張 琳，高麗麗，崔 磊，趙慶良

（常州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 常州 213016）

有機(jī)廢水廣泛存在于石油、化工、食品、中間體等行業(yè)的廢水中，有機(jī)廢水一直是廢水處理中的難題。目前國(guó)內(nèi)企業(yè)大多采用多效蒸發(fā)工藝[1]，利用前效蒸發(fā)產(chǎn)生的二次蒸汽，作為后效蒸發(fā)器的熱源，但是一般只做到四效，四效后蒸發(fā)效果就不理想了。不管是單效蒸發(fā)還是多效蒸發(fā)，蒸發(fā)濃縮過(guò)程均需要消耗大量的生蒸汽。例如，對(duì)于四效的蒸發(fā)器，蒸發(fā)1 t水大約需要消耗0.35 t的蒸汽，電耗約15 kW·h，如果蒸發(fā)量為15 t/h的工業(yè)裝置，目前蒸汽市面價(jià)為230元/噸，工業(yè)電價(jià)為0.75元/千瓦時(shí)，則一年按300個(gè)工作日7200 h計(jì)算，蒸汽的運(yùn)行費(fèi)用約991萬(wàn)元/年。

機(jī)械蒸汽再壓縮蒸發(fā)（mechanical vapor recompression技術(shù)，簡(jiǎn)稱MVR），作為一種更加高效節(jié)能的蒸發(fā)工藝越來(lái)越被人關(guān)注，其工作原理如圖1所示，是將蒸發(fā)器蒸發(fā)產(chǎn)生的原本需要冷卻水冷凝的二次蒸汽，經(jīng)壓縮機(jī)壓縮升溫后，再送入蒸發(fā)器加熱室作為加熱熱源，替代生蒸汽循環(huán)利用。由于節(jié)省了生蒸汽，二次蒸汽的潛熱也得到了回收利用，節(jié)能節(jié)水效果非常顯著。國(guó)外MVR技術(shù)的研究開(kāi)展早且研究深入，特別在海水脫鹽方面已經(jīng)得到廣泛應(yīng)用[2-15]。國(guó)內(nèi)MVR研究起步較晚，發(fā)展也比較緩慢，但是近幾年，隨著國(guó)家節(jié)能環(huán)保減排政策的強(qiáng)制實(shí)施，企業(yè)界和學(xué)術(shù)界對(duì)MVR技術(shù)愈來(lái)愈關(guān)注，發(fā)展也比較迅速[16]，不斷有MVR在海水淡化、制鹽、廢水處理等行業(yè)的經(jīng)濟(jì)性和能效性分析研究[17-20]、實(shí)驗(yàn)研究[21-24]和應(yīng)用研究[25-27]方面的成果報(bào)道。但是總體來(lái)說(shuō)，國(guó)內(nèi)MVR還需要做大量的基礎(chǔ)研究工作，未來(lái)幾年MVR技術(shù)能否在國(guó)內(nèi)企業(yè)大規(guī)模成功推廣應(yīng)用，滿足企業(yè)節(jié)能減排的需求，取決于MVR系統(tǒng)工藝流程熱網(wǎng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)、高效安全可靠性蒸汽壓縮機(jī)[28-29]和高效蒸發(fā)器的自主研發(fā)，這3個(gè)方面的也是國(guó)內(nèi)MVR研究的主要發(fā)展方向。

圖1 機(jī)械蒸汽再壓縮蒸發(fā)系統(tǒng)工作原理圖

蒸發(fā)器作為MVR系統(tǒng)中的關(guān)鍵設(shè)備，其傳熱性能對(duì)整個(gè)系統(tǒng)的節(jié)能起有著非常重要的作用，特別是對(duì)低溫蒸發(fā)的MVR系統(tǒng)來(lái)說(shuō)，蒸發(fā)器的高效傳熱顯得尤為重要，關(guān)系到整個(gè)MVR系統(tǒng)是否能利用系統(tǒng)自身蒸發(fā)產(chǎn)生的二次蒸汽能量維持系統(tǒng)的正常運(yùn)行。

MVR系統(tǒng)的工藝流程設(shè)計(jì)，根據(jù)介質(zhì)、負(fù)荷和濃度的不同，可選擇單效降膜蒸發(fā)、單效升膜蒸發(fā)、單效降膜循環(huán)蒸發(fā)、單效升膜循環(huán)蒸發(fā)、多效降膜與升膜循環(huán)蒸發(fā)相結(jié)合的方式，循環(huán)方式可以選擇自然循環(huán)和強(qiáng)制循環(huán)，最終目的是工藝能效最優(yōu)化。對(duì)于處理量大、濃度為 1%的氨基酸廢水溶液，一般采用多效降膜與升膜循環(huán)蒸發(fā)相結(jié)合的工藝。降膜蒸發(fā)器或升膜蒸發(fā)器管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)的預(yù)測(cè)是設(shè)備設(shè)計(jì)的關(guān)鍵，因此開(kāi)展蒸發(fā)器管內(nèi)沸騰傳熱傳質(zhì)機(jī)理、實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究對(duì)工程設(shè)計(jì)很有指導(dǎo)意義。文獻(xiàn)[30-31]對(duì)降膜蒸發(fā)器管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究，關(guān)于氨基酸廢水溶液MVR系統(tǒng)中升膜循環(huán)蒸發(fā)器管內(nèi)沸騰傳熱特性的數(shù)值模擬研究還未見(jiàn)報(bào)道。

1 數(shù)學(xué)模型及其求解

1.1 湍流模型

MVR升膜蒸發(fā)器管內(nèi)的流動(dòng)為湍流，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，運(yùn)輸方程見(jiàn)式（1）、式（2）。

式中，σk、σε分別為湍動(dòng)能k和耗散率ε的普朗特?cái)?shù)；Gk、Gb分別為由層流速度梯度和浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；YM為可壓湍流脈動(dòng)對(duì)總耗散率的影響；Sk、Sc為用戶自定義項(xiàng)；μt為湍流黏度系數(shù)，由式（3）計(jì)算。

模型常量分別為：C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=1.0，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.0。

1.2 多相流模型

MVR升膜蒸發(fā)器管內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)同時(shí)也是一個(gè)蒸發(fā)相變多相流傳熱傳質(zhì)過(guò)程，在利用Fluent軟件進(jìn)行流場(chǎng)數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)，還需要選擇多相流模型。Fluent軟件中提供的多相流模型有：離散相模型、VOF模型（volume of fluid model）、混合物模型及歐拉模型。對(duì)于流動(dòng)中分散相的體積分?jǐn)?shù)≤10%的氣泡、液滴和粒子負(fù)載流動(dòng)，宜選用離散相模型; 對(duì)于流動(dòng)中分散相的體積分?jǐn)?shù)＞10%的氣泡、液滴和粒子負(fù)載流動(dòng)，宜選用混合物模型；對(duì)于分層/自由面流動(dòng)和活塞流流動(dòng)，宜選用VOF模型；對(duì)于流化床、泥漿流及水力沉降流動(dòng)，宜選用歐拉模型。蒸發(fā)器管內(nèi)的沸騰蒸發(fā)傳熱傳質(zhì)過(guò)程由于相之間互相貫穿并蒸發(fā)過(guò)程中產(chǎn)生的氣相體積分?jǐn)?shù)＞10%，所以選用混合模型。

混合模型的連續(xù)方程見(jiàn)式（4）。

混合模型動(dòng)量方程見(jiàn)式（5）。

混合模型能量守恒方程見(jiàn)式（6）。

通過(guò)第二相p的連續(xù)方程，可以得到混合模型第二相p的體積分?jǐn)?shù)方程，見(jiàn)式（7）。

1.3 相界面質(zhì)量和能量傳遞源項(xiàng)自定義

Fluent軟件多相流模型中假定各相質(zhì)量不變，而對(duì)于沸騰蒸發(fā)相變過(guò)程，氣液兩相的質(zhì)量隨著蒸發(fā)過(guò)程的進(jìn)行是不斷變化的，因此需要自定義氣液相之間的質(zhì)量傳遞和能量傳遞函數(shù)。

對(duì)于質(zhì)量傳遞過(guò)程，采用De Schepper等[32]提出的方程來(lái)計(jì)算質(zhì)量源項(xiàng)，如式（8）、式（9）。

氣、液兩相之間的能量傳遞過(guò)程是伴隨質(zhì)量傳遞過(guò)程進(jìn)行的，能量源項(xiàng)計(jì)算方程見(jiàn)式（10）。

式（8）～式（10）中，Tsat為蒸發(fā)溫度；Tliq為液體的溫度；αliq為液相容積率；ρliq為液相密度。將自定義（UDF）函數(shù)式（8）～式（10）采用 C語(yǔ)言源代碼編程，輸入到Fluent軟件中，F(xiàn)luent執(zhí)行 UDF函數(shù)式并結(jié)合流體力學(xué)模型方程來(lái)模擬沸騰蒸發(fā)傳熱傳質(zhì)過(guò)程。

1.4 計(jì)算方法

使用大型CFD模擬軟件Fluent對(duì)蒸發(fā)器管內(nèi)沸騰蒸發(fā)傳熱傳質(zhì)流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬研究。采用三維隱式分離求解器，控制方程的離散采用有限單元體積法，各標(biāo)量的離散值采用單元中心點(diǎn)存貯，動(dòng)量分量、湍動(dòng)能分量、耗散率、能量和體積分?jǐn)?shù)采用具有二階精度的二階迎風(fēng)插值格式，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，定義的收斂條件計(jì)算殘差分別設(shè)為：能量 10?6，連續(xù)性 10?3，速度 10?3。

1.5 邊界條件

（1）進(jìn)口邊界 采用速度進(jìn)口條件，入口速度分別設(shè)為0.5 m/s、0.65 m/s、0.8 m/s、1 m/s，流體進(jìn)口溫度采用與蒸發(fā)器工況一樣的參數(shù)，經(jīng)過(guò)預(yù)熱器后低溫沸點(diǎn)進(jìn)料，進(jìn)料溫度為T(mén)in=70 ℃（343 K），負(fù)壓操作，操作壓強(qiáng)為31170 Pa，湍流指定方法選擇湍流強(qiáng)度和水力直徑。

（2）出口邊界 采用自由出流邊界條件。

（3）壁面條件 管壁壁面采用無(wú)滑移固定壁面，MVR蒸發(fā)器傳熱管管外壁實(shí)際運(yùn)行工況是MVR壓縮機(jī)送過(guò)來(lái)的熱焓提高的二次蒸發(fā)熱源，由于管外蒸汽的冷凝也是一個(gè)相變過(guò)程，所以管外壁壁面設(shè)定恒溫加熱，加熱溫度分別為T(mén)wall=74 ℃（347 K）、76 ℃（349 K）、78 ℃（351 K）、80 ℃（353 K），即與管內(nèi)介質(zhì)的傳熱溫差分別為4℃、6 ℃、8 ℃、10 ℃。

1.6 模型幾何參數(shù)及網(wǎng)格設(shè)定

蒸發(fā)器傳熱管樣件為光管和波紋管，規(guī)格為φ25 mm×2.5 mm×1000 mm，波紋管波峰內(nèi)徑為27 mm，波谷內(nèi)徑為20 mm，波峰與波谷距離為20 mm，工作介質(zhì)為1%的氨基酸廢水溶液。采用Gambit軟件對(duì)光管和波紋管進(jìn)行建模和網(wǎng)格劃分，z方向?yàn)殚L(zhǎng)度方向，計(jì)算區(qū)域?yàn)檎麄€(gè)管子，網(wǎng)格劃分時(shí)在管壁附近設(shè)置邊界層，第一層網(wǎng)格尺寸為 0.5 mm，以1.1的網(wǎng)格增長(zhǎng)比率增長(zhǎng)，共10層，其余網(wǎng)格尺寸設(shè)定 為2 mm。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 湍流強(qiáng)度分布

圖2為進(jìn)口流速1 m/s、壁面加熱溫度351 K時(shí)，光管及波紋管沿軸向截面的湍流強(qiáng)度變化曲線。截面z=100 mm，z=200 mm，··，z=900 mm為流體流動(dòng)方向的波峰處；截面z=150 mm，z=250 mm，··，z=950 mm為流體流動(dòng)方向的波谷處。從圖2中可看出，光管的湍流強(qiáng)度剛開(kāi)始比較平緩，增大后又處于平緩趨勢(shì)。這是因?yàn)榱黧w在光管內(nèi)流動(dòng)，流體逐漸升溫并蒸發(fā)，隨著氣相的產(chǎn)生，流體的平均速度增大，使得湍流強(qiáng)度增大。當(dāng)氣相含氣率穩(wěn)定時(shí)，流體的湍流強(qiáng)度也趨于穩(wěn)定。同時(shí)，從波紋管和光管湍流強(qiáng)度對(duì)比發(fā)現(xiàn)，波紋管不論在波峰還是波谷處，其湍流強(qiáng)度都遠(yuǎn)比光管大。這是由于波紋管波峰波谷結(jié)構(gòu)的存在，使得流體湍流擾動(dòng)加劇，湍流強(qiáng)度不斷增大，強(qiáng)化了管內(nèi)流體和管壁間的對(duì)流換熱，對(duì)工質(zhì)的沸騰蒸發(fā)有強(qiáng)化作用。

2.2 溫度場(chǎng)分布

圖2 軸向不同截面平均湍流強(qiáng)度變化曲線

圖3 軸向不同截面平均溫度變化曲線

圖3為進(jìn)口流速為1 m/s、壁面加熱溫度為351 K時(shí)，光管和波紋管沿軸向截面的溫度變化曲線。從圖3可以看出，光管和波紋管內(nèi)的流體溫度變化趨勢(shì)一致，從入口到出口的蒸發(fā)沸騰換熱過(guò)程中，流體的溫度都逐漸升高。在進(jìn)口流速、壁面加熱溫度一定的情況下，波紋管管內(nèi)蒸發(fā)介質(zhì)的溫度明顯高于光滑管內(nèi)蒸發(fā)介質(zhì)的溫度，光管內(nèi)流體出口平均溫度為344.68 K，波紋管內(nèi)流體出口平均溫度為345.67 K。這是因?yàn)椴y管內(nèi)流體由于受到周期性變化的流道影響，使得流體在流動(dòng)過(guò)程中產(chǎn)生了強(qiáng)烈的擾動(dòng)，強(qiáng)化了傳熱，提高了換熱效率，使得波紋管內(nèi)流體整體溫度明顯高于光管。

2.3 含氣率分布

圖4為進(jìn)口流速為1 m/s、壁面加熱溫度為351 K時(shí)，光管及波紋管軸向沸騰蒸發(fā)相變含氣率變化曲線。從圖4中可以看出，波紋管和光管內(nèi)含氣率變化趨勢(shì)基本一致，沿軸向不斷增多。由于剛開(kāi)始流體未完全達(dá)到沸騰蒸發(fā)所需溫度，進(jìn)口段含氣率為 0，隨著流體流動(dòng)，壁面附近的液體溫度逐漸升高，開(kāi)始沸騰蒸發(fā)產(chǎn)生蒸汽，沿著流體流動(dòng)的方向液相越來(lái)越少，氣相越來(lái)越多。同時(shí)，通過(guò)波紋管和光管內(nèi)氣液分布圖對(duì)比發(fā)現(xiàn)，在相同進(jìn)口質(zhì)量流量和相同加熱溫度下，波紋管的含氣率相較于光管大。這是由于一方面波紋管特殊波紋結(jié)構(gòu)強(qiáng)化了流體的擾動(dòng)與混合，使流體湍流度增大；另一方面波紋管傳熱面積也大，傳熱效果好，使管內(nèi)介質(zhì)較快達(dá)到沸騰蒸發(fā)產(chǎn)生氣泡所需要的溫度，進(jìn)入飽和沸騰，強(qiáng)化了傳熱。

圖4 軸向不同沸騰蒸發(fā)含氣率變化曲線

2.4 平均沸騰傳熱系數(shù)分布

圖5為進(jìn)口流速為1 m/s時(shí)，平均沸騰傳熱系數(shù)隨管壁加熱溫度的變化曲線。從圖5中可以看出，在進(jìn)口流速為1 m/s時(shí)，隨著管壁加熱溫度的升高，平均沸騰傳熱系數(shù)都呈快速上升趨勢(shì)；同時(shí)，波紋管的平均沸騰傳熱系數(shù)遠(yuǎn)大于光管的平均沸騰傳熱系數(shù)。管壁加熱溫度從347 K增加到353 K，波紋管平均沸騰傳熱系數(shù)從 773 W/(m2·K)增加到 1954 W/(m2·K)， 而 光 管 從 396 W/(m2·K)增 加 到 884 W/(m2·K)，在相同加熱溫度下，波紋管的平均傳熱系數(shù)都大于光管，其中，波紋管最小平均沸騰傳熱系數(shù)是光管最小平均沸騰傳熱系數(shù)的2.09倍，波紋管最大平均沸騰傳熱系數(shù)是光管的2.21倍。

圖5 平均沸騰傳熱系數(shù)隨管壁溫度的變化曲線

圖6 平均沸騰傳熱系數(shù)隨流速的變化曲線

圖6為壁面加熱溫度為351 K時(shí)，平均沸騰傳熱系數(shù)隨進(jìn)口流速的變化曲線。從圖6中可以看出，在管外加熱溫度為351 K時(shí)，隨著流體進(jìn)口流速的增大，平均傳熱系數(shù)都呈快速上升的趨勢(shì)；同時(shí)，波紋管的平均沸騰傳熱系數(shù)遠(yuǎn)大于光管的平均沸騰傳熱系數(shù)。進(jìn)口流速質(zhì)量流量從 0.5 m/s增加到 1 m/s時(shí)，波紋管平均傳熱系數(shù)從887 W/(m2·K)增加到 1561 W/(m2·K)，而光管從 519 W/(m2·K)增加到734 W/(m2·K)，在相同進(jìn)口流速下，波紋管的平均沸騰傳熱系數(shù)都大于光管的平均沸騰傳熱系數(shù)，其中，波紋管最小平均沸騰傳熱系數(shù)是光管最小平均沸騰傳熱系數(shù)的1.71倍，波紋管最大平均沸騰傳熱系數(shù)是光管的2.13倍。

3 結(jié) 論

（1）采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型、多相流混合模型和相變質(zhì)量能量傳遞自定義函數(shù)可實(shí)現(xiàn)MVR升膜循環(huán)蒸發(fā)器管內(nèi)氨基酸廢水溶液在 70 ℃和 31170 Pa時(shí)的沸騰蒸發(fā)傳熱傳質(zhì)過(guò)程。

（2）在進(jìn)口流速1 m/s、壁面加熱溫度為351 K的條件下，光管內(nèi)流體湍流強(qiáng)度沿著管長(zhǎng)方向變化不明顯，在下游截面300 mm位置隨著溶液沸騰蒸發(fā)汽包的產(chǎn)生，湍流強(qiáng)度有所增加；而波紋管內(nèi)流體湍流強(qiáng)度沿著管長(zhǎng)增加幅度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于光管。

（3）管內(nèi)溶液溫度隨著管長(zhǎng)方向不斷升高，在相同軸向截面位置，波紋管的溫度比光管的高。

（4）管內(nèi)溶液沸騰蒸發(fā)產(chǎn)生的相變含氣率沿著管長(zhǎng)方向不斷增加，但相同相同截面位置波紋管的含氣率高于光管，波紋管的最高含氣率為35%，光管為30%。

（5）管內(nèi)平均沸騰傳熱系數(shù)隨著管壁加熱溫度和管內(nèi)進(jìn)口流速的升高而升高，不同管子結(jié)構(gòu)對(duì)傳熱性能有影響，波紋管平均沸騰傳熱系數(shù)最高是光管的2.2倍。

（6）前期數(shù)值模擬探索研究為MVR升膜循環(huán)蒸發(fā)器的工程設(shè)計(jì)提供了一定基礎(chǔ)，相關(guān)實(shí)驗(yàn)佐證工作有待進(jìn)一步深入。

[1]鄭賢助，戴艷，謝敏.高濃度含鹽化工廢水蒸發(fā)脫鹽回收處理的試驗(yàn)研究[J].污染防治技術(shù)，2009，22（4）：5-8.

[2]Al-Juwayhel F，El-Dessouky H，Ettouny H.Analysis of single-effect evaporator desalination systems combined with vapor compression heat pumps[J].Desalination，1997，114：253-275.

[3]WINCHESTER J A，MARSH C.Dynamics and control of falling film evaporators with mechanical vapour recompression[J].Trans IChemE，1999，77：357-371.

[4]Aybar Hikmet S.Analysis of a mechanical vapor compression desalination system[J].Desalination，2002，142：181-186.

[5]Rubina Bahar，Hawlader M N A，Liang Song Woei.Performance evaluation of a mechanical vapour compression desalination system[J].Desalination，2004，166：123-127.

[6]Helal A M，Al-Malek S A.Design of a solar-assisted mechanical vapor compression(MVC) desalination unit for remote areas in the UAE[J].Desalination，2006，197：273-300.

[7]Hisham Ettouney.Design of single-effect mechanical vapor compression [J].Desalination，2006，190：1-15.

[8]Mabrouk A A，Nafey A S，F(xiàn)ath H E S.Analysis of a new design of a multi-stage flash-mechanical vapor compression desalination process[J].Desalination，2007，204：482-500.

[9]Lara J R，Noyes G，Holtzapple M T.An investigation of high operating temperatures in mechanical vapor-compression desalination[J].Desalination，2008，227：217-232.

[10]Nafey A S，F(xiàn)ath H E S，Mabrouk A A.Thermoeconomic design of a multi-effect evaporation mechanical vapor compression (MEE-MVR)desalination process[J].Desalination，2008，230：1-15.

[11]Christopher Enweremadu，Adekojo Waheed，Jeremiah Ojediran.Parametric study of an ethanol–water distillation column with direct vapour recompression heat pump[J].Energy for Sustainable Development，2009，13：96-105.

[12]Eduardo Díez，Paul Langston，Gabriel Ovejero M，et al.Economic feasibility of heat pumps in distillation to reduce energy use[J].Applied Thermal Engineering，2009，29：1216-1223.

[13]Jogwar Sujit S，Daoutidis Prodromos.Dynamics and control of vapor recompression distillation [J].Journal of Process Control，2009，19：1737-1750.

[14]Veza Jose M.Mechanical vapor compression desalination plants-A case study [J].Desalination，1995，101：1-10.

[15]Aly NarmineH，AdelK El-Fiqi.Mechanical vapor compression desalination system-A case study[J].Desalination，2003，158：143-150.

[16]龐衛(wèi)科，林文野，戴群特，等.機(jī)械蒸汽再壓縮熱泵技術(shù)研究進(jìn)展[J].節(jié)能技術(shù)，2012，30（4）：312-315.

[17]焦冬生.機(jī)械壓汽蒸餾海水淡化系統(tǒng)的可用能分析[J].太陽(yáng)能學(xué)報(bào)，2008，29（10）：1197-1203.

[18]焦冬生，王軍.機(jī)械壓汽蒸餾海水淡化系統(tǒng)的性能分析[J].中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，39（1）：76-82.

[19]梁林，韓東，彭濤.機(jī)械蒸汽再壓縮硫酸銨廢水處理系統(tǒng)的分析，化學(xué)工程，2012，40（8）：74-78.

[20]杜樂(lè)意.機(jī)械熱壓縮制鹽工藝的經(jīng)濟(jì)先進(jìn)性[J].蘇鹽科技，2009（1）：16-18.

[21]焦冬生，王軍.機(jī)械壓汽蒸餾海水淡化系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)研究[J].水處理技術(shù)，2007，33（7）：37-40.

[22]梁林，韓東.機(jī)械蒸汽再壓縮蒸發(fā)器的實(shí)驗(yàn)[J].化工進(jìn)展，2009，28（s1）：358-360.

[23]韓東，彭濤，梁林，夏軍.基于機(jī)械蒸汽再壓縮的硫酸銨蒸發(fā)結(jié)晶實(shí)驗(yàn)[J].化工進(jìn)展，2009，28（s1）：187-189.

[24]韓東，彭濤，夏軍.采用蒸汽機(jī)械再壓縮的葡萄糖蒸發(fā)濃縮技術(shù)研究[J].淀粉與淀粉糖，2010（3）：21-23.

[25]周桂英，曲景奎，等.機(jī)械壓縮蒸發(fā)在麻黃素廢液處理中的應(yīng)用與分析[J].過(guò)濾與分離，2002，12（3）：14-16.

[26]陳留平，趙營(yíng)峰.機(jī)械熱壓縮制鹽工藝在鹽硝聯(lián)產(chǎn)中的應(yīng)用[J].鹽業(yè)與化工，2012，41（7）：33-36.

[27]張金鴻，侯霙，李海芳，等.機(jī)械蒸汽再壓縮技術(shù)處理反滲透濃水的中試研究[J].中國(guó)給水排水，2011，27（11）：1-4.

[28]Kima Tae-Gu，Leebr Hong-Chul.Failure analysis of MVR(machinery vapor recompressor) impeller blade[J].Engineering Failure Analysis，2003，10（3）：307 -315.

[29]Alexander Keith，Donohue Brian，F(xiàn)eese Troy，et al.Failure analysis of an MVR (mechanical vapor recompressor) impeller [J].Engineering Failure Analysis，2010，17（6）：1345-1358.

[30]Tarif Ali Adib，Bertrand Heyd，Jean Vasseur.Experimental results and modeling of boiling heat transfer coeff i cients in falling film evaporator usable for evaporator design [J].Chemical Engineering and Processing，2009，48：961–968.

[31]周文生，韓東.降膜蒸發(fā)器傳熱特性的數(shù)值模擬[J].化工進(jìn)展，2010，29（s2）：54-60.

[32]De Schepper Sandra C K，Heynderickx Geraldine J， Marin Guy B.Modeling the evaporation of a hydrocarbon feedstock in the convection section of a steam cracker [J].Computers and Chemical Engineering，2009，33（1）：122-132.