基于有限元的熱力耦合場(chǎng)匣缽運(yùn)動(dòng)分析與優(yōu)化

彭 可，張志成，胡有章，張旭輝，周稼輝，李 彬

（湖南師范大學(xué)工程與設(shè)計(jì)學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410081）

目前，鋰電池產(chǎn)業(yè)已成為清潔能源產(chǎn)業(yè)的重要組成部分，廣泛應(yīng)用在儲(chǔ)能、動(dòng)力等領(lǐng)域[1,2]。鋰離子電池正極材料作為鋰離子電池的關(guān)鍵材料，隨著儲(chǔ)能等行業(yè)的快速發(fā)展，市場(chǎng)對(duì)其質(zhì)量要求越來越高，因此我國(guó)鋰離子電池正極材料的生產(chǎn)工藝和生產(chǎn)設(shè)備的技術(shù)水平亟需得到進(jìn)一步提升[3]。在鋰離子電池正極材料燒結(jié)自動(dòng)化生產(chǎn)線上，燒結(jié)工藝是鋰離子電池正極材料生產(chǎn)的關(guān)鍵一步[4]。目前市場(chǎng)上主要的燒結(jié)反應(yīng)設(shè)備是輥道窯，輥道窯是以旋轉(zhuǎn)輥道為載體進(jìn)行連續(xù)燒制的窯爐[5]，輥道窯內(nèi)的溫度場(chǎng)是影響燒結(jié)產(chǎn)品質(zhì)量的重要因素[6]。鋰離子電池正極材料在輥道窯燒結(jié)過程中，匣缽作為裝載鋰離子電池正極材料的載體，伴隨著輥道窯中輥棒的轉(zhuǎn)動(dòng)向前移動(dòng)[7]。但匣缽在向前運(yùn)動(dòng)過程中容易出現(xiàn)橫向運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象，偏離其預(yù)期直線，從而使得匣缽在輥道窯燒結(jié)過程中受熱不均，導(dǎo)致匣缽損壞和鋰離子電池正極材料的質(zhì)量不穩(wěn)定[8-11]。尤其當(dāng)匣缽異常運(yùn)動(dòng)行為嚴(yán)重時(shí)，輕則窯內(nèi)產(chǎn)生擁堵，重則導(dǎo)致匣缽破碎[12]，損壞生產(chǎn)設(shè)備，增大生產(chǎn)成本，如圖1所示。因此，研究輥道窯中匣缽產(chǎn)生異常橫向運(yùn)動(dòng)的原因并對(duì)此加以改善，對(duì)鋰電池產(chǎn)業(yè)的發(fā)展具有重要的意義。

圖1 匣缽破碎及其碎片F(xiàn)ig.1 Sagger crushing and its fragments

近年來，為解決輥道窯燒結(jié)過程中的匣缽運(yùn)動(dòng)異常問題，有學(xué)者對(duì)其原因進(jìn)行了一定的研究并提出了相關(guān)解決技術(shù)和方法。Darko Krmpotic[13]通過在雙通道陶瓷輥道窯溫度不穩(wěn)定區(qū)進(jìn)行快速檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)在輥道窯溫度高于1100 ℃的最熱部分易出現(xiàn)生產(chǎn)故障，當(dāng)溫度下降超過5 ℃時(shí)，該位置會(huì)發(fā)生質(zhì)量故障，因此溫度的分布不均勻會(huì)導(dǎo)致輥道窯內(nèi)出現(xiàn)異常情況。田力[14]通過更改輥道窯的工藝配方參數(shù)來影響溫度均勻性，并采用BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和遺傳算法得到最優(yōu)工藝配方參數(shù)，從而改善輥道窯溫度場(chǎng)的均勻性。姜永正等[15]基于柔性動(dòng)力學(xué)分析柔性輥道對(duì)匣缽運(yùn)動(dòng)特性的影響并對(duì)輥棒進(jìn)行剛?cè)嵝詫?duì)比，得出了輥棒在重力場(chǎng)下產(chǎn)生的柔性變形是導(dǎo)致匣缽出現(xiàn)橫向運(yùn)動(dòng)的主要原因，通過增大輥棒的剛度來減輕燒結(jié)過程中匣缽的異常橫向運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象，但未考慮輥道窯中的溫度場(chǎng)對(duì)匣缽異常橫向運(yùn)動(dòng)的影響。奚慧春等[16]認(rèn)為輥棒產(chǎn)生彎曲變形的原因是其受到了高溫?zé)彷d荷和壓力載荷，通過對(duì)輥棒進(jìn)行受力分析并提出了一種變截面輥棒，使得輥棒各截面的彎曲正應(yīng)力一致，從而改善輥棒的抗彎曲能力。Michal等[17]采用多體動(dòng)力學(xué)方法對(duì)剛體在輥道上的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明造成剛體異常偏移運(yùn)動(dòng)的主要原因是承載剛體的輥棒的彎曲程度大于空載輥棒的彎曲程度，且輥棒中部的彈性變形量較外側(cè)更大，使得不同位置剛體的接觸力和摩擦力不同，導(dǎo)致輥棒中部剛體的軌跡差大于外側(cè)剛體的軌跡差，通過在輥道中間增加支撐和提高輥棒剛性的方法，改善輥道輸送過程中的異常偏移運(yùn)動(dòng)。

綜上所述，以往對(duì)于匣缽異常運(yùn)動(dòng)行為的研究主要以單獨(dú)溫度場(chǎng)、單獨(dú)重力場(chǎng)以及輥棒的受力分析為主，并通過提高輥道窯內(nèi)溫度場(chǎng)均勻性或改進(jìn)輥棒的結(jié)構(gòu)尺寸來改善匣缽異常運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象。但僅單獨(dú)考慮重力場(chǎng)或溫度場(chǎng)存在較大的局限性，未能真實(shí)反映出輥棒的受力變形情況和匣缽的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，使得輥棒撓度的調(diào)整不合理，解決匣缽異常運(yùn)動(dòng)問題的效果較差。因此，現(xiàn)需研究在溫度場(chǎng)和重力場(chǎng)共同作用下對(duì)匣缽異常運(yùn)動(dòng)的影響，進(jìn)一步改善匣缽異常運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象。

本工作基于上述研究，利用有限元法對(duì)熱力耦合場(chǎng)下的匣缽運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行分析與優(yōu)化。

1 輥道-匣缽傳動(dòng)模型

本工作以輥道-匣缽傳動(dòng)簡(jiǎn)化模型作為研究對(duì)象。輥道窯主體部分—燒結(jié)爐由于溫度較高，為滿足輥棒的耐熱性要求，本工作輥棒的材料選取碳化硅，彈性模量和泊松比分別為100 GPa 和0.2。采用的輥棒直徑為50 mm，輥棒總長(zhǎng)度為2545 mm，由于輥棒需安裝在軸承上，輥棒實(shí)際有效支撐長(zhǎng)度為2397 mm，相鄰輥棒的軸心間距相同且均為110 mm。單個(gè)匣缽尺寸為330 mm×330 mm×330 mm，裝滿鋰離子電池正極材料后單個(gè)匣缽總質(zhì)量為40 kg，匣缽初始間隙為1 mm。為簡(jiǎn)化計(jì)算，對(duì)輥道-匣缽傳動(dòng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化，選取4 個(gè)匣缽以1 mm 為間距作為一排并放置在輥道上方，再通過Solidworks 進(jìn)行建模，模型如圖2、圖3所示。

圖2 輥道-匣缽傳動(dòng)簡(jiǎn)化模型Fig.2 Simplified model of roller conveyor-sagger transmission

圖3 傳動(dòng)模型放大圖Fig.3 Enlarged view of the transmission model

2 匣缽受力分析

因匣缽質(zhì)量分布均勻且視為剛體，可將匣缽視為一個(gè)質(zhì)點(diǎn)。考慮輥棒的彈性變形，輥道兩端與a點(diǎn)間的夾角分別為θ和θ1，匣缽的質(zhì)量為m，輥道與匣缽間的摩擦系數(shù)為μ，匣缽在輥道上所受的支持力為FN，匣缽在輥道上的受力正視圖如圖4所示。

圖4 匣缽受力正視圖Fig.4 Front view of the force on the sagger

若匣缽與輥道間沒有發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，匣缽所受的靜摩擦力Ff1的表達(dá)式如式(1)所示：

若匣缽與輥道間發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，匣缽所受的滑動(dòng)摩擦力Ff2的表達(dá)式如式(2)所示，F(xiàn)N的表達(dá)式如式(3)所示：

由于輥道彈性變形過大使得夾角θ增大，導(dǎo)致mgsinθ大于最大靜摩擦力，匣缽會(huì)在輥道上朝著a點(diǎn)產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)。

匣缽在輥送時(shí)其受力分析如圖5所示。由簡(jiǎn)化模型的輥棒軸心間距和匣缽尺寸可知，匣缽在輥送過程中絕大多數(shù)狀態(tài)是由3根輥棒支撐，少數(shù)狀態(tài)下由4 根輥棒支撐，兩種狀態(tài)匣缽的受力分析相似。本工作為便于分析，示意圖采用了3根輥棒支撐匣缽的情況。將匣缽視為剛體并考慮輥棒的彈性變形，因此匣缽與輥棒接觸部分在左右側(cè)邊，左右兩側(cè)接觸部分的支持力分別為F和F'。輥棒在匣缽兩側(cè)的變形程度不同會(huì)導(dǎo)致支持力不同。由圖5可知輥棒在匣缽右側(cè)的彎曲程度更大，重力在垂直于輥棒方向上的分力會(huì)較小，因此F大于F'，數(shù)學(xué)表達(dá)式如式(4)所示：

圖5 匣缽輥送受力分析Fig.5 Force analysis of the sagger during roller feeding

由于匣缽和輥道在兩側(cè)接觸部分的摩擦系數(shù)相同，因此兩側(cè)動(dòng)摩擦力關(guān)系式如式(5)所示：

此時(shí)，兩側(cè)摩擦力不相等，其繞匣缽質(zhì)心A的力矩也不相等，所以會(huì)出現(xiàn)一個(gè)繞Y軸的力矩，該繞Y軸的力矩My表達(dá)式如式(6)所示：

由圖5可以看出，在旋轉(zhuǎn)力矩My的作用下，匣缽在輥道上有做順時(shí)針旋轉(zhuǎn)的趨勢(shì)，從而導(dǎo)致匣缽出現(xiàn)向外的異常橫向運(yùn)動(dòng)情況。

3 匣缽運(yùn)動(dòng)仿真分析

本工作在Abaqus仿真軟件中分別模擬輥道-匣缽傳動(dòng)簡(jiǎn)化模型在單獨(dú)重力場(chǎng)和熱力耦合場(chǎng)環(huán)境下匣缽的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)并分析輥棒的受力情況和撓度。仿真平臺(tái)使用惠普筆記本電腦，型號(hào)為HP ZBook Power 15.6 inch G8 Mobile Workstation PC，CPU 型號(hào)為i9-11900H，主頻為2.5 GHz，內(nèi)存為32 GB。

因此，受仿真條件限制，為減少計(jì)算時(shí)間，匣缽在輥道上的運(yùn)動(dòng)仿真長(zhǎng)度為1000 mm。在生產(chǎn)過程中，匣缽在輥道上運(yùn)行速度較慢，且匣缽橫向運(yùn)動(dòng)與輥棒轉(zhuǎn)速無直接聯(lián)系，因此本工作將輥棒的旋轉(zhuǎn)角速度提高，使得匣缽?fù)ㄟ^1000 mm 輥道所需的時(shí)間為5 s。對(duì)于其他的仿真參數(shù)，接觸方式采用通用接觸，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.1，接觸切向行為設(shè)為罰摩擦公式，匣缽間初始間隙設(shè)為1 mm，最后進(jìn)行網(wǎng)格劃分，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為56742，單元總數(shù)為46944。

3.1 重力場(chǎng)匣缽運(yùn)動(dòng)仿真分析

在研究單一重力場(chǎng)對(duì)匣缽運(yùn)動(dòng)特性的影響時(shí)，為了避免重力加速度突變使得仿真結(jié)果異常，在仿真過程中，通過將重力加速度設(shè)為在1 s 的時(shí)間內(nèi)逐漸從0 m/s2增加到9.8 m/s2的方法來避免仿真結(jié)果出現(xiàn)異常情況。

設(shè)置好相關(guān)參數(shù)后開始仿真，在重力方向—Y施加重力加速度后，輥棒開始出現(xiàn)彈性形變，匣缽跟隨輥棒形變方向下沉，其匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線如圖6所示。在0～1 s時(shí)間段內(nèi)，由于重力加速度持續(xù)增大，匣缽中點(diǎn)下沉迅速，下沉至-1.27 mm 左右。在1～5 s 時(shí)間段內(nèi)，匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線呈波浪狀，此時(shí)匣缽中點(diǎn)在Y向位移變化較為穩(wěn)定。經(jīng)分析，波浪狀曲線出現(xiàn)的主要原因是匣缽在運(yùn)動(dòng)過程中，每根輥棒承受的載荷不均勻，重力場(chǎng)下輥棒的應(yīng)力分布情況如圖7所示。

圖6 重力場(chǎng)匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線Fig.6 Y-direction displacement-time curve of the midpoint of the sagger in the gravity field

圖7 重力場(chǎng)下輥棒的應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of the roller bar in the gravity field

在仿真過程中，選取四個(gè)匣缽的正面上邊緣中點(diǎn)BOX-1、BOX-2、BOX-3、BOX-4 四點(diǎn)作為位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖8 所示。仿真結(jié)束后得到4 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的Z向位移-時(shí)間曲線，如圖9所示。圖中縱坐標(biāo)表示匣缽在Z軸方向的位移量，四條曲線總體呈外擴(kuò)樣式，并且隨著仿真的進(jìn)行，外擴(kuò)行為的變化較為穩(wěn)定。經(jīng)分析，其原因是輥棒達(dá)到一定的彈性變形量時(shí)，匣缽一方面受式(1)中mgsinθ的影響往輥道中間靠攏，另一方面受式(6)中My的作用往外位移，兩者相對(duì)平衡使得匣缽的橫向位移的變化相對(duì)穩(wěn)定。仿真結(jié)束后，由圖9 計(jì)算可得5 s 時(shí)匣缽最大間隙由初始間隙1 mm增大至1.71 mm。

圖8 匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布Fig.8 Distribution of the sagger detection points

圖9 重力場(chǎng)4個(gè)匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)的Z向位移-時(shí)間曲線Fig.9 Z-direction displacement-time curves for four sagger detection points in the gravity field

3.2 熱力耦合場(chǎng)匣缽運(yùn)動(dòng)仿真分析

為分析熱力耦合場(chǎng)對(duì)匣缽橫向異常位移的影響，本工作在上述匣缽運(yùn)動(dòng)仿真模型中耦合重力場(chǎng)和溫度場(chǎng)。為保證仿真結(jié)果的可靠性，本工作選取匣缽在燒結(jié)爐中燒結(jié)時(shí)的最大溫度1150 ℃作為仿真溫度，同樣將重力加速度設(shè)為在1 s 的時(shí)間內(nèi)逐漸從0 m/s2增加到9.8 m/s2。仿真結(jié)束后，匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線如圖10所示。在0～1 s時(shí)間段內(nèi)，由于重力加速度持續(xù)增大，匣缽中點(diǎn)下沉迅速，下沉至-1.37 mm 左右。在1～5 s 時(shí)間段內(nèi)，匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線為波浪狀，與單獨(dú)重力場(chǎng)下的曲線變化類似，熱力耦合場(chǎng)下的輥棒應(yīng)力分布情況如圖11所示。

圖10 熱力耦合場(chǎng)匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線Fig.10 Y-direction displacement-time curve of the midpoint of the sagger in the thermo-mechanical coupling field

圖11 熱力耦合場(chǎng)下輥棒的應(yīng)力分布Fig.11 Stress distribution of the roller bar in the thermo-mechanical coupling field

在仿真過程中，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的選取與單重力場(chǎng)情況下一致。仿真結(jié)束后，得到4 個(gè)匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)的Z向位移-時(shí)間曲線，如圖12 所示。曲線仍呈外擴(kuò)形式，隨著時(shí)間的推移，外擴(kuò)行為的變化同樣較為穩(wěn)定。熱力耦合場(chǎng)下5 s 時(shí)匣缽最大間隙由初始間隙1 mm 增大至1.55 mm，與單獨(dú)重力場(chǎng)相比5 s 時(shí)匣缽最大間隙減小了0.16 mm。

圖12 熱力耦合場(chǎng)4個(gè)匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)Z向位移-時(shí)間曲線Fig.12 Z-direction displacement-time curves for four sagger detection points in the thermomechanical coupling field

3.3 單重力場(chǎng)與熱力耦合場(chǎng)對(duì)比分析

本工作通過對(duì)比單獨(dú)重力場(chǎng)與熱力耦合場(chǎng)下的匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線以及4個(gè)匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)Z向位移-時(shí)間曲線，分析熱力耦合引起的輥道的彈性變形對(duì)匣缽異常橫向運(yùn)動(dòng)的影響程度。匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線的對(duì)比如圖13 所示，BOX-YMiddle 代表單獨(dú)重力場(chǎng)下的匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線，BOX-Y'-Middle 代表熱力耦合場(chǎng)下的匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線。從圖13中可看出，由于熱力耦合場(chǎng)比單獨(dú)重力場(chǎng)多施加了溫度場(chǎng)，導(dǎo)致匣缽中點(diǎn)Y向位移程度變大，匣缽下沉的速度更快，從而說明熱力耦合場(chǎng)使得輥棒的變形加劇。

圖13 匣缽中點(diǎn)Y向位移-時(shí)間曲線對(duì)比Fig.13 Comparison of Y-direction displacementtime curves of the midpoint of the sagger

4 個(gè)匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)Z向位移-時(shí)間曲線的對(duì)比如圖14 所示，BOX-1-Z代表單獨(dú)重力場(chǎng)下第一個(gè)匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)Z向位移-時(shí)間曲線，BOX-2-Z、BOX-3-Z、BOX-4-Z同理。BOX-1'-Z代表熱力耦合場(chǎng)下第一個(gè)匣缽監(jiān)測(cè)點(diǎn)的Z向位移-時(shí)間曲線，BOX-2'-Z、BOX-3'-Z、BOX-4'-Z同理。

在0～1 s時(shí)間段內(nèi)，熱力耦合場(chǎng)下匣缽的Z向位移大于重力場(chǎng)下匣缽的Z向位移。經(jīng)分析，主要原因是匣缽在熱力耦合場(chǎng)下比在單獨(dú)重力場(chǎng)下的Y向位移和下沉速度更大，導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)力矩My更大，從而使得熱力耦合場(chǎng)下的匣缽Z向位移增大。

在1～5 s時(shí)間段內(nèi)，熱力耦合場(chǎng)下匣缽的Z向位移小于重力場(chǎng)下匣缽的Z向位移。為了更好地分析其原因，本工作結(jié)合了1.5 s 時(shí)的輥棒撓度對(duì)比曲線，如圖15所示。圖中Roller-1表示重力場(chǎng)下第1 根輥棒，Roller-2、Roller-3、Roller-4 以此類推。Roller-1'表示熱力耦合場(chǎng)下第1 根輥棒，Roller-2'、Roller-3'、Roller-4'以此類推。圖中Roller-4 和Roller-4'輥棒在1.5s時(shí)由于未承載匣缽，其曲線弧度較小。從圖15 中可以看出輥棒在熱力耦合場(chǎng)下的彈性變形量比在單獨(dú)重力場(chǎng)下的彈性變形量更大。由于此時(shí)匣缽在Y向的位置相對(duì)穩(wěn)定，不再沿Y軸快速下沉，相對(duì)0～1 s時(shí)間段而言，熱力耦合場(chǎng)和重力場(chǎng)下匣缽所受旋轉(zhuǎn)力矩的差值減小。而通過第2節(jié)匣缽受力分析可知，當(dāng)輥棒的彈性變形量達(dá)到一定的程度，匣缽反而會(huì)克服最大靜摩擦力向內(nèi)滑動(dòng)，阻止匣缽因受旋轉(zhuǎn)力矩向外運(yùn)動(dòng)。此階段熱力耦合場(chǎng)下輥棒的彈性變形量更大，匣缽克服最大靜摩擦力向內(nèi)滑動(dòng)的位移量增加，導(dǎo)致在圖14中1～5 s時(shí)間段內(nèi)，熱力耦合場(chǎng)與重力場(chǎng)相比，匣缽向外的Z向位移量減小。綜上所述，在輥道窯燒結(jié)過程中，由于溫度和重力耦合所引起的輥棒彈性變形導(dǎo)致匣缽在輥道上產(chǎn)生了異常橫向位移。

圖15 1.5s時(shí)輥棒撓度曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of the roller bar deflection curves at 1.5s

4 匣缽傳動(dòng)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)及改進(jìn)驗(yàn)證

4.1 匣缽傳動(dòng)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

由上述研究可知，匣缽在輥道上運(yùn)行時(shí)，由于熱力耦合引起了輥棒的彈性變形，從而導(dǎo)致匣缽出現(xiàn)異常橫向位移。為了降低此現(xiàn)象的影響程度，輥棒的彈性變形量可簡(jiǎn)化為撓度概念，考慮到輥棒工作環(huán)境為高溫狀態(tài)，輥棒撓度雖與其自身截面尺寸等有關(guān)，但為了避免輥棒過大導(dǎo)致輥道窯艙體氣密性差及加工困難等情況的出現(xiàn)，本工作通過合理設(shè)計(jì)輥棒支撐機(jī)構(gòu)以減小輥棒撓度，從而減小輥棒的彈性變形量，并且通過在輥道窯中設(shè)置匣缽?qiáng)A緊裝置和匣缽擋齊裝置進(jìn)一步減小匣缽的橫向位移量。

本工作輥棒支撐機(jī)構(gòu)如圖16 所示，采取在輥棒下方安裝4 個(gè)支撐機(jī)構(gòu)來減小輥棒的彈性變形。支撐機(jī)構(gòu)通過支撐機(jī)構(gòu)墊板與輥道窯艙體連接，為便于支撐機(jī)構(gòu)的安裝，采取L形支撐板作為主體結(jié)構(gòu)。支撐板通過6個(gè)螺釘起到固定作用，同時(shí)在支撐板上安裝支撐機(jī)構(gòu)軸承，以便后續(xù)調(diào)整輥道的平面度和減小輥棒在支撐機(jī)構(gòu)上滾動(dòng)時(shí)的摩擦力。

圖16 輥棒支撐機(jī)構(gòu)圖Fig.16 Roller bar support mechanism diagram

匣缽?qiáng)A緊裝置如圖17 所示，艙體外側(cè)通過安裝板左右對(duì)稱安裝夾緊裝置。匣缽?qiáng)A緊裝置的主要驅(qū)動(dòng)元件為夾緊氣缸，夾緊氣缸活塞桿通過螺栓與對(duì)夾機(jī)構(gòu)連接板連接，對(duì)夾機(jī)構(gòu)連接板與擋板導(dǎo)柱固定連接，擋板導(dǎo)柱的另一端連接夾緊板墊板。匣缽?qiáng)A緊裝置工作時(shí)，夾緊氣缸動(dòng)作，帶動(dòng)擋板導(dǎo)柱和夾緊板墊板朝艙體內(nèi)部運(yùn)動(dòng)，完成夾緊動(dòng)作。

圖17 匣缽?qiáng)A緊裝置圖Fig.17 Sagger clamping device diagram

為避免多個(gè)匣缽?qiáng)A緊時(shí)匣缽之間相互錯(cuò)開，通過增加匣缽擋齊裝置使匣缽在同一直線上，匣缽擋齊裝置如圖18 所示。采用氣缸作為其驅(qū)動(dòng)裝置，氣缸固定支座安裝在艙體外側(cè)機(jī)架上，同時(shí)擋齊氣缸通過螺栓與氣缸固定支座連接，擋齊氣缸伸縮端與旋轉(zhuǎn)塊連接，旋轉(zhuǎn)塊與旋轉(zhuǎn)軸固定連接。當(dāng)匣缽運(yùn)行到靠近旋轉(zhuǎn)軸位置時(shí)，擋齊氣缸開始動(dòng)作，帶動(dòng)旋轉(zhuǎn)塊旋轉(zhuǎn)，從而帶動(dòng)旋轉(zhuǎn)軸和擋板固定條旋轉(zhuǎn)，擋板固定條擋住多個(gè)匣缽使其在同一直線上，完成匣缽擋齊動(dòng)作。

圖18 匣缽擋齊裝置圖Fig.18 Sagger blocking device diagram

4.2 改進(jìn)驗(yàn)證

由于在輥道窯完成燒結(jié)后，匣缽間隙需要停產(chǎn)才可測(cè)量，同時(shí)使用直接測(cè)量匣缽間隙方法的測(cè)量精度較差。因此，考慮到生產(chǎn)經(jīng)濟(jì)效益、驗(yàn)證成本以及驗(yàn)證結(jié)果的可信度，本工作以某工廠一個(gè)月的匣缽破損率來驗(yàn)證安裝了輥棒支撐機(jī)構(gòu)、匣缽?qiáng)A緊裝置及匣缽擋齊裝置后匣缽在輥道上的橫向位移是否滿足生產(chǎn)要求。

經(jīng)生產(chǎn)驗(yàn)證，該工廠在安裝改進(jìn)機(jī)構(gòu)前的一個(gè)月內(nèi)，鋰離子電池正極材料燒結(jié)工位中的匣缽破損率為1.53%，而在安裝改進(jìn)機(jī)構(gòu)后的一個(gè)月內(nèi)，鋰離子電池正極材料燒結(jié)工位中的匣缽破損率為0.69%。結(jié)果表明通過合理設(shè)計(jì)輥棒支撐機(jī)構(gòu)、匣缽?qiáng)A緊裝置及匣缽擋齊裝置可以大幅度改善匣缽在輥道窯燒結(jié)過程中的異常橫向運(yùn)動(dòng)，減小匣缽破損率。因此，該匣缽傳動(dòng)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)合理有效，能較好地滿足生產(chǎn)要求。

5 結(jié) 論

本工作分析了輥道窯燒結(jié)過程中匣缽異常橫向運(yùn)動(dòng)的原因，并通過建立輥道-匣缽傳動(dòng)簡(jiǎn)化模型，對(duì)在熱力耦合場(chǎng)下的輥棒受力和匣缽位移進(jìn)行有限元分析。最后，本工作設(shè)計(jì)了一種匣缽傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，進(jìn)行了生產(chǎn)對(duì)比驗(yàn)證，得到如下結(jié)論：

（1）在輥道窯燒結(jié)過程中熱力耦合引起的輥棒的彈性變形是導(dǎo)致匣缽異常橫向運(yùn)動(dòng)的主要原因。

（2）熱力耦合場(chǎng)相比于重力場(chǎng)引起的輥棒彈性變形更大，導(dǎo)致熱力耦合場(chǎng)下匣缽的異常橫向位移會(huì)先因匣缽下沉速度更快而相對(duì)增大，接著又因輥棒撓度增加使得匣缽向中部滑動(dòng)的趨勢(shì)更大而相對(duì)減小。

（3）通過設(shè)計(jì)匣缽傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，包括輥棒支撐機(jī)構(gòu)、匣缽?qiáng)A緊裝置和匣缽擋齊裝置，能大幅度減輕匣缽的異常橫向運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象。生產(chǎn)對(duì)比驗(yàn)證的結(jié)果表明設(shè)計(jì)的匣缽傳動(dòng)機(jī)構(gòu)可有效降低匣缽破損率，能較好地滿足生產(chǎn)要求。

匣缽在輥道窯內(nèi)的運(yùn)動(dòng)優(yōu)化雖能減少匣缽碰撞現(xiàn)象，提高匣缽使用次數(shù)，但由于輥道窯內(nèi)環(huán)境較為復(fù)雜，仍可能因意外發(fā)生碰撞事故。因此可從匣缽材料和窯內(nèi)環(huán)境控制等方面進(jìn)一步減少匣缽的破損。目前，對(duì)匣缽材料的煅燒性能和腐蝕機(jī)理的研究較多，但同時(shí)也應(yīng)考慮匣缽材料的強(qiáng)度、輕量化和抗疲勞性，選取合適的匣缽材料，提高匣缽的使用壽命。燒結(jié)溫度對(duì)鋰離子電池正極材料的結(jié)構(gòu)和電化學(xué)性能有重要的影響，但也應(yīng)考慮其對(duì)燒結(jié)設(shè)備的影響，保證產(chǎn)品質(zhì)量的同時(shí)，盡量降低輥道窯溫度并控制輥道窯內(nèi)溫度均勻，減少燒結(jié)設(shè)備的變形斷裂現(xiàn)象以及匣缽運(yùn)動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的意外碰撞事故。