李春建，曾澄光，李宗錕，練樹(shù)生，黃梓淦，馬曉茜

(1. 廣州中電荔新熱電有限公司，廣東 廣州 511340；2.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510641)

隨著經(jīng)濟(jì)的持續(xù)發(fā)展，我國(guó)針對(duì)節(jié)能減排的政策日趨嚴(yán)格[1]。在燃煤電廠的運(yùn)行中，為了保證蒸汽品質(zhì)和鍋爐的安全運(yùn)行，需要從鍋筒中連續(xù)排出部分鹽濃度較高的溶液，使?fàn)t水品質(zhì)符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求，該溶液即為連排污水[2]。排污不僅會(huì)造成工質(zhì)損失，增加鍋爐補(bǔ)水量，還會(huì)造成大量熱損失，不利于電廠節(jié)能[3-4]。當(dāng)前，鍋爐的連排廢水主要有2種回收方法：一是通過(guò)連排擴(kuò)容器進(jìn)行閃蒸回收；二是通過(guò)換熱器回收余熱[5-6]。但是上述方法具有熱回收效率較低、運(yùn)行成本較高等缺點(diǎn)[7]。目前，噴霧蒸發(fā)熱回收技術(shù)受到許多關(guān)注，其原理主要是利用高溫再熱蒸汽的熱量，蒸發(fā)被霧化的連排水并混合均勻?；旌险羝?jīng)過(guò)處理后被作為供熱蒸汽加以利用，達(dá)到節(jié)能和提高經(jīng)濟(jì)性的目的。該工藝能實(shí)現(xiàn)熱量的完全回收，成本較低，具有明顯優(yōu)勢(shì)[8]。研究連排水的噴霧蒸發(fā)特性，對(duì)改善霧化效果和蒸發(fā)效果具有重要意義。

近年來(lái)，許多學(xué)者利用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)技術(shù)來(lái)研究液體噴霧蒸發(fā)的過(guò)程[9-10]。楊彬等[11]基于離散相模擬研究脫硫廢水在煙道內(nèi)的蒸發(fā)過(guò)程，發(fā)現(xiàn)煙氣溫度越高，液滴直徑越小，蒸發(fā)效率越高。孫城等[12]采用液滴蒸發(fā)模型研究橡膠廢水的噴霧蒸發(fā)特性，結(jié)果表明增加煙氣流速和降低煙氣含水量均有利于液滴蒸發(fā)。Liu等[13]對(duì)高鹽廢水在多種因素影響下的蒸發(fā)效果進(jìn)行考察，發(fā)現(xiàn)氣體溫度和流量對(duì)液滴蒸發(fā)速率影響較大。金宏偉等[14]研究了脫硫廢水液滴的蒸發(fā)情況，結(jié)果表明粒徑較小時(shí)，液滴的集中蒸發(fā)區(qū)域較小。

連排水含有較多的雜質(zhì)，例如磷酸鹽、二氧化硅等，其蒸發(fā)特性與純水有差異，同時(shí)也容易堵塞噴嘴。另外，其蒸發(fā)產(chǎn)物的粒徑均勻性差，容易堵塞后續(xù)過(guò)濾裝置。然而，目前研究主要針對(duì)脫硫廢水等高鹽廢水的噴霧蒸發(fā)特性，缺乏對(duì)連排水的研究。另外，對(duì)于連排水蒸發(fā)產(chǎn)物粒徑分布的研究較少，不利于噴霧蒸發(fā)技術(shù)在連排水熱回收中的應(yīng)用。

對(duì)此，為某330 MW燃煤電廠設(shè)計(jì)連排水蒸發(fā)管，研究連排水霧化蒸發(fā)特性及其蒸發(fā)產(chǎn)物的粒徑分布。這將有助于提高連排水在管內(nèi)的蒸發(fā)效果，從而提高熱回收效率?？紤]到雜質(zhì)粘貼管壁造成的結(jié)垢問(wèn)題，還考察了析出鹽分的貼壁概率。

1 數(shù)值建模

1.1 物理模型

采用圖1所示的蒸發(fā)管來(lái)研究霧化后連排水蒸發(fā)過(guò)程。蒸發(fā)管分為3段：噴入段、縮放段和混合段。抽取一部分高溫再熱蒸汽進(jìn)入管內(nèi)作為熱源，霧化后的連排水從噴嘴處進(jìn)入蒸發(fā)管，在縮放段和混合段與再熱蒸汽混合并蒸發(fā)。液滴蒸發(fā)后，析出鹽分顆粒，被下游的過(guò)濾裝置捕集。在縮放段喉部，管徑減小，蒸汽速度增大，有利于液滴蒸發(fā)。

圖1 蒸發(fā)管幾何結(jié)構(gòu)Fig.1 Geometry of evaporator tube

1.2 數(shù)學(xué)模型

模擬計(jì)算涉及到氣液兩相流動(dòng)。氣相作為連續(xù)相，須滿足連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程。因?yàn)殪F化液滴的體積分?jǐn)?shù)小于10%，可以將其作為離散相處理。液滴尺寸較小，主要受自身重力和蒸汽曳力的作用[15]。氣液兩相的傳熱傳質(zhì)過(guò)程如下[16-18]：

(1)

Tvap≤Tp≤Tbp；

(2)

(3)

式中：mp、cp、Tp、Ap、dp分別為顆粒的質(zhì)量、比熱容、溫度、表面積和粒徑；Tv為蒸汽溫度；h為對(duì)流換熱系數(shù)；hlg為液滴汽化潛熱；kv為蒸汽導(dǎo)熱系數(shù)；Rep為粒子相對(duì)蒸汽運(yùn)動(dòng)的雷諾數(shù)；Tvap、Tbp分別為液滴蒸發(fā)溫度和沸騰溫度。

連續(xù)相的再熱蒸汽采用歐拉坐標(biāo)系，離散相的連排水液滴采用拉格朗日坐標(biāo)系，湍流方程選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。為計(jì)算液滴軌跡，開(kāi)啟離散相模型(discrete phase model，DPM)和隨機(jī)軌道模型。粒子類型選擇多組分顆粒，以模擬多組分液滴的傳熱和蒸發(fā)過(guò)程。選擇SIMPEL算法進(jìn)行求解，首先進(jìn)行連續(xù)相的計(jì)算，穩(wěn)定后進(jìn)行連續(xù)相與離散相的耦合迭代，直至獲得穩(wěn)定的結(jié)果。

1.3 邊界條件與基本工況

計(jì)算時(shí)，將高溫再熱蒸汽作為工作蒸汽，邊界條件設(shè)置為速度進(jìn)口；霧化噴嘴類型為壓力旋流噴嘴，噴嘴均距離圓心55 mm，呈圓周陣列分布，單個(gè)噴嘴的噴射量一致；蒸發(fā)管出口邊界條件設(shè)置為壓力出口?？紤]到邊界層的影響，管壁采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。離散相在蒸汽進(jìn)出口的邊界條件為逃逸，在管壁處則為反彈。表1給出基本工況參數(shù)，圖2所示為噴嘴位置分布。

表1 基本工況參數(shù)Tab.1 Basic working condition parameters

圖2 不同數(shù)量噴嘴的位置分布Fig.2 Position distributions of different numbers of nozzles

1.4 網(wǎng)格劃分與無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

相比于非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格具有精度高、運(yùn)算速度快等優(yōu)勢(shì)。因此，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)幾何模型進(jìn)行劃分，并在橫截面處進(jìn)行O型網(wǎng)格處理，使網(wǎng)格質(zhì)量超過(guò)0.7。圖3所示為網(wǎng)格劃分示意圖。

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of meshing

為了檢驗(yàn)網(wǎng)格數(shù)量對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的影響，分別采用150 000、300 000、450 000、700 000、1 000 000和1 300 000共6種數(shù)量的網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行仿真，獲取液滴蒸發(fā)率隨網(wǎng)格數(shù)量的變化趨勢(shì)，結(jié)果如圖4所示。由圖4可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于700 000時(shí)，蒸發(fā)率波動(dòng)較小，說(shuō)明700 000的網(wǎng)格數(shù)量已滿足模擬計(jì)算的精度要求。

圖4 網(wǎng)格數(shù)量對(duì)蒸發(fā)率的影響Fig.4 The effect of the numbers of grids on evaporation rate

2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，根據(jù)Sureshkumar等人[19]的管道噴霧蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，利用熱空氣干燥霧化液滴，其原理與本文類似，可為本文模型提供可靠性驗(yàn)證。本文模擬得到風(fēng)管出口處的干球溫度和濕球溫度，與管道噴霧蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)表2。結(jié)果表明，所有參數(shù)的相對(duì)誤差均小于5%，證明了數(shù)值模擬的可靠性。

表2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparisons of experimental data and simulation results

3 結(jié)果與討論

3.1 物理場(chǎng)分析

研究連排水在管內(nèi)蒸發(fā)的物理場(chǎng)對(duì)工藝優(yōu)化具有重要意義。采用基礎(chǔ)工況(表1)的工藝參數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，蒸發(fā)管中心截面處的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和液滴軌跡場(chǎng)的變化情況如圖5所示。

從圖5(a)可以看出，連排水經(jīng)過(guò)噴嘴霧化后，以約30 m/s的速度進(jìn)入蒸發(fā)管，與主流蒸汽形成較大的相對(duì)速度，促進(jìn)了水汽摻混，有利于液滴蒸發(fā)和熱量回收。其次，汽水混合物在喉部速度升高，雷諾數(shù)增大，也提高了蒸發(fā)率。在蒸發(fā)管尾部，氣流速度趨于均勻，對(duì)管道和下游設(shè)備的沖擊較小。

從圖5(b)可以發(fā)現(xiàn)，霧化液滴噴入后，氣流溫度迅速下降，形成明顯的低溫區(qū)域，表明水汽之間在進(jìn)行劇烈的傳熱傳質(zhì)過(guò)程。另外，低溫區(qū)集中在中軸線附近，而管壁周圍的溫度較高，說(shuō)明此處的液滴含水量很少，能夠減輕對(duì)管壁的粘附以及腐蝕風(fēng)險(xiǎn)。

圖5(c)顯示了液滴的軌跡分布，可以看出經(jīng)過(guò)霧化后，液滴粒徑較小，有利于快速蒸發(fā)，從而縮小管的尺寸。結(jié)合溫度場(chǎng)可以發(fā)現(xiàn)，水分在管內(nèi)能有效蒸發(fā)，析出結(jié)晶鹽。

圖5 液滴蒸發(fā)物理場(chǎng)Fig.5 Droplet evaporation physical field

圖6所示為噴嘴出口和蒸發(fā)管出口的液滴粒徑分布(dm為平均粒徑，σ為粒徑標(biāo)準(zhǔn)差，下同)。可以看出，噴嘴出口的粒徑類似于正態(tài)分布，大部分顆粒分布集中在35～45 μm范圍內(nèi)。在蒸發(fā)管出口處，水分已完全蒸發(fā)，即圖6(b)中結(jié)晶鹽的粒徑分布。由此可見(jiàn)，鹽分的平均粒徑和粒徑標(biāo)準(zhǔn)差都小于1 μm，且只有不到4%的顆粒直徑超過(guò)1 μm。

噴嘴出口處液體霧化效果與液體種類(連排水和純水)具有差異性，見(jiàn)表3。相同工況下，連排水液滴的平均粒徑和粒徑標(biāo)準(zhǔn)差都大于純水液滴。由于鹽分的存在，連排水霧化后產(chǎn)生更多大尺寸液滴，導(dǎo)致霧化效果稍差于純水液滴。

表3 噴嘴出口液體霧化效果與液體種類的關(guān)系Tab.3 The relationship between liquid atomization effect at nozzle outlet and liquid type

3.2 噴嘴壓力的影響

噴嘴壓力對(duì)液滴水分蒸發(fā)和粒徑分布有重要影響，圖7所示為不同噴嘴壓力下液滴在管內(nèi)停留時(shí)間和蒸發(fā)率的變化曲線。由表7可知，在4～5 MPa范圍內(nèi)，隨著噴嘴壓力增加，顆粒的水分蒸發(fā)率逐漸上升，且上升的趨勢(shì)有所減緩。當(dāng)噴嘴壓力達(dá)到5 MPa時(shí)，顆粒水分已完全蒸發(fā)。同時(shí)，不同壓力下，液滴停留時(shí)間分別為0.193 6 s、0.191 2 s、0.191 6 s和0.193 5 s，相差不大，說(shuō)明停留時(shí)間不是影響水分蒸發(fā)率的主要因素。

表7 不同噴嘴數(shù)量下顆粒貼壁概率Tab.7 Droplet adhesion probability with different nozzle numbers

圖7 不同噴嘴壓力下液滴平均停留時(shí)間和蒸發(fā)率的變化曲線Fig.7 Variation curves of droplet mean residence time and evaporation rate under different nozzle pressures

噴嘴出口液滴的平均粒徑、速度與噴嘴壓力的關(guān)系見(jiàn)表4。

表4 噴嘴出口液滴的平均粒徑、速度與噴嘴壓力的關(guān)系Tab.4 Relationship between mean particle size and velocity of nozzle outlet droplet and nozzle pressure

在噴嘴出口處，液滴的平均粒徑隨著壓力的增加而顯著降低，而液滴速度則有所提高。分析原因可知：一方面，增加噴嘴壓力能提高液滴的初始速度，使蒸汽和液滴之間的傳熱傳質(zhì)過(guò)程加劇，加快了蒸發(fā)速率，提高了連排水熱量的回收效率；另一方面，液滴粒徑減小后，其比表面積增大，同時(shí)單個(gè)液滴顆粒的質(zhì)量下降，有利于液滴在更短的時(shí)間內(nèi)完全蒸發(fā)。

圖8所示為不同噴嘴壓力下的蒸發(fā)管出口顆粒粒徑分布變化。由圖8可以看出，噴嘴壓力從4 MPa增加到5 MPa，顆粒粒徑的平均值和標(biāo)準(zhǔn)差分別下降到原來(lái)的1.02%和0.63%，下降幅度較大。主要原因是壓力提高增強(qiáng)了破碎效應(yīng)，減小了液滴的初始粒徑，并且促進(jìn)了其蒸發(fā)。值得注意的是，蒸發(fā)率越大，粒徑分布的峰值越往減小的方向移動(dòng)。這是因?yàn)檩^小的液滴更容易完全蒸發(fā)，形成鹽分顆粒，提高了小直徑顆粒所占比例，而較大的液滴蒸發(fā)速率較慢，導(dǎo)致還有部分大直徑顆粒殘留。當(dāng)噴嘴壓力達(dá)到5 MPa時(shí)，水分已完全成為水蒸氣，即顯示的是結(jié)晶鹽的粒徑分布。

圖8 不同噴嘴壓力下蒸發(fā)管出口顆粒粒徑分布Fig.8 Particle size distributions at the outlet of evaporation tube under different nozzle pressures

綜上所述，為了保證液滴的蒸發(fā)效果，以及減小出口顆粒粒徑的標(biāo)準(zhǔn)差，建議噴嘴壓力不小于5 MPa。

3.3 噴嘴數(shù)量的影響

噴嘴數(shù)量對(duì)液滴蒸發(fā)率和停留時(shí)間的影響如圖9所示。由圖9可見(jiàn)，增加噴嘴的個(gè)數(shù)可提高液滴的蒸發(fā)率，并能在一定程度上增加其停留時(shí)間。表5所列為噴嘴出口液滴的平均粒徑、速度與噴嘴數(shù)量的關(guān)系，可以看出，增加噴嘴數(shù)量后，單個(gè)噴嘴的噴射水量減小，噴口速度下降，而該處的液滴粒徑基本不變。隨著噴嘴數(shù)量增加，噴射水量逐漸分散，與蒸汽的接觸更為充分，增強(qiáng)了對(duì)流換熱強(qiáng)度，從而提高了蒸發(fā)效率。

圖9 不同噴嘴數(shù)量下液滴平均停留時(shí)間和蒸發(fā)率的變化曲線Fig.9 Variation curves of droplet mean residence time and evaporation rate with different nozzle numbers

表5 噴嘴出口液滴的平均粒徑、速度與噴嘴數(shù)量的關(guān)系Tab.5 Relationship between mean particle size and velocity of nozzle outlet droplet and numbers of nozzles

圖10所示為不同噴嘴數(shù)量下蒸發(fā)管出口顆粒粒徑分布的變化。由圖10可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)噴嘴數(shù)量多于3個(gè)時(shí)，顆粒粒徑分布相差不大，原因是顆粒水分已蒸發(fā)完全，粒徑減小。特別需要指出的是，若采用2個(gè)噴嘴進(jìn)行霧化，顆粒粒徑分布明顯分散，最大顆粒粒徑超過(guò)42 μm。這是因?yàn)?個(gè)噴嘴工況下單個(gè)噴嘴流量較大，霧化效果較差，產(chǎn)生了部分大尺寸液滴，造成蒸發(fā)不完全。為了盡可能實(shí)現(xiàn)熱量的回收利用，減少顆粒粒徑分布的分散性，噴嘴數(shù)量應(yīng)不少于3個(gè)。

圖10 不同噴嘴數(shù)量下蒸發(fā)管出口顆粒粒徑分布Fig.10 Particle size distributions at the outlet of evaporation tube with different nozzle numbers

3.4 工作蒸汽流量的影響

工作蒸汽流量對(duì)霧化液滴的蒸發(fā)效果和粒徑分布影響較大，圖11所示為蒸汽流量對(duì)液滴蒸發(fā)率和平均停留時(shí)間的影響情況。

圖11 不同工作蒸汽流量下液滴平均停留時(shí)間和蒸發(fā)率的變化曲線Fig.11 Variation curves of droplet mean residence time and evaporation rate under different working steam inlet flow

由圖11可以看出，隨著蒸汽流量增加，蒸發(fā)率逐漸上升，在蒸汽流量達(dá)到6 kg/s時(shí)液滴的蒸發(fā)率為100%。此外，液滴平均停留時(shí)間也隨著蒸汽流量的增加而減小。一方面，蒸汽流量越大，其流速越大，液滴速度隨之提高，其到達(dá)出口所需要的時(shí)間縮短；另一方面，蒸汽流量增加意味著能夠給霧化液滴蒸發(fā)提供更多的熱量，氣液間溫差加大，促進(jìn)了液滴蒸發(fā)。管內(nèi)整體溫度隨著蒸汽流量的增加而增大，對(duì)應(yīng)液滴蒸發(fā)速率的提高，如圖12所示。

圖12 不同工作蒸汽流量下蒸發(fā)管中心截面溫度分布Fig.12 Temperature distribution in the center section of evaporator tube under different working steam flow rates

圖13所示為蒸發(fā)管出口顆粒粒徑在不同蒸汽流量下的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)。蒸汽流量為3 kg/s時(shí)，出口顆粒粒徑平均值和標(biāo)準(zhǔn)差最大，分布越分散。對(duì)應(yīng)的水分蒸發(fā)率最低。顯然，隨著蒸汽流量的增加，粒徑平均值和標(biāo)準(zhǔn)差逐漸減小，意味著顆粒粒徑更加均勻。當(dāng)蒸汽流量大于5 kg/s時(shí)，顆粒粒徑分布集中，標(biāo)準(zhǔn)差小于1 μm。從熱回收利用和粒徑分布的角度看，蒸汽流量越大越好，在連排水量為1.67 kg/s的工況中，推薦蒸汽流量應(yīng)不小于5 kg/s，但抽取過(guò)多的再熱蒸汽會(huì)影響機(jī)組的運(yùn)行。

圖13 不同工作蒸汽流量下蒸發(fā)管出口顆粒粒徑Fig.13 Particle size at the outlet of evaporation tube under different working steam flow rates

3.5 工作蒸汽進(jìn)口溫度的影響

工作蒸汽溫度是影響連排水蒸發(fā)效率的關(guān)鍵因素之一，圖14所示為液滴蒸發(fā)率和停留時(shí)間隨工作蒸汽進(jìn)口溫度的變化曲線。

圖14 不同工作蒸汽進(jìn)口溫度下液滴平均停留時(shí)間和蒸發(fā)率的變化曲線Fig.14 Variation curves of droplet mean residence time and evaporation rate under different working steam inlet temperatures

由圖14可知，蒸汽進(jìn)口溫度越高，液滴蒸發(fā)率越高，平均停留時(shí)間越短。這是因?yàn)閭鳠狎?qū)動(dòng)力體現(xiàn)在溫度差上，隨著蒸汽溫度上升，氣液間溫差也隨之升高，傳熱驅(qū)動(dòng)力增強(qiáng)，有利于液滴蒸發(fā)。另外，在質(zhì)量流量不變的情況下，蒸汽溫度上升，速度增大，縮短了液滴在管內(nèi)的停留時(shí)間，不利于液滴蒸發(fā)。但是這種影響相對(duì)較小，可以忽略不計(jì)。

工作蒸汽進(jìn)口溫度的變化對(duì)蒸發(fā)管出口顆粒粒徑的影響如圖15所示。由圖15可見(jiàn)，粒徑的平均值和標(biāo)準(zhǔn)差變化趨勢(shì)相似，溫度從751 K升高到791 K時(shí)，二者有明顯減小，說(shuō)明蒸汽溫度上升能促進(jìn)顆粒的縮小和均勻化。當(dāng)溫度大于791 K時(shí)，由于顆粒水分已蒸發(fā)完畢，粒徑平均值和標(biāo)準(zhǔn)差變化不大。綜上所述，在連排水量為1.67 kg/s的工況中，工作蒸汽溫度應(yīng)不低于791 K。

圖15 不同工作蒸汽進(jìn)口溫度下蒸發(fā)管出口顆粒粒徑Fig.15 Particle size at the outlet of evaporation tube under different working steam inlet temperatures

3.6 連排水鹽分貼壁分析

連排水蒸發(fā)后析出的鹽分有一定幾率貼在管壁上，造成管壁結(jié)垢和腐蝕。在接觸壁面的顆粒中，含水率超過(guò)5%的部分顆粒粘貼壁面的概率大為增加[20]。表6—9為該部分顆粒在不同工況下的貼壁概率。

表6 不同噴嘴壓力下顆粒貼壁概率Tab.6 Droplet adhesion probability at different nozzle pressure

從表6—9可見(jiàn)，當(dāng)噴嘴壓力達(dá)到5 MPa時(shí)，顆粒貼壁概率明顯下降。一方面，該工況下的顆粒尺寸更小，蒸發(fā)速率更快，使得含水率迅速減?。涣硪环矫?，小顆粒慣性較小，更容易隨蒸汽流動(dòng)。此外，結(jié)合3.3節(jié)的分析可知，增加噴嘴數(shù)量有利于改善液滴顆粒的蒸發(fā)效果，從而減小較高含水率顆粒的貼壁概率。同時(shí)，增加工作蒸汽流量和提高其溫度也有助于改善顆粒貼壁的情況。

表8 不同工作蒸汽流量下顆粒貼壁概率Tab.8 Droplet adhesion probability with different steam flow

表9 不同工作蒸汽進(jìn)口溫度下顆粒貼壁概率Tab.9 Droplet adhesion probability at different steam inlet temperatures %

4 結(jié)論

a)在基礎(chǔ)工況下，霧化液滴與蒸汽能均勻混合且快速蒸發(fā)。液滴蒸發(fā)產(chǎn)物分布較為集中，平均粒徑和粒徑標(biāo)準(zhǔn)差都小于1 μm。

b)噴嘴壓力從4 MPa提高到5 MPa，液滴蒸發(fā)率提高了3.6%。噴嘴壓力的升高使得液滴粒徑縮小，增大了蒸發(fā)速率。同時(shí)，液滴蒸發(fā)產(chǎn)物的粒徑也更加均勻。研究表明，噴嘴壓力應(yīng)至少為5 MPa。

c)液滴蒸發(fā)率隨著噴嘴數(shù)量的增加而增加。在2個(gè)噴嘴工況中，液滴蒸發(fā)效果不良，顆粒粒徑分布與其他工況相比明顯分散。因此，噴嘴數(shù)量應(yīng)不少于3個(gè)。

d)增大工作蒸汽流量，供應(yīng)液滴蒸發(fā)的熱量也相應(yīng)增加。不僅促進(jìn)了液滴蒸發(fā)，也使產(chǎn)物粒徑和標(biāo)準(zhǔn)差減小。當(dāng)蒸汽質(zhì)量為6 kg/s時(shí)，蒸發(fā)率可以達(dá)到100%。

e)提高工作蒸汽進(jìn)口溫度，使得液滴蒸發(fā)率提高、停留時(shí)間減少。由于溫度越高，傳熱驅(qū)動(dòng)力越強(qiáng)，液滴蒸發(fā)速率越快。當(dāng)溫度從751 K升高到791 K時(shí)，產(chǎn)物粒徑平均值和標(biāo)準(zhǔn)差分別減小96.3%和98.1%。

f)提高噴嘴壓力、增加噴嘴數(shù)量、增大工作蒸汽流量和提高工作蒸汽溫度均有助于降低顆粒貼壁的概率。