作者提出的蒸发器自然循环推动力H1计算式如下:
式中的δt表示循环母液从加热室得到显热提高的温度,ho为沸腾室开始汽化的理论深度；ρ、ｃ、γ、ｍ为蒸发母液的密度与比热、溶剂的汽化热与分子量，P0、T0和P1、T1分别代表蒸汽标准状态与出口处状态的温度与压力；K1、K2、K3分便表示沸腾室汽化过程的温度不平衡度影响系数、开始汽化的深度不平衡影响系数和汽化过程非线性影响系数，作者在常压蒸发的中试测得到的数据分别在0.75～0.85、0.70～0.90的范围。由（1）式可知自然循环推动力强化的沸腾室的基本原则是蒸发汽化过程的平衡度。因此，采用较大截面的沸腾室，可提高沸腾室蒸发汽化过程的平衡度。
沸腾室应该有足够的深度，提高沸腾室蒸发汽化过程的平衡度。但是，不同蒸发压力的蒸发器采用相同深度的结构是不合理的，应该是蒸发压力愈大深度也愈大。
蒸发压力愈低，相同动力温度δt。下的汽化深度h0愈小，出口动能损失又愈大，因此自然循环的推动力愈小，必须更加重视加热室的低阻力问题。
4 沸腾室出口结构
沸腾室母液汽化后体积高倍膨胀，汽液混合物的出口速度远比进口时高得多。因此，汽液混合物在沸腾室内加速消耗的能量使提供给自然循环流路的有效推动力明显减少。表1给出了母液在加热室提高4℃、汽化平衡度0.8、不同蒸发压力、不同循环流速条件下的出口动能损失值计算结果。可见，出口动能损失的影响不容忽视。作者在常压蒸发的中试中测量得到的K3在0.88～0.93的范围。从降低出口动能损失的角度考虑，除了加压蒸发器外，常压蒸发器和真空蒸发器必须将沸腾室设计成渐扩形，并且蒸发压力愈低，出口扩展角要求越大。
5 加热室结构
由（1）式可知，首先是采用自动清洗式的高效传热强化技术来适当提高温度δt，但是δt不是愈大愈好，因为过高的δt势必会使出口动能损失急剧增加，并且还会导致平衡系数K1 K2降低和加热室流动阻力过大。
管内自动清洗元件的阻力一般都是相当大的。自然循环的阻力主要是加热室的阻力。因此，自然循环蒸发器的自动清洗式加热室动力学设计必须高度重视阻力问题。
加热室内的自动清洗及其传热高效强化元件的阻力正比于流速的平方和加热管长度。为此作者配套研制了能够在低流速下实现自动清洗并且又能够高效强化传热的齿形扭带，如图2所示。
由于齿形扭带可以在0.5 m/s的自然循环低流速下自转清洗，阻力低只有每米1500Pa左右；并且齿形扭带的传热系数比自动清洗的光滑扭带还要高170 %[7，8]。这就意味着母液通过加热室得到同样的动力温度δT，所需的加热室长度及其相应的阻力均可以大幅度地减少。
若采用6 m的长管加热室，自然循环阻力也只有9000 Pa，不仅能够充分满足自然循环的动力学要求，而且还可以减少传热温差要求值，便于利用较低压力的加热蒸汽源，非常有利于企业的节能。
若采用3 m左右的短管加热室，自然循环总阻力降低到5000 Pa左右，不仅可以满足真空蒸发器自然循环的动力学要求，而且蒸发厂房的高度也可以大大减低，为企业创造更大的效益。
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