piercing riveting and adhesive hybrid joining[D]. Windsor: University of Windsor, 2014: 105?112.

[3] ZHANG Jing, YANG Shanglu. Self-piercing riveting of aluminum alloy and thermoplastic composites[J]. Journal of Composite Materials, 2015, 49(12): 1493?1502.

[4] CHUNG C S, KIM H K. Fatigue strength of self-piercing riveted joints in lap-shear specimens of aluminium and steel sheets[J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 2016, 39(9): 1105?1114.

[5] KIM D, QIU Y, CHO H Y. Design of self-piercing rivet to joint in advanced high strength steel and aluminium alloy sheets[J]. Chemometrics & Intelligent Laboratory Systems, 2015, 33(3): 75?80.

[6] HIRSCH F, MüLLER S, MACHENS M, et al. Simulation of self-piercing riveting processes in fiber reinforced polymers: material modelling and parameter identification[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2017, 241(3): 164?177.

[7] MARANNANO G, ZUCCARELLO B. Numerical experimental analysis of hybrid double lap aluminum-CFRP joints[J]. Composites Part B: Engineering, 2015, 71(3): 28?39.

[8] LI D, CHRYSANTHOU A, PATEL I, et al. Self-piercing riveting-a review[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2017, 92(5/6/7/8): 1777?1824.

[9] FRANCO G D, FRATINI L, PASTA A, et al. On the self-piercing riveting of aluminium blanks and carbon fiber composite panels[J]. International Journal of Material Forming, 2013, 6(1): 137?144.

[10] FRANCO G D, FRATINI L, PASTA A. Analysis of the mechanical performance of hybrid (SPR/bonded) single-lap joints between CFRP panels and aluminum blanks[J]. International Journal of Adhesion & Adhesives, 2013, 41(1): 24?32.

[11] HE Xiaocong, XING Baoying, ZENG Kai, et al. Numerical and experimental investigations of self-piercing riveting[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, 69(1/2/3/4): 715?721.

[12] MORAES J F C, JORDON J B. Numerical analysis of self-pierce riveting of magnesium alloys[C]//2013 International Mechanical Engineering Congress and Exposition. San Diego: ASME, 2013: 15?21.

[13] DENG Chengjiang, HE Xiaocong, XING Baoying. A performance study of self-piercing riveting of aluminum and copper alloy sheets[J]. Advanced Materials Research, 2013, 734/735/736/737: 2460?2464.

[14] MUCHA J. A study of quality parameters and behavior of self-piercing riveted aluminum sheets with different joining conditions[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2011, 57(4): 323?333.

[15] XING Baoying, HE Xiaocong, TANG Yong, et al. Analysis on forming mechanism and static mechanics properties of self-piercing riveting[J]. Materials Review, 2013, 36(2): 139?142.

[16] HALLQUIST J O. Ls-dyna theory manual[R]. Livermore, California, USA: Livermore Software Technology Corporation, 2006: 155?161.

[17] 盧毅, 何曉聰, 張?jiān)? 等. 工業(yè)純鈦異種板材自沖鉚連接及靜態(tài)失效機(jī)理研究[J]. 熱加工工藝, 2015, 43(13): 30?34. LU Yi, HE Xiaocong ZHANG Yue, et al. Study on self-pierce riveting on dissimilar sheets about commercially pure titanium and static failure mechanism[J]. Hot Working Technology, 2015, 44(13): 30?34.

[18] 朱秀云, 潘蓉, 林皋, 等. 基于ANSYS/LS-DYNA的鋼板混凝土墻沖擊實(shí)驗(yàn)的有限元分析[J]. 爆炸與沖擊, 2015, 35(2): 222?228. ZHU Xiuyun, PAN Rong, LIN Gao, et al. FEM analysis of impact experiments with steel plated concrete walls based on ANSYS/LS-DYNA[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2015, 35(2): 222?228.

[19] 雷拓, 錢江, 劉成清. 基于精細(xì)有限元分析的既有RC框架結(jié)構(gòu)破壞機(jī)理[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014, 45(1): 214?222. LEI Tuo, QIAN Jiang, LIU Chengqing. Failure mechanism of an existing RC frame structure based on detailed finite element analysis[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2014, 45(1): 214?222.

[20] 申光, 魏福安, 喇培清, 等. 退火時(shí)間對(duì)微納結(jié)構(gòu)316L不銹鋼組織和力學(xué)性能的影響[J]. 金屬熱處理, 2016, 41(12): 122?126. SHEN Guang, WEI Fuan, LA Peiqing, et al. Effect of annealing time on microstructure and mechanical properties of 316L stainless steel with micronano structure[J]. Heat Treatment of Metals, 2016, 41(12): 122?126.

(編輯 楊幼平)

Numerical study of effects of joining conditions on performances of self-piercing riveted GFRTP

LI Xiong1, RAO Zhenghua1, WANG Fengjiang2, LIANG Jiawei1

(1. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Provincial Key Laboratory of Advanced Welding Technology, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, China)

A finite element model of self-piercing riveting (SPR) of glass fiber reinforced thermoplastic (GFRTP) was developed based on LS-DYNA software. The SPR process was analyzed by numerical simulation and was validated by experiment. The effects of the die geometry and the strength of the rivet on the SPR performances of GFRTP workpieces were analyzed in terms of the stress distributions, the length of mechanical lock and the joint strength. The results show that the mechanism of SPR joint with GFRTP is different from that of metallic materials. The end of rivet leg for metallic workpieces is completely covered by the lower workpieces to form a self-locking structure; while for GFRTP workpieces the leg of rivet locks the workpieces together with the rivet head after it pierces through the workpieces and is warped outwards. The joining conditions have significant effects on the performances of SPR joints with GFRTP workpieces. Within a certain range, increasing the pip angle of die is useful for improving the self-locking performance of SPR joint, while increasing the strength of rivet can effectively improve the strength of SPR joint.

self-piercing riveting; numerical simulation; strength test; glass fiber reinforced thermoplastic

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.10.011

TH131.1

A

1672?7207(2018)10?2447?07

2017?10?09；

2017?12?18

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51575252)；中南大學(xué)研究生自主探索創(chuàng)新項(xiàng)目(2017zzts461)(Projects(51575252) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2017zzts461) supported by Graduate Students to Explore Innovative Projects of Central South University)

饒政華，博士，副教授，從事材料加工過程傳熱傳質(zhì)分析研究；E-mail：raoz@csu.edu.cn