板形矯正軋輥軋制變形的受力分析與仿真研究

肖艷軍, 馮 華, 井 然, 宋海平

(河北工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,天津 300132)

板形矯正軋輥軋制變形的受力分析與仿真研究

肖艷軍, 馮 華, 井 然, 宋海平

(河北工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,天津 300132)

文章對(duì)目前鋰電池極片軋輥利用小輥頸結(jié)構(gòu)減少和控制軋輥撓度變形的方法提出質(zhì)疑。在建立軋輥參數(shù)模型的基礎(chǔ)上,首先通過(guò)理論分析的方法求解對(duì)小輥頸結(jié)構(gòu)施加矯正拉力前、后軋輥的變形撓度大小;然后利用數(shù)值模擬的方法對(duì)其進(jìn)行靜態(tài)模擬仿真,模擬不同工況下軋輥的變形與應(yīng)力分布;分析了在施加矯正拉力前、后其軋制區(qū)的變形分布與數(shù)值大小,得出施加拉力產(chǎn)生的最大矯正變形量所占比例不超過(guò)原變形量的0.7%。采用理論分析與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法得到的結(jié)果證明,通過(guò)增加小輥頸結(jié)構(gòu)改善軋輥?zhàn)冃蔚姆椒ㄔ趯?shí)施時(shí)既增加材料成本又導(dǎo)致機(jī)構(gòu)繁瑣,并且不能有效地減少和控制軋輥的撓度變形,因此,增加小輥頸結(jié)構(gòu)施加拉力是沒(méi)有必要的。該結(jié)論可以為極片軋輥的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供一定的參考。

鋰電池極片;板形矯正軋輥;數(shù)值模擬;矯正拉力;變形

軋制過(guò)程作為鋰離子電池極片生產(chǎn)的一個(gè)非常重要的工藝環(huán)節(jié),直接影響極片的品質(zhì)。在軋制過(guò)程中,軋輥與極片直接接觸,產(chǎn)生撓度變形,軋輥?zhàn)冃螘?huì)對(duì)鋰電極片的表面精度產(chǎn)生很大的影響,因此減少和控制軋輥的撓度變形十分重要[1-2]。針對(duì)該問(wèn)題目前采取的措施有3種,其中一種是通過(guò)軋輥?zhàn)陨淼慕Y(jié)構(gòu)抑制軋輥?zhàn)冃蝃3-4]。根據(jù)市場(chǎng)調(diào)查可知,現(xiàn)在市場(chǎng)上一種主流軋輥(也稱板形矯正軋輥)的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

1.輥身 2.大輥頸 3.小輥頸 4.輥頭

該軋輥主要增加了小輥頸的結(jié)構(gòu),其不僅提供消隙作用,更重要的是在小輥頸上施加拉力。從理論角度分析,該拉力可以抵消一部分由軋制力引起的撓度變形,但是抵消的程度并沒(méi)有相關(guān)的研究資料,且該軋輥大大增加了軋輥材料與成本,且施加拉力的裝置非常龐大導(dǎo)致機(jī)構(gòu)繁瑣,基于上述因素,探究軋輥施加拉力前、后軋制區(qū)變形量至關(guān)重要。

軋輥可理解為階梯軸,計(jì)算其變形比較復(fù)雜,對(duì)該變形問(wèn)題,很多學(xué)者進(jìn)行了理論研究。文獻(xiàn)[5]通過(guò)引入奇異函數(shù)求解了量的撓曲線方程;文獻(xiàn)[6]提出了連續(xù)分段一體化積分法,可解決復(fù)雜載荷下變截面梁彎曲變形問(wèn)題;文獻(xiàn)[7]采用疊加原理的方法分析了多個(gè)參考系下梁的撓度,大大簡(jiǎn)化了問(wèn)題。

本文首先分析軋輥在受力狀態(tài)下的變形情況,再對(duì)軋輥進(jìn)行靜態(tài)模擬仿真,得到不同工況、不同施力條件下軋輥的應(yīng)力與變形分布,這樣既可以真實(shí)地反映軋輥受力情況,又可方便地得到不同條件下軋輥的軋制規(guī)律[8-10]。

1 軋輥結(jié)構(gòu)與受力分析

1.1 計(jì)算對(duì)象

本文采用的φ750極片板形矯正軋輥模型如圖2所示。該模型采用整體鍛造,輥身處進(jìn)行極片軋制,兩側(cè)由185 mm寬的軋機(jī)主軸承支撐,小輥頸每側(cè)最靠側(cè)邊處安裝2個(gè)拉力軸承,該軸承既提供拉力也用來(lái)消除主軸承間隙,輥頭與十字萬(wàn)向聯(lián)軸器聯(lián)接傳遞扭矩。

該極片軋輥模型的主要參數(shù)為:輥身直徑750 mm,輥身長(zhǎng)度800 mm,主軸承寬度185 mm,拉力軸承寬度65 mm,極片寬度400 mm,靜態(tài)軋制區(qū)面積2.4×104mm2。

圖2 軋輥模型

1.2 軋輥受力分析

本文對(duì)軋輥進(jìn)行靜態(tài)受力分析。假定軋輥受力為對(duì)稱分布,在軋制中,軋輥主要受軋制力的作用,左右輥頸受主軸承支撐約束,且拉力軸承對(duì)軋輥提供拉力,均勻分布在軋輥上。

將軋輥受力分為不施加拉力和施加拉力2種情況。不施加拉力即軋輥只受軋制力與主軸承支撐而產(chǎn)生變形;施加拉力即拉力軸承提供拉力,且軋輥受到軋制力與主軸承支撐產(chǎn)生變形。軋輥的受力示意圖如圖3所示。

圖3 軋輥受力示意圖

軋輥所受軋制力一般為500～3 000 kN。為了更準(zhǔn)確地分析軋輥在2種受力狀態(tài)下的變形與應(yīng)力分布,本文采用工況1(500 kN)、工況2(1 000 kN)、工況3(2 000 kN)、工況4(3 000 kN)4種工況分別對(duì)軋輥進(jìn)行分析。

1.3 軋輥受力變形計(jì)算

1.3.1 未施加拉力時(shí)的受力模型

軋輥可理解為階梯軸,通過(guò)參考系法利用多個(gè)參考系梁的撓度和轉(zhuǎn)角的合成關(guān)系,計(jì)算軋制區(qū)最大變形量,未施加力時(shí)的簡(jiǎn)化受力模型如圖4所示。

取3個(gè)截面,對(duì)應(yīng)的長(zhǎng)度分別為L(zhǎng)1、L2、L3,各段的抗彎剛度分別為EI1、EI2、EI3。

圖4 未施加拉力時(shí)的受力模型

(1)

(2)

因此,截面B相對(duì)于動(dòng)系1總相對(duì)撓度為:

(3)

(4)

(5)

(6)

則有:

(7)

而動(dòng)系1對(duì)截面m的牽連撓度為:

(8)

則截面m的變形量為:

(9)

取軋制力為最大(即軋制力為3 000 kN)時(shí),將數(shù)據(jù)代入上述公式可得,在未施加拉力的情況下,軋輥軋制區(qū)最大變形量約為68.447×10-6m。

1.3.2 施加拉力時(shí)的受力模型

建立施加拉力后軋輥的簡(jiǎn)化受力模型,如圖5所示。

取4個(gè)截面,對(duì)應(yīng)長(zhǎng)度分別為L(zhǎng)1、L2、L3、L4,各段的抗彎剛度分別為EI1、EI2、EI3、EI4。

圖5 施加拉力時(shí)受力模型

(10)

(11)

(12)

(13)

因此截面B相對(duì)于動(dòng)系1總的相對(duì)撓度為:

(14)

而牽連撓度為:

(15)

從而求得轉(zhuǎn)角θ1。

(16)

(17)

(18)

而動(dòng)系1對(duì)截面m的牽連撓度為:

(19)

則截面m的變形量為:

(20)

當(dāng)軋制力為3 000 kN時(shí),軋輥?zhàn)畲蟮刃?yīng)力為68 786 982.25 N,即其強(qiáng)度極限時(shí)所需施加的拉力,將數(shù)據(jù)代入,在施加最大拉力的情況下,軋輥軋制區(qū)最大變形量約為67.945×10-6m。

通過(guò)上述變形計(jì)算,可得當(dāng)軋制力為3 000 kN時(shí),施加拉力后的最大變形量比施加拉力前最大變形量小0.502×10-6m,即約占原變形量的0.7%。

2 有限元建模與邊界條件加載

2.1 有限元模型建立與材料屬性

利用Solidworks軟件建立板形矯正軋輥的實(shí)體模型,對(duì)實(shí)體模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理,將實(shí)體模型導(dǎo)入ANSYS中,建立其有限元模型。

進(jìn)入Material Models中添加材料,軋輥(9Gr2Mo)材料屬性[11]如下：彈性模量2.36×105MPa,泊松比0.3,密度7.7×103kg/m3,強(qiáng)度極限620 MPa。本文采用20個(gè)節(jié)點(diǎn)的Solid186單元生成體網(wǎng)格。

2.2 網(wǎng)格劃分

進(jìn)入MeshTool中,選擇Smart Size,設(shè)置為5,對(duì)軋輥整體進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分,設(shè)置網(wǎng)格尺寸為30 mm,劃分網(wǎng)格后總節(jié)點(diǎn)數(shù)為108 296,總單元個(gè)數(shù)為29 737。

2.3 邊界條件

對(duì)軋輥工作特性進(jìn)行分析。在對(duì)軋輥不施加拉力時(shí),將軋輥的主軸承部分進(jìn)行位移約束,限制其UX、UY、UZ方向的位移,用壓力(Pressure)代替極片在軋輥上的軋制力,垂直于輥面均布施加在軋輥與極片接觸區(qū)域的節(jié)點(diǎn)上；在對(duì)軋輥施加拉力時(shí),同理,并在兩端拉力軸承處施加拉力,模擬出施加力使得軋輥的最大等效應(yīng)力達(dá)到軋輥材料的強(qiáng)度極限。

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 未施加拉力時(shí)模擬結(jié)果分析

3.1.1 位移變形結(jié)果分析

4種工況下,未施加拉力時(shí)軋輥的位移變形結(jié)果云圖如圖6所示。

圖6 軋輥的位移變形云圖

由圖6可以看出軋輥在只受到軋制力作用時(shí)位移變形分布情況,隨著軋制力的增加,軋輥的變形也不斷增加,軋輥?zhàn)冃蔚脑黾訉?huì)影響到極片的橫向厚度差,其最大變形均發(fā)生在軋輥施加軋制力的中心附近。

選取軋輥輥面上沿軸向均布的16個(gè)節(jié)點(diǎn),其包含最大變形值,不同工況下軋輥沿著該直線的變形曲線如圖7所示。由圖7可知,軋輥在不同工況下變形分布均呈拋物線狀,隨著軋制力的增大,軋制力的變化值與軋輥位移變形值的改變量成正比。

圖7 不同工況下變形分布曲線

3.1.2 等效應(yīng)力結(jié)果分析

4種工況下,未施加拉力時(shí)軋輥的等效應(yīng)力結(jié)果云圖如圖8所示。

由圖8可知,軋輥在只受軋制力作用時(shí),隨著軋制力增加,軋輥的等效應(yīng)力值也不斷增加,軋輥的最大應(yīng)力值位于軋輥大輥徑與輥身交界處,軋輥材料9Gr2Mo的強(qiáng)度極限為620 MPa,選取安全系數(shù)為2.5,則許用應(yīng)力為248 MPa。此時(shí)軋輥的最大應(yīng)力值均小于許用應(yīng)力,因此,軋制力滿足要求。

圖8 軋輥的等效應(yīng)力云圖

選取軋輥輥面上沿軸向均布的16個(gè)節(jié)點(diǎn),其包含最大應(yīng)力值,不同工況下軋輥沿著該直線的應(yīng)力分布曲線如圖9所示。

圖9 不同工況下應(yīng)力分布曲線

由圖9可知,軋輥沿輥面的應(yīng)力分布呈拋物線狀,在與極片接觸區(qū)域,不同工況下應(yīng)力值變化較大,且軋制力的變化值與軋輥應(yīng)力值的改變量基本成正比。

3.2 未施加拉力時(shí)模擬結(jié)果分析

為了驗(yàn)證小輥頸上拉力軸承所起的變形矯正作用,通過(guò)數(shù)值模擬出當(dāng)軋輥的最大等效應(yīng)力為強(qiáng)度極限時(shí),拉力軸承上所需施加的拉力的大小,并分析在施加該拉力的情況下,軋輥的位移變形狀況,然后與未施加拉力時(shí)軋輥的變形數(shù)值進(jìn)行對(duì)比。施加拉力后軋輥的等效應(yīng)力結(jié)果云圖如圖10所示,施加拉力后軋輥的位移變形結(jié)果云圖如圖11所示。

由圖10可以看出,軋輥的最大等效應(yīng)力均為其強(qiáng)度極限值620 MPa,通過(guò)仿真模擬可得出,最大等效應(yīng)力是由所施加拉力引起的,并且所施加拉力與軋輥的最大應(yīng)力成正比,基于該軋制規(guī)律,可快速準(zhǔn)確地模擬出最大等效應(yīng)力為620 MPa時(shí)軋輥兩側(cè)小輥頸拉力軸承處所需施加的拉力值。

由圖11可知,當(dāng)軋輥的最大等效應(yīng)力為其強(qiáng)度極限時(shí)軋輥的位移變形情況,此時(shí)軋輥的最大變形發(fā)生在軋輥兩端,且軋輥的最大變形量均為571×10-6m,因此該最大變形值主要由軋輥兩端施加的拉力產(chǎn)生。為了驗(yàn)證所施加拉力對(duì)軋輥在軋制區(qū)域變形情況的矯正作用,選取16個(gè)節(jié)點(diǎn)繪制曲線,4種工況下軋輥2種受力情況下的變形分布對(duì)比曲線如圖12所示。

由圖12可以看出,4種工況下軋輥輥身變形情況均呈拋物線狀分布,在軋制區(qū)域施加拉力前后變形值變化不明顯,由此可以看出其矯正作用不明顯。將軋輥未施加拉力時(shí)軋制區(qū)的最大變形值與施加拉力后的最大變形值進(jìn)行對(duì)比,見(jiàn)表1所列。

隨著軋制力的增大,施加拉力時(shí)在軋制區(qū)產(chǎn)生的最大變形量與未施加拉力時(shí)的差值也越大,但其所占總變形的比例卻越來(lái)越小,即對(duì)軋輥的變形產(chǎn)生的矯正作用越來(lái)越差,在矯正作用最明顯的工況下,施加拉力產(chǎn)生的變形改變量只占未施加拉力時(shí)產(chǎn)生的變形量的0.7%以下,所占比例非常小,而且此時(shí)最大等效應(yīng)力為軋輥的強(qiáng)度極限,若軋輥正常工作,最大等效應(yīng)力在軋輥許用應(yīng)力范圍內(nèi)時(shí),軋輥因軋制力而產(chǎn)生的變形的矯正作用更是微乎其微。因此可以得出，板形矯正軋輥的小輥頸部分施加拉力是沒(méi)有必要的,其增加軋輥的長(zhǎng)度并將拉力軸承安裝在最側(cè)邊并沒(méi)有起到矯正軋輥?zhàn)冃蔚淖饔谩?/p>

圖10 軋輥的等效應(yīng)力結(jié)果云圖

圖11 軋輥的位移變形結(jié)果云圖

圖12 軋輥的變形分布對(duì)比曲線

表1 不同工況下軋制區(qū)變形矯正情況 10-6m

4 結(jié) 論

本文對(duì)市場(chǎng)上一種板形矯正軋輥的軋制規(guī)律與矯正功能進(jìn)行研究,得出了如下結(jié)論:

(1) 未施加拉力時(shí),軋輥?zhàn)畲髴?yīng)力值位于輥身與大輥徑的連接處,且軋制力的變化值與軋輥?zhàn)冃沃岛蛻?yīng)力值的改變量均成正比。

(2) 通過(guò)數(shù)值模擬仿真得出所施加拉力與軋輥的最大應(yīng)力成正比,從而可快速準(zhǔn)確地模擬出最大等效應(yīng)力為一定值下的軋輥兩側(cè)小輥頸拉力軸承處所需施加的拉力值。

(3) 通過(guò)理論計(jì)算和仿真模擬對(duì)軋輥施加拉力前后軋制區(qū)的變形量對(duì)比分析,得到板形矯正軋輥既需要增加材料成本又導(dǎo)致機(jī)構(gòu)繁瑣的結(jié)論,因此可將該結(jié)構(gòu)去除。

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Forceanalysisandnumericalsimulationresearchofrollingdeformationofshapecorrectionroll

XIAO Yanjun, FENG Hua, JING Ran, SONG Haiping

(School of Mechanical Engineering, Hebei University of Technology, Tianjin 300132, China)

In this paper, the method of reducing and controlling the deformation of the roller using the small roll neck of the pole piece of lithium battery is challenged. Firstly, by the method of theoretical analysis, the roll parameters model is established, and the deformation and the deflection of the roller before and after the application of orthodontic force to the small roll neck are solved. Secondly, ANSYS, a commercial finite element(FE) software code is used to simulate deformation and stress distribution of roll under different working conditions, then the deformation distribution and numerical size of rolling zone before and after the application of orthodontic force are analyzed. It is found that the maximum correct deformation of the applied force is not more than 0.7% of the original deformation. Through the combination of theoretical analysis method and numerical simulation method, it is shown that the small roll neck increases the material cost, causes the complication of the structure, and it can not effectively reduce and control the roll deflection deformation. Therefore, it is not necessary to increase small roll neck structure and it can be removed. The conclusion can provide a reference for the structural design of pole piece roll.

lithium battery pole piece; shape correction roll; numerical simulation; orthodontic force; deformation

2016-07-21；

2016-09-09

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51305124);天津市科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(15JCTPJC62400)

肖艷軍(1976-),男,河北滄州人,博士,河北工業(yè)大學(xué)副教授,碩士生導(dǎo)師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.10.004

TG335.5

A

1003-5060(2017)10-1312-08

(責(zé)任編輯 胡亞敏)