Содержание к диссертации
Введение
1 .Обзор литературы и постановка задачи исследования 7
1.1. Классификация МГД-насосов 7
1.2. Постановка задачи исследования 33
2. Математическая модель линейной индукционной машины на основе детализированных схем замещения 35
2.1. Модель на основе однослойной ДМСЗ 35
2.2. Модель с детализацией ЛИМ по поперечной оси 43
2.3. Приближенный учет поперечного краевого эффекта 47
2.4. Модель ЛИМ для исследования тепловых процессов 50
2.5. Модель на основе магнитной схемы замещения с учетом зубчатости сердечника индуктора 54
2.6. Выводы 57
3. Исследование характеристик МГД-насоса для цинка 59
3.1. Характеристики насоса при различных частотах питания и схемах соединения обмотки индуктора 59
3.2. Влияние конструкции канала и степени его заполнения металлом 65
3.2.1. Особенности конструкции насоса со связанными каналами 65
3.2.2. Влияние уровня металла в канале на характеристики насоса 68
3.2.3. Насос с шунтирующим участком на входе индуктора 74
3.3. Исследование тепловых процессов насоса 78
3.4. Оценка степени охлаждения металла в канале 81
3.5. Выводы 94
4. Экспериментальные исследования лабораторного и опытно- промышленного образцов насоса 95
4.1. Исследование лабораторной модели 95
4.2. Исследование опытно-промышленного образца насоса 105
4.3. Выводы 118
Заключение 119
Библиографический список 121
Приложение 1 133
- Постановка задачи исследования
- Модель с детализацией ЛИМ по поперечной оси
- Влияние конструкции канала и степени его заполнения металлом
- Исследование опытно-промышленного образца насоса
Введение к работе
Актуальность темы заключается в том, что механизация и автоматизация работ в металлургии является очень важной задачей как с позиций повышения производительности труда, так и с позиций экологических требований при работе с опасными и вредными продуктами производства. В этой связи применение МГД-насосов с непосредственным воздействием на металлический расплав позволяет герметизировать металлотракт, механизировать процесс разливки металла, повысить точность его дозирования.
Цель работы - создание и исследование полупогружного трехфазного индукционного магнитогидродинамического насоса для перекачивания жидкого цинка и других низкотемпературных металлических расплавов.
Задачи исследования. Для достижения поставленной цели были решены следующие задачи:
Разработка конструкции насоса с учетом особенностей его работы в технологии литья сплавов в условиях промышленного производства.
Создание методики расчета его электромагнитных и тепловых характеристик.
Проверка разработанных рекомендаций и методики расчета характеристик насоса с помощью лабораторного и опытно-промышленного образцов.
Научная новизна работы состоит в создании математической модели электромагнитных и тепловых процессов линейной индукционной машины с учетом влияния продольного и поперечного краевых эффектов, дискретности распределения МДС индуктора по пазам а также различной степени перекрытия индуктора вторичным элементом. Даны рекомендации по использованию поперечных сил во вторичном элементе для повышения эффективности насоса.
Практическую ценность работы составляют:
методика расчета электромагнитных и тепловых параметров трехфазного индукционного МГД насоса с совместным учетом различного уровня заполнения канала металлом, продольного и поперечного краевых эффектов, дискретного распределения МДС по пазам индуктора;
рекомендации по повышению эффективности насоса при частичном заполнении канала металлом и по допустимой длительности работы насоса;
рекомендации по выбору формы, размеров и материала каналов, частоты питания и числа полюсов индуктора двухручьевого индукционного МГД-насоса;
методические материалы для проведения лабораторной работы по исследованию линейных индукционных машин студентами специальности 18.05 «Электротехнологические установки и системы».
Реализация результатов работы. Разработаны и созданы лабораторный макет и опытно-промышленный образец трехфазного двухручьевого МГД-насоса для транспортировки жидкого цинка на ОАО «Каменск-Уральский завод обработки цветных металлов». Проведены испытания разработанных образцов насоса, позволившие оценить точность предлагаемой методики расчета характеристик насосов данного типа.
Апробация работы. Основные результаты доложены и обсуждены на следующих научных конференциях:
XX научно-техническая конференция. Братск: БрИИ. 1999
4-th International conference on Unconventional electromechanical and electrical systems, 21-24 July, 1999, St.Peterburg, Russia.
II межвузовская отраслевая научно-техническая конференция «Автоматизация и прогрессивные технологии», Новоуральск, 1999.
Научно-практический семинар «Проблемы и достижения в промышленной энергетике». Екатеринбург, 2001.
Научно-техническая конференция «Совершенствование энергетики цветной металлургии», Екатеринбург, 2001.
Научно-практическая конференция «Энергосберегающие техника и технологии», 14-15 мая 2002 г. Екатеринбург.: Уральские выставки.
VII симпозиум «Электротехника 2010», Перспективные виды электротехнического оборудования для передачи и распределения электроэнергии. 27 - 29 мая 2003 г. Москва.
5-я международная конференция «Электромеханика электротехнологии и электроматериаловедение» МКЭЭЭ-2003, Крым, Алушта, 22 - 27 сентября 2003 г.
Публикации. По результатам проведенных исследований было опубликовано 17 печатных работ, в том числе 2 в сборниках международных конференций.
Структура и объем работы.
Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованных источников и двух приложений общим объемом 166 страниц. Основная часть изложена на 120 страницах машинописного текста, иллюстрирована 83 рисунками, 9 таблицами. Список использованной литературы содержит 118 наименований.
Краткое содержание работы.
Во введении сформулирована цель работы
В первой главе на основе анализа литературы приведен обзор конструкций сформулированы предмет и задачи исследования. В качестве объекта исследования принят трехфазный двухручьевой индукционный насос.
Во второй главе описана базовая математическая модель линейной индукционной машины (ЛИМ) на основе однослойной магнитной схемы замещения.
В третьей главе приводятся результаты исследования характеристик насоса с помощью предлагаемой методики. Рассмотрены характеристики на-
coca для различных вариантов частот питания и схем соединения обмотки индуктора.
В четвертой главе приведены результаты исследования опытно-промышленного образца индукционного магнитогидродинамического насоса для перекачки жидкого цинка.
В приложении 1 приведен формуляр расчета характеристик индукционного магнитогидродинамического насоса.
В приложении 2 Приведены акты использования результатов диссертационной работы.
Постановка задачи исследования
На основе выполненного обзора литературы в качестве объекта исследования выбран трехфазный двухручьевой насос с двумя индукторами и общими для них катушками, показанный на рис. 4.1, [22,32,96,103]. Два его канала («ручья») с жидкометаллическим расплавом разделены шихтованным ферромагнитным сердечником. В силу специфики такого конструктивного исполнения возможны модификации, когда, во-первых, ширина вторичного элемента оказывается меньше ширины сердечника индуктора а также длины его полюсного деления, и, во-вторых, канал может быть лишь частично заполнен металлом (насос полупогружного типа). Кроме этого требуется определить безопасные для обмотки насоса тепловые режимы его работы, поскольку транспортируемый расплавленный цинк имеет температуру выше 500 С.
С учетом указанных особенностей задачи исследования сводятся к следующему. 1. Разработка математической модели, позволяющей моделировать различные режимы работы насоса с учетом продольного и поперечного краевых эффектов и частичного заполнения канала металлом. Проверка точности модели путем сравнения результатов, полученных с ее помощью а также на основе более сложных моделей и физическим моделированием. Оценка влияния на точность расчета учета двумерности магнитного поля в зазоре, зубчатости сердечников индукторов, магнитных свойств среднего сердечника. 2. Анализ влияния на энергетические характеристики насоса схем соединения и питания обмотки индуктора, частоты питающего тока, уровня жидкого металла в канале. 3. Моделирование связанных квазистатических электромагнитных и динамических тепловых процессов с целью определения технологических режимов работы насоса, безопасных для обмотки индуктора и обеспечивающих сохранение требуемой температуры транспортируемого на заданное расстояние металла . Следует при этом иметь в виду, что для успешного решения этих задач необходимо выполнить большой объем работ по проектированию и созданию экспериментальных и опытных образцов индукторов, выбору материала для изготовления каналов, выбору изоляции и типа провода для обмотки индуктора, отработке методики проведения физических и компьютерных экспериментов. Одной из важных сопутствующих задач является отработка программы и методических материалов к лабораторной работе по исследованию установки индукционного нагрева.
В основу базовой модели положим однослойную схему замещения магнитной цепи [45,47,51]. Как известно [51], при этом предполагается: 1. Магнитные силовые линии пересекают немагнитный зазор, в состав которого входят также толщины стенок и слоя металлического расплава, только в нормальном направлении, а по сердечникам проходят только в тангенциальном направлении. 2. Сердечники индукторов считаются гладкими. При этом немагнитный зазор домножается на коэффициент Картера, в результате эквивалентный зазор возрастает по сравнению с действительным [74]. 3. Токи в жидкометаллическом расплаве (вторичном элементе) протекают только поперек канала. При этом в соответствии с толщиной металлического слоя, шириной канала и шагом не менее зубцового деления по длине насоса выделяются эквивалентные стержни, замкнутые сверхпроводящими боковыми короткозамыка-ющими шинами (как в обычной асинхронной машине). Электрическая проводимость стержня рассчитывается на основе удельной электропроводности металла и полученных размеров стержня. Она далее домножается на коэффициент Болтона [45] и дает несколько уменьшенную эквивалентную проводимость стержня. Для оценки первого допущения использовались также модели на основе многослойных, в том числе, двухслойной, схем замещения магнитной цепи. В этих моделях немагнитный зазор разбивается по высоте на несколько слоев. Тогда магнитная схема замещения становится «многоэтажной» (в простейшем случае «двухэтажной»).
Для оценки или снятия второго допущения на основе расчета магнитного поля при помощи конечноэлементного пакета ELCUT разработана магнитная схема замещения, в которой вводятся различные магнитные сопротивления зазора под зубцом и под пазом индуктора.
Для оценки или снятия третьего допущения разработана модель с детализацией устройства по поперечной оси [97]. При этом исходная машина сводится к нескольким элементарным, имеющим меньшую ширину и составленным боковыми поверхностями вплотную друг к другу. Принимается, что магнитная проводимость вдоль сердечника намного превышает таковую поперек магнитопровода. Элементарные машины электрически связаны между собой металлом в канале (вторичном элементе).
С учетом введенных допущений далее описывается базовая математическая модель многофазной линейной индукционной машины. Для упрощения рассматривается двухполюсная машина с трехфазной барабанной обмоткой, включенной по схеме звезды с нейтральным проводом. Обмотка имеет число пазов на полюс и фазу q = 1, т.е. состоит из трех катушек, размещенных в шести пазах, как показано ниже.
ЭДС фаз обмотки индуктора с учетом размещения катушек по пазам где (КЕ) - матрица формирования ЭДС фаз обмотки индуктора, со - круговая частота токов в обмотке, ип - число витков в пазу индуктора, Фп - потоки в участках сердечника. Тогда вектор ЭДС фаз индуктора
Модель с детализацией ЛИМ по поперечной оси
Для оценки влияния поперечного краевого эффекта во ВЭ была разработана математическая модель ЛИМ с детализацией конструкции на равные полосы («элементарные машины») по поперечной оси [97]. Магнитная цепь каждой элементарной машины описывается уравнением магнитного состояния - УМС -(2.14), приведенным в разделе 2.1. В выражения ЭДС фаз обмотки индуктора (2.2) подставляются алгебраические суммы комплексных амплитуд потоков во всех сердечниках на соответствующих зубцовых делениях. ЭДС стержней ВЭ каждой элементарной машины выражаются в соответствии с (2.10), (2.12) через потоки в сердечнике этой машины. Уравнение электрического состояния для ВЭ (УЭС2) каждой машины выглядит при этом несколько иначе, нежели в разделе 2.1. Оно записывается по методу контурных токов с учетом контурных токов вторичных элементов двух соседних элементарных машин. Естественно, что в такой модели количество матричных уравнений УМС и УЭС2 (даже при заданных токах индуктора) больше, чем в базовой модели, в число раз, равное количеству элементарных машин-полос. Принцип детализации а также электрическая для ВЭ и магнитная схемы замещения ЛИМ показаны на рис. 2.4.
Уравнения связи потоков (pin через магнитные сопротивления ярем сердечников индуктора и ВЭ Rai (контурных) и потоков Фт через магнитные сопротивления участков зазора Rsi элементарной машины (сопротивления затемнены на рисунке) с номером і записываются в виде
Аналогично связь контурных токов /,-„ с токами icin через сопротивления (продольные) выражается в виде (рис. 2.5) где і - номер элементарной машины, п — номер участка (контура).
Аналогично случаю базовой модели (2.13) магнитного равновесия для «-го контура магнитной схемы замещения /-й элементарной машины по второму закону Кирхгофа
Для п- го контура ВЭ /- й машины можем записать уравнение электрического равновесия по второму закону Кирхгофа типа (2.9) где первое слагаемое в правой части означает ЭДС трансформаторную, а второе - ЭДС движения.
Уравнения (2.22)-(2.26) записываются для всех Q контуров /-й машины а также для всех Т элементарных машин.
Полученная система уравнений решается относительно контурных токов /,„ элементарных машин (при п - 1...Q и / = 1...Т). На их основе находятся токи в стержнях и в участках боковых шин а также потоки через /,л-участки немагнитного зазора.
Далее определяются тяговые (продольные) и поперечные усилия, действующие на участки ВЭ, как произведения индукций в зазоре на поперечные и продольные токи ВЭ.
ЭДС в фазах индуктора исходной машины находятся как суммы ЭДС соответствующих фаз элементарных машин по (2.2)
Методика Г. Болтона [45] является типичным примером методики параметрического учета сложного явления в простой модели. Было найдено аналитическое решение для распределения токов в проводящем слое вторичного элемента асинхронного двигателя с замкнутым магнитопроводом (кругового аналога насоса - линейной машины без учета продольного краевого эффекта). Из этого решения получен поправочный коэффициент, на который умножается электрическая проводимость стержня эквивалентной линейной машины с короткозамкнутыми стержнями на ВЭ. При таком подходе боковые шины считаются сверхпроводящими. Каждый стержень становится самостоятельным короткозамкнутым контуром (автономной фазой) ВЭ, которая в нашем случае не имеет к тому же реактивности рассеяния (общепринятое допущение для таких машин [13]).
Следует отметить, что имеется большое количество методик, предлагающих свои способы учета поперечного краевого эффекта [13,36,41,42,44,45]. Методика Г. Болтона представляется наиболее простой и удобной для использования.
Если обозначить ширину индуктора Bi, ширину вторичного элемента Bse, полюсное деление т , частоту питающего тока F1, толщину проводящего слоя ВЭ Ase, скольжение машины s, то основные выражения для вычисления поправочного коэффициента Ц [45], на который умножается электропроводность ВЭ, имеют вид приведенных ниже где єО = —- - электромагнитная добротность, л -6ecv о = 2-7I-F1 - круговая частота.
Тогда электропроводность ВЭ с учетом поперечного краевого эффекта
При учете поперечного краевого эффекта по Г. Болтону принимается, что ширина индуктора меньше ширины вторичного элемента (как это выполняется обычно в линейных асинхронных двигателях). В варианте с автономными каналами ширина канала оказывается меньше ширины индуктора. Это ведет к необходимости несколько модифицировать метод Г. Болтона, так как он не предусматривает указанного соотношения размеров. Поскольку ЭДС во вторичном элементе индуцируется по всей его ширине, можно принять ширину индуктора приближенно равной ширине вторичного элемента с необходимым учетом этого условия при расчете параметров индуктора. Допустим, как это показано на рис. 2.6 и имело место в физическом эксперименте, что второй канал не заполнен металлом, т.е. второй индуктор работает в режиме «вынутого ротора». Такое допущение не изменяет картину линий электриче ского тока по ширине автономного канала (ВЭ) первого индуктора, рис. 2.7, но существенно упрощает расчеты.
Влияние конструкции канала и степени его заполнения металлом
Рассмотрены следующие варианты [7]: 1.Число полюсов 2р = 2, число пазов на полюс и фазу q = 2, полюсное деление т = 0.158 м, частоты питания f = 16, 33 и 50 Гц. 2.Число полюсов 2р = 3, число пазов на полюс и фазу q = 2, полюсное деление т = 0.105 м, частоты питания f = 5 ,16, 33, 50 и 66 Гц. Обмотки выполнены из одинакового провода и имеют одинаковое число витков в фазе. Плотность тока в проводе одна и та же. На рис. 3.1 - 3.6 показаны характеристики машины в диапазоне скоростей двигательного режима работы. В табл. 3.1 для разных частот f в Гц, приведены коэффициент мощности cos ф в о.е., активная и полная подведенные мощности Р в Вт и S в ВА, тяговое усилие Ft в Н и отношение тягового усилия к полной мощности FS в Н/кВА для трехполюсной машины. 516335066 0.794 0.465 0.311 0.245 0.211 8671039126014451615 1092 2232 4048 5887 7643 21.10 43.53 47.17 45.59 44.46 19.3 19.5 11.65 7.74 5.82 На рис. 3.7 приведены для сравнения зависимости коэффициента мощности Km, тягового усилия Ft и отношения усилия к полной мощности FS=Ft/S для двух- и трехполюсной машин Рис. 3.7. Сравнение показателей двух- и трехполюсной машин По критериям максимального усилия, достаточно большого отношения усилия к полной мощности FS и достаточно малой потребляемой активной мощности Р при больших скольжениях выбрана схема обмотки с 2р = 3 (трехполюсный индуктор) и f = 50 Гц. При этом не требуется полупроводникового преобразователя частоты для питания машины, что в ряде случаев является определяющим. На рис. 3.8 показана матрица Кр, реализующая раскладку токов фаз по пазам индуктора, а также приведены кривые пазовых и суммарной МДС насоса с выбранным вариантом обмотки. На рис. 3.9,а приведены показатели машины с таким же количеством пазов, но чередование фаз по пазам принято AAAAZZZZBBBBXXCCYY, т.е. первое полюсное деление выполнено вдвое больше другого. Там же (б) приведены показатели основного варианта. Видно, что для предлагаемого варианта получаем коэффициент мощности 0.302 вместо 0.243, тяговое усилие 43 вместо 41.1 Н, отношение усилия к мощности 7.42 вместо 7.2 Н/кВА. Далее исследовались варианты с автономными каналами и различными уровнями заполнения канала металлом, т.е. различной степенью погружения насоса в металл. Эта особенность особенно важна с точки зрения технологии перекачивания металла и надежности работы насоса. 3.2.2. Влияние уровня металла в канале на характеристики насоса На рис. 3.13 показаны распределения токов (а) и усилий (б) по продольной и поперечной координатам канала, заполненного металлом полностью, включая краевые зоны (насос «погружен» в металл ниже уровня последнего). На рис. 3.14,а приведены кривые распределения индукции, продольных и поперечных токов по ширине канала, а на рис. 3.14,6 распределение тягового усилия по длине канала (токи и усилия берутся в расчете на элементарный участок ВЭ длиной в зубцовое деление tz и шириной, равной ширине элементарной полосы bs). Там же для сравнения крестиками показано распределение усилия, рассчитанное по базовой модели (без детализации по поперечной оси и с учетом поперечного краевого эффекта по методике Болтона). Видно, что методика с использованием коэффициента Болтона дает результаты, хорошо приближающиеся к данным, полученным на основе уточненной методики с детализацией по поперечной оси.
Рис. 3-13. Распределения токов (а) и тяговых усилий (б) по длине и ширине ВЭ (затемненная область вторичного элемента перекрыта индуктором) металлом на две трети от входного края индуктора. Видно, что токи и усилия существуют лишь в заполненной части канала. Дальнейшее понижение уровня металла влечет за собой уменьшение активной площади ВЭ при некоторых изменениях в самих распределениях токов и усилий (рис. 3.16,3.17). В табл. 3.5 сведены значения потребляемой мощности а также тягового усилия, рассчитанного с детализацией машины по ширине и без детализации с использованием коэффициента Болтона, для случаев различного уровня металла в канале (указывается положение верхней границы металла относительно входного края индуктора при вертикальной установке насоса). насоса в металл всего на два зубцовых деления он создает усилие, достаточное для поднятия металла до более полного перекрытия им площади индуктора. Такой насос можно назвать полупогружным. Были рассмотрены варианты различной степени заполнения канала металлом в случае, когда на входном краю индуктора имеется необмотанный участок сердечника длиной в четыре зубцовых деления (чуть меньше четверти длины индуктора). Дальнейшее удлинение шунтирующего участка малоэффективно. На рис. 3.18 показаны распределения токов (а) и усилий (б) по длине и ширине канала при перекрытии металлом лишь двух первых зубцовых делений индуктора.
Исследование опытно-промышленного образца насоса
Катушки обмотки насоса выполнены в виде уплощенных овалов, расстояние между магнитопроводами равно 50 мм. Внутренний сердечник, устанавливаемый между магнитопроводами, имеет размеры 320x120x10 мм. Направление шихтовки соответствует направлению шихтовки магнитопро-водов. Обмотки включены по схеме AZBXCYAZB. В зависимости от требуемой величины тока включение производилось по схемам «звезда с нейтралью» или «треугольник».
Экспериментальные исследования проводились в электродинамическом приближении, т.е. в качестве рабочего тела использовались твердо-металлические пластины. Пластины имели различные геометрические размеры, различные удельную электропроводность и удельную плотность. Относительная магнитная проницаемость пластин
Параметры пластин приведены в табл. 4.3. Измерение усилий проводилось при помощи динамометра со шкалой 10 кг. электропроводность, ЮЧОм-мУ1 Удельнаяплотность,г/см Вес пластины, определенный расчетом, кг Вес пластины,определенныйдинамометром,кг
В табл. 4.4 приведено сравнение экспериментальных (числитель) и расчетных (знаменатель) значений электрических параметров опытно-промышленного образца насоса. Расчет был проведен для режимов заданных средних токов фазы индуктора. пластины Ток катушки, А Суммарная полнаямощность фаз S,ВА Суммарная активная мощность Р, Вт Суммарная реактивная мощность Q, вар Суммарное тяговое усилие В заводских условиях были проведены испытания полупогружного индукционного насоса при транспортировке из индукционной двухкамерной печи для цинка в индукционный миксер. Акт внедрения на ОАО «КУЗОЦМ» прилагается (Приложение 2).
Проведены экспериментальные исследования лабораторной модели индукционного насоса. Сравнение расчетных и экспериментальных значений тягового усилия для случаев различного перекрытия индуктора вторичным элементом показало хорошее совпадение (погрешность не превышает 18% даже при неполном перекрытии). Выполнены исследования тепловых режимов работы лабораторной модели. Сравнение экспериментальных и расчетных кривых нагрева показало расхождение в температурах не более 10%.
Проведены исследования полупромышленного образца насоса. Даны рекомендации по выбору материала канала. Выполнено сравнение расчетных и экспериментальных значений тягового усилия и мощностей для вариантов исполнения вторичного элемента в виде пластин из различных металлов. Показано, что по усилию наибольшее расхождение получено для сплава МНЦ15-20, погрешность составила около 20%. В немалой степени это можно объяснить неточным заданием электрофизических свойств материала вторичного элемента.
В результате выполненных исследований решена важная научно-практическая задача - разработана методика математического моделирования электромагнитных и тепловых процессов линейной индукционной машины и на этой основе создан работоспособный опытно-промышленный образец трехфазного двухручьевого МГД-насоса для транспортировки жидкого цинка. Конкретные результаты работы сводятся к следующему.
Разработана методика электромагнитного расчета плоской линейной индукционной машины на основе детализированных магнитных схем замещения. В отличие от известных в данной методике предусмотрен учет поперечного краевого эффекта во вторичном элементе. Для этого машина разбивается по поперечной оси на ряд полос (элементарных машин), связанных между собой контурными токами в участках полос вторичного элемента. Магнитная проницаемость вдоль ферромагнитных сердечников принимается много большей, чем поперек шихтовки. Модель позволяет исследовать распределение токов по продольной и поперечной осям вторичного элемента. 2. С использованием данного подхода показана возможность приближенного учета поперечного краевого эффекта в рамках известных моделей на основе ДМСЗ путем использования коэффициента Болтона при расчете электропроводности вторичного элемента. Проведена оценка точности приближенной методики для рассматриваемого типа машин. 3. С использованием разработанной модели исследованы характеристики насоса при изменении числа полюсов, частоты питающего тока и схемы соединения секций обмотки. Даны рекомендации по выбору этих параметров. 4. Проведены исследования характеристик насоса при различной степени заполнения канала металлом при его частичном погружении в металл. Даны рекомендации по повышению эффективности насоса в этих режимах работы. Предлагается для этого выполнить на входном краю насоса необмотанный (шунтирующий) участок магнитопровода и перегородки с боковых сторон канала. Поперечные усилия в данной области металла канала при этом увеличивают напор насоса. 5. Разработана методика теплового расчета насоса на основе эквивалентных тепловых схем с использованием результатов электромагнитного расчета. Определена допустимая по нагреву обмотки индуктора продолжительность работы насоса. Рассмотрены возможности использования различных материалов для изготовления канала с учетом свойств и температуры жидкого цинка. 6. Исследована возможность и целесообразность дополнительного подогрева движущегося и остывающего в металлотракте расплава с помощью насоса. Даны рекомендации по выбору схемы соединения секций обмотки индуктора, с наибольшей эффективностью обеспечивающей насосу выполнение одновременно функций транспортирования и подогрева металла. 7. Исследована лабораторная модель насоса в электродинамическом приближении. Результаты исследования использованы для оценки корректности предлагаемой математической модели а также для разработки методических материалов к студенческому лабораторному практикуму по дисциплине «Специальные электротехнологические установки». 8. Разработан опытно-промышленный образец насоса для транспортировки жидкого цинка в условиях АО «Каменск-Уральский завод обработки цветных металлов». Проведены исследования этого образца в электродинамическом приближении и промышленные испытания в заводских условиях.
