CN103328951A - 用于超细粒子的先进的层流水凝结工艺 - Google Patents

Abstract

本工艺涉及通过层流形式的水凝结将具有几纳米至几百纳米数量级直径的空中漂浮的颗粒增大为具有若干微米数量级直径的微滴。本工艺提出几种先进的设计，包括使用双级冷凝器。其具有测量在空气或其他气体中悬浮的粒子的数量浓度，收集这些粒子以及聚焦这些粒子的应用。

Description

用于超细粒子的先进的层流水凝结工艺

相关申请的交叉引用

本申请要求2010年8月27日提交的标题为“用于尘埃粒子上不依赖于浓度的水凝结的动力学限制生长小室”的美国临时专利申请第61/402,348号的权益并且通过引用并入本文。

技术领域

本工艺涉及测量尘埃粒子的数量浓度、空气传播时的聚焦粒子以及通过水凝结的生长收集尘埃粒子。特别地，其涉及直径在几纳米至几毫米大小范围内的粒子。

背景技术

大多数尘埃粒子难以直接检测因为它们具有小于可见光波长的直径。凝结生长常常被用于将这些粒子增大至可以被光学检测的大小，由此提供容易地检测尘埃粒子数目浓度的方法。凝结增大同样被用于使得能够为了化学或暴露分析而空气动力学聚焦或收集粒子。

具有几纳米至几百纳米直径的超细粒子不容易通过凝结增大。在几乎所有的实例中，这些超细粒子必须在它们开始通过凝结生长之前必须处于蒸汽过度饱和的环境中。蒸汽过度饱和意味着平面上浓度比蒸汽平衡浓度高。需要这一增加数量的蒸汽来克服与其曲率和表面张力有关的粒子表面能。

Hering和Stolzenburg介绍了一种方法在层流中产生水蒸汽的过度饱和(美国专利6,712,881，Hering，SV；Stolzenburg，MR，“A method for particle sizeamplification by water Condensation in a laminar，thermally diffusive flow”，AerosolScience and Technology 39：428-436，2005)。早前，层流凝结方法已经使用慢扩散物质例如丁醇作为凝结液体。Hering和Stolzenburg的方法明确说明了水蒸汽的高分子扩散系数并且使用单级的温暖的湿壁凝结器在层流中通过水凝结获得生长。

用于通过水凝结产生小粒子生长的第二种层流方法是Hering和Lewis描述的“扩散混合”方法(美国专利7,736,421)。这一方法围绕着具有分层形式的较温暖的饱和鞘流的气溶胶流。一旦汇合，热量和水蒸汽通过扩散在两个流之间交换。水蒸汽以稍微高于其被围绕的流加温的速度扩散至较冷的气溶胶流中，在气溶胶流中产生水蒸汽过度饱和的区域。

发明内容

公开了用于层流水凝结系统的工艺的多个实施方案。在一个方面中，使用较窄的流尺寸将示例的粒子数量浓度对系统性能的影响最小化。在第二方面中，提出降低出口流的温度和水蒸汽含量的二级凝结器。这一第二方面可与第一方面的较窄流尺寸组合应用。在第三方面，提出用于需要更均匀然而有限的微滴生长的特殊应用的不同类型的二级凝结器设计，例如当微滴被用作蒸汽相中材料的吸收体时。在第四方面，提出允许检测柴油机废气粒子物质所需要的用于低过度饱和时粒子活化和生长的更长的滞留时间的设计。这些实施方案中的每一个已经通过所开发用于描述层流凝结系统的多个建模工具鉴定。这些实施方案可应用于包括管形和平行板结构的各种几何形状。

附图说明

图1a和1b说明现有技术中的层流凝结方法。

图2a说明根据本发明工艺的凝结器的第一个实施方案。

图2b说明根据本发明工艺的凝结器的第二个实施方案。

图2c说明根据本发明工艺的凝结器的第三个实施方案。

图2d说明根据本发明工艺的凝结器的第四个实施方案。

图3a是图2a的凝结器设计的温度概况的曲线图。

图3b是图2b的凝结器设计的温度概况的曲线图。

图3c是图2c的凝结器设计的温度概况的曲线图。

图3d是图2d的凝结器设计的温度概况的曲线图。

图4a-4c显示不同粒子浓度和凝结器直径的圆柱体单级凝结器中饱和概况如何不同。

图5a，5b显示两个不同凝结器直径的单级凝结器的计算的出口微滴大小。

图6显示具有两个不同凝结器直径的两个单级凝结器以及活化粒子的不同数量浓度的开尔文当量直径，其与活化直径有关。

图7a、7b显示对于不同尺寸的分别为圆柱体和平行板几何形状的单级凝结器微滴直径随流向的发展。

图8a、8b显示两级的启动器-平衡器凝结器结构的不同结构的中线饱和比和微滴生长。

图9a-9c显示将使用启动器-平衡器凝结器结构获得的饱和比、温度和水蒸汽含量与用单级凝结器获得的相比较。

图10将使用启动器-平衡器凝结器结构获得的出口微滴尺寸与用单级凝结器获得的相比较。

图11将使用启动器-平衡器凝结器结构获得的开尔文当量直径与用单级凝结器获得的相比较。

图12a-12c显示在整个粒子浓度和管径范围将使用启动器-平衡器凝结器结构获得的微滴大小与用单级凝结器获得的相比较。

图13在整个粒子浓度范围和两个管径将使用启动器-平衡器凝结器结构获得的开尔文当量直径与用单级凝结器获得的相比较。

图14a、14b显示用于扩散混合方法的启动器-平衡器结构的开尔文当量和露点的概况。

图15a和15b显示用于平行板结构的启动器-平衡器结构的开尔文当量和露点的概况。

图16a和16b显示作为启动器长度除以体积流速的函数获得的最大饱和比的相关性。

图17显示启动器-蒸发器结构的饱和比。

图18显示微滴随启动器-蒸发器结构中的四个流动轨道的发展

图19显示获得自启动器-斜坡结构的开尔文当量直径。

图20a和20b显示具有两个启动器部分(每个之后是平衡器部分)的四级凝结器的开尔文当量概况和露点。

图21a和21b显示对于图20的四级凝结器微滴大小随中线和中点流动轨道的发展。

具体实施方式

层流水凝结工艺被用于将水凝结在悬浮于空气或其他气体介质中的超细粒子上并且通过凝结使其生长以形成直径几微米的微滴。这一大小的微滴之后可使用各种技术来分析。

美国专利6,712,881中描述的层流水凝结系统在本文中称作“差别扩散”。通常，其由预调节器以及之后的凝结器组成，如图1a中所说明的这两者都具有湿的圆柱形壁。这些可由管制得，气流以基本上分层的方式通过所述管。可选择地，所述壁可以是平行板。在任一种几何形状中，壁的温度都受到控制以使凝结器的壁比预调节器的壁更温暖。根据已知的教导，电热设备可被用于调节预调节器的壁温并且加热器被用于调节凝结器的壁温。可选择地，可使用用作热量泵的电热设备冷却预调节器并加热凝结器。将较冷的层流从较冷的预调节器流至温暖的湿壁凝结器时，水蒸汽和热量两者都从所述壁扩散至所述流中。由于其较高的扩散率，水输送更迅速，产生具有沿中线的其最大值的蒸汽过度饱和的区域。

美国专利6,712,881的差别扩散方法最初商业使用的实施方案使用长度230mm的单管，内径9.5mm，1L/min的空气流速(Hering，SV；Stolzenburg，MR；Quant，FR；Oberreit DR.，Keady，PB.，A laminar-flow，water-based condensationparticle counter(WCPC)，Aerosol Science and Technology，39：659-672，2005)。整个管与湿的通管丝成一线。前半部维持约20℃的温度并起预调节器的作用。后半部被加热到60℃的温度并起凝结器的作用。

美国专利7,736,421描述的层流水凝结方法本文称作“扩散混合”。如图1b所示，这一方法可与预调节器以及之后的凝结器一起来使用，其中流出预调节器的样品空气气流在其进入凝结器之前被温暖的饱和或部分过度饱和的空气的鞘围绕。凝结器的壁是湿的并且被加热以符合鞘流的露点。当两个流以分层方式汇合，水蒸汽和热量从鞘流扩散至较冷的粒子流，产生粒子流中水蒸汽过度饱和的区域。

在本发明工艺的独特的方面中，凝结器设计被改进。凝结器是产生水蒸汽过度饱和以起始粒子上亚毫米至纳米大小范围的凝结生长的地方，并且其是这些颗粒随后通过凝结生长以形成直径几个毫米的微滴的地方。蒸汽过度饱和区域的产生本身是非平衡的过程，其取决于热量和水蒸汽输送的相对速度。

本文所公开的工艺的第一方面显示通过在凝结器中使用较窄尺寸，较小直径的管或空间上较紧密的平行板，在大范围的粒子浓度改进了性能。具体地，将第一系统(图2a)的管直径从9.5mm减少至4.6mm，则活化以通过凝聚生长的粒子的最小大小更少受到所示例的粒子的数量浓度的影响。相似地，使用具有3mm间隙的平行板在大范围浓度提供更加均一的性能。已经发现在2mm至5mm(包含5mm)范围内的管径和2mm至5mm(包含5mm)范围内的平行板间距在本发明的工艺中可行。这一较窄的凝结器在图2a中说明。其可与图1a的差别扩散方法或图1b的扩散混合方法一起使用。这一第一方面使用如现有发明所公开的凝结器中相同的温度概况。这一温度概况在图3a中说明，其是凝结器温度在经过凝结器的流的方向上沿凝结器长度的曲线图。除了入口处具有从预调节器过渡的短斜坡之外，凝结器壁具有比入口流更温暖的均一的温度。

所提出的本发明工艺的第二方面用由短的温暖的“启动器”部分以及之后的较长较冷的“平衡器”部分组成的整体具有湿壁的二级凝结器取代初始的单温度区凝结器。这在图2b中说明。启动器和平衡器所需要的组合长度大约与初始单温度区凝结器所需要的相同或为对于1L/min的流来说大约12cm。

这一工艺被称为“启动器-平衡器”凝结器。其温度概况在图3b中说明并且显示从预调节器温度至随后是较长较冷部分的相对短的温暖部分的迅速升高，。如所示的，性能与初始单温度区凝结器类似，具有其可能减少出口流的温度和露点的优点。

本发明工艺的第三方面用由温暖的干壁“蒸发器”取代上文描述的相对冷的湿壁“平衡器”。这一技术说明于图2c中。蒸发器的壁温与启动器相同或略高。在一个实施方案中，启动器的壁温是大约50℃而蒸发器的壁温是大约50℃。启动器具有通管丝或其他装置以维持湿壁，然而蒸发器没有通管丝。因为蒸发器壁的温度与流出启动器的流的露点一样高或更高，这些壁保持干燥。启动器-蒸发器凝结器的温度概况示于图3c中，其中虚线表明蒸发器壁是干燥的。这一方法限制了最大微滴大小并且可以被装配为重新蒸发所形成的微滴。本工艺的这一方面适用于需要环绕蒸汽中微滴和材料之间的相互反应时。

本工艺的第四方面使用短的温暖的湿壁启动器，大部分如上文所描述，并且随后是具有沿其长度的线性温度斜坡的较长的湿壁部分。所述壁被整个浸湿。这在图2d中说明。相应的温度概况在图3d中给出。本工艺的这一方面可提供沿每个流动轨道的长间隙范围的均一的饱和条件。其被设计以适应由于它们的疏水性质不容易活化并且需要在过度饱和的区域中更多时间来活化的那些物质。

本工艺的第二、第三和第四方面可与在第一方面开发的凝结器的大小估计组合以提供整个粒子浓度范围的均一性能。这些凝结器设计可与其中流进入温暖的湿壁凝结器的差别扩散方法或其中温暖饱和的鞘流被引入气溶胶流周围的扩散混合方法一起使用。所有这些方面都可用于多种几何形状，包括管或平行板，或稍微聚集的管或平行板。

可使用说明微滴生长的细节的数字模型理解这些结构中的每一种的性能。层流凝结系统的这一数字模型包括与使得壁温随流的长度而变化的与微滴形成有关的凝结热量释放和蒸汽消耗并且适应圆柱形管或平行板几何形状。

根据这一数字模型，温度(T)和水蒸汽浓度(c)是稳定对流扩散方程的解。

v·▽T＝α▽²T(温度)

v·▽c＝D▽²c(水蒸汽浓度)

其中α是空气的热扩散率并且D是空气中水蒸汽的分子扩散率。在圆柱形对称系统中，假定速度v仅在z向并且具有充分展开的抛物线流概况，温度方程变为

$2U[1-{(r/R_0)}^2]\frac{\∂T}{\∂z}=\mathrm{\α}(\frac{1}{r}\frac{\∂}{\∂r}\left(r\frac{\∂T}{\∂r}\right)+\frac{{\∂}^{2}T}{\∂z^2})---\left(1\right)$

其中r和z分别是径向和轴向坐标，R_o是管半径并且U是平均流速。对于平行板几何形状，方程变为

$\frac{3}{2}U[1-{(x/X_0)}^2]\frac{\∂T}{\∂z}=\mathrm{\α}(\frac{{\∂}^{2}T}{\∂x^2}+\frac{{\∂}^{2}T}{\∂z^2})---\left(2\right)$

其中z是所述流的方向，x是从中线的垂直距离并且δ＝2X_o，是板间的间隔。第三维，板的总厚度，假定为无限大。以平均温度估算的流体性质被作为整个域中的常数。

水蒸汽浓度的概况是通过用分子扩散系数D取代α并用浓度c取代T的类似的方程来确定的。饱和比S被定义为水蒸汽的部分压力和与局部温度有关的平衡水蒸汽压力之间的比。

在湿的表面，边界条件(管的)由下式给出

c(R₀)＝c_sat(T_wick(z))

T(R₀)＝T_wick(z)

其中T_wick是湿的表面的温度概况(例如冷的，向热的过渡)而C_sat(T_wick)是相应于T_wick的露点的水蒸汽浓度(100％RH)。

对于凝结生长的活化来说重要的量是开尔文当量直径。这在每个点从饱和比和温度概况以及凝结蒸汽的性质来计算。开尔文当量半径定义为：

$d_K=\frac{4{\mathrm{\σ}}_s{M}_w}{\mathrm{\ρ}{R}_{g}T\log S}---\left(3\right)$

其中M_w、ρ和σ_s是分子量、液体密度和水的表面张力，R_g是气体常量，T是绝对温度而S是水蒸汽压力饱和比。开尔文当量直径相应于其当量蒸汽压通过饱和比S给出的水微滴的直径。对于粒子，活化直径同样取决于粒子化学性质。对于由没有被凝结蒸汽浸湿的材料组成的粒子，活化直径大于d_k。对于可溶解的粒子，如Kohler方程中Raoult项所描述的，在粒子表面溶解于凝结物降低了平衡蒸汽压并且粒子生长所需要的临界直径较小。

在已经计算了温度和蒸汽浓度域之后，通过将生长速度沿其轨道数字积分估算微滴生长。尽管微滴的大小和环境随其被携带通过凝结器而变化，但与微滴与其周围环境平衡所需要的时间相比时间量程较长。因此，当计算微滴在沿其轨道的某些点的生长速度时，使用其性质处于稳定状态并且其独自存在于无限的体积中的近似法。

具有稳态假设的微滴半径变化速度由下式给出：

$\frac{\mathrm{da}}{\mathrm{dt}}=\frac{D}{\mathrm{\ρ}}\frac{(c_{\∞}-c_s)}{a}\mathrm{\Φ}\left(a\right)$

其中c_∞是远离微滴的水蒸汽浓度(其使得来自对流扩散方程的量c简化)并且c_s是表面的浓度。因子(c_∞-c_s)/α是获得自球状对称扩散过程的浓度梯度。c_s的值通过水的饱和蒸汽压力确定，考虑微滴表面的温度T_s和开尔文关系：

$c_s=\frac{p_{\mathrm{sat}}\left(T_s\right)}{R_g{T}_s}\exp \left(\frac{4{\mathrm{\σ}}_s{M}_w}{\mathrm{\ρ}{R}_g{T}_s}\right)$

Φ(α)项是提供自由分子和连续介质区域之间连续性的校正项。Fuchs-Sutugin校对方法与等于下式的调节系数一起使用：

$\mathrm{\Φ}\left(a\right)=\frac{1+\mathrm{Kn}}{1.33K{n}^2+1.71\mathrm{Kn}+1}$

其中Knudsen数，Kn＝λ/α，是平均自由程与粒子半径的比。平均自由程通过

给出，其中

是平均分子速度。

微滴温度用相同的半稳态方法处理。热量经由热梯度项加入或减去。此外，意味着生长的浓度梯度贡献凝结热：

$\frac{\mathrm{\ρ}{C}_{p}a}{3}\frac{d{T}_s}{\mathrm{dt}}=k_v\frac{T_{\∞}-T_s}{a}+H_{\mathrm{vap}}D\frac{(c_{\∞}-c_s)}{a}$

其中k_v是蒸汽相的导热率，H_vap是水的蒸发热，而T_∞是远离微滴的温度，换句话说，T来自对流扩散方程。假设微滴中恒定的流体性质和快速的温度平衡，微滴温度和大小的这些关系通过沿流线随时间采取小步骤向前数值求解。

最后，高的数量浓度的影响以迭代法处理。计算微滴生长后，蒸汽的消耗和凝结热被加至对流扩散方程。将生长和扩散计算迭代以获得自相容结果。

我们的数值解是使用将扩散方程积分的Crank-Nicholson法获得的。在低粒子浓度限制下，对Stolzenburg和McMurry的所解析的级数解(M.Stolzenburg和P.McMurry，An ultrafine conedensation nucleus counter，Aerosol Science andTechnology 14：48-65，1991)和恒定壁温验证模型。

使用上文模型，可为各种层流水凝结系统结构中整个大范围示例性粒子浓度产生恒定饱和概况提供设计标准。使用整个粒子浓度范围的相似的饱和概况，最小可检测粒子大小上的变化被最小化，并且微滴生长更加一致。如下文所示，首先检验单级凝结器，尽管所开发的概念同样用于本文所介绍的多级凝结器。

本工艺的第一方面在图4中说明。具有图3a中所示的恒定壁温的图2a的单级冷凝器中所计算的饱和概况示于图4a中。流向是从左至右，并且中线沿着底轴。径向坐标r通过管半径Ro标准化。因为流是对称的，因此仅绘制一半的概况，从中线(r/Ro＝0)至边缘(r/Ro＝1)。轴向坐标，其为沿流向的相关性，除以体积流速。这些计算用于具有直径2Ro的圆柱形几何形状，其中流以20℃和100％RH进入凝结器并且凝结器的湿壁为60℃。其他操作条件已经获得相似的结果。

在非常低的粒子浓度，饱和概况不依赖于管径并且图4a的概况适用于窄口径和宽口径两种管。轴向依赖性随轴向位置与体积流速的比变化，通过以无量纲形式表达对流扩散方程来表示结果。因此，在两倍的体积流速，概况拉伸以使得当如所示的绘制时概况不会变化，但是需要两倍长度的管以完成整个概况。最大饱和是沿着中线在轴向距离与流速的比为0.32s/cm²处。其他操作条件已经获得相似的结果。尽管从一个等高线移至下一个需要的时间不依赖于流速，但这一转换时间随管径的增加而增加。

停留时间以及由此的管径对微滴生长中的考量是重要的。如通过将图4b和图4c对比可见，当管径较大时，在活化粒子的浓度达到10⁵/cm³时获得的饱和概况从图4a的接近零浓度实例更多地移位。这归因于较宽口径的管的较大的停留时间，其产生具有相应更多凝结热释放的更大的微滴。较小直径的管限制生长的时间，由此减少凝结热释放和蒸汽消耗的量并且在整个粒子浓度范围提供更稳定的性能。

图5a显示通过从接近零至2x10⁵/cm3范围的活化粒子的浓度的模型计算的窄口径管的微滴大小。图5b显示对于宽口径管的相同的计算。来自微滴形成期间的水凝结的凝结热释放加热流，并且由此增加平衡蒸汽浓度并且减少饱和比。对于初始实行的宽口径管，较高的浓度产生较小的微滴。对于现在“动力学限制生长”的窄口径管，微滴大小上的变化被大大降低。在高浓度，较窄的管产生与宽口径管几乎相同的微滴大小，但在低浓度，其微滴大小为来自较宽的管的大约一半。结果是整个范围在作为活化粒子的数量浓度的函数的粒子大小上窄得多。

较高离子浓度时降低的饱和比的另一个后果是活化直径上的增加。活化大小，是指将通过凝结生长的最小粒子，取决于液体和蒸汽之间的Gibbs自由能上的差异，其反过来取决于蒸汽的性质(表面张力、饱和比和温度)以及粒子的性质(溶解度、浸润力)。由方程(3)定义的开尔文当量直径描述比起收缩将更容易生长的水微滴的最小大小，并且表征对活化来说重要的大多数蒸汽性质。每个流的流线具有沿其轨道的表征性最小开尔文当量直径，可从其获得作为所遭遇的最小开尔文当量直径的函数的所述流的分量。图6显示这如何作为活化的数量粒子和生长管的直径的函数而变化。如同微滴直径，所述变化对于较大的管直径来说是最明显的。

图7a和7b比较圆柱形和平行板几何形状的模型结果。本文显示沿中线流轨道微滴大小上的发展。沿着停留时间较长的边缘的生长是最大的。对于所有的流轨道，微滴生长在高粒子数量浓度时明显较少。这一负面影响通过使用如图7a中窄口径凝结器或如图7b中更紧密间隔的平行板来最小化。

已经研究了许多不同的操作结构包括向上和向下的温度斜坡以及平行板和圆柱形几何形状并且证实是有用的。所有作为本公开内容的一部分并入。当可以改变低浓度时的微滴大小时，没有改变基本的结果。在低粒子浓度产生大微滴的这些条件显示明显的浓度影响，具有粒子浓度增加时微滴大小上的大大减少。在低浓度时产生较小微滴的较窄的管或更紧密间隔的板显示浓度增加时微滴尺寸上较少减少，以使高浓度时的微滴大小基本相等。较窄尺寸的使用为微滴生长提供了更少的时间，并且因此在低粒子浓度时动力学限制生长。在较高的浓度，生长受到凝结热释放的限制。我们的分析显示对于水凝结系统来说高粒子浓度时饱和比上的减少大部分归因于凝结热释放，以及来自蒸汽消耗的小贡献。

本工艺的第二个实施方案用图2b中所示的二级凝结器取代图2a的单级凝结器。这一二级凝结器由短的暖壁的“启动器”以及之后的冷壁的“平衡器”组成。启动器和平衡器的组合长度大致与单级冷凝器相同。启动器的壁比进入流的温度更温暖。通常这通过使用启动器之前具有温度低于启动器的温度的壁的预调节器来实现。平衡器的壁处于比启动器部分的壁更低的温度但是可以比预调节器更暖或更冷。启动器和平衡器两者的壁都是湿的。这一凝结器设计可与平行板或管状结构一起使用并且与差别扩散或扩散混合工艺一起使用。

在一个实施方案中，可在整个凝结器维持温暖湿壁以便促进微滴生长。然而，在可选择的实施方案中，这不是必需的。如果使用长的单级凝结器或者如果使用由短的暖壁部分(启动器)以及之后的冷壁部分组成的适当大小的二级生长区，沿中线的饱和比几乎是相同的。

图8a和8b比较5℃的流进入35℃启动器之后是在不同壁温操作的平衡器所计算的中线饱和比。壁是整个浸润的。在35℃的下游壁温的计算相应于单级冷凝器，而其他的较低的下游温度描述启动器-平衡器凝结器的不同结构。在所有实例中，启动器的长度除以流经其的空气流速是0.24s/cm²。选择这一长度正好足以提供与用单级凝结器获得的相同的最大饱和比。当忽略凝结加热和蒸汽消耗时，图8的计算相应于低粒子浓度。将所提出的计算用于圆柱形几何形状。受到低粒子浓度的限制，温度和饱和概况取决于轴向长度与通过管的体积流速的比但不依赖于管直径。因此，将结果作为轴向位置的与通过管的体积流速的比的函数作图，其中轴向位点被定义为从启动器入口向下游的距离。

如图8a中所示，沿中线的饱和比对平衡器的壁温相对不敏感。而且，最大饱和发生于启动器下游，0.32s/cm²的轴向位点与流速比处。这是因为花费一些时间将水蒸汽从启动器输送至流的中线，在此期间时间对流携带水蒸汽向下游。在下游流变冷并且水蒸汽被冷的壁移除。这两个过程的相对速度使得水蒸汽的移除由归因于具有对于平衡器中所有选择的操作温度来说饱和比概况几乎相同的结果的冷却的平衡蒸汽压的减少来补偿。

由于微滴生长由饱和比驱动，微滴生长与单级凝结器的相似。图8b将启动器-平衡器结构的中线建模的微滴生长与对单级凝结器建模的相比较。采用进入具有35℃湿壁的启动器以及之后的具有20℃湿壁的平衡器或者进入具有35℃湿壁的单级凝结器的5℃的气流对圆柱形几何形状进行计算。如图8a中，启动器的长度除以体积流为0.24s/cm²。之后的平衡器的长度除以体积流为0.56s/cm²。单级凝结器的长度除以体积流为0.8s/cm²。在具有短的暖的部分以及之后的较长的冷的部分的启动器-平衡器结构的末端输出的微滴大小几乎与整个具有湿壁的单级凝结器相同。如这些结果所说明的，微滴生长大部分发生在平衡器部分。启动器自身太短不能起到单级冷凝器的作用。是组合的启动器-平衡器提供了凝结的活化和微滴生长的时间。

图9a、9b和9c进一步提供了当在20℃操作的平衡器与短的35℃的启动器偶联的特定实例的细节。再次，对进入流进行计算，所述流为5℃。对具有整体的35℃湿壁的单级凝结器给出比较。所显示的是沿4个轨道从管的中线(r/Ro＝0)至接近边缘(r/Ro＝0.9)的饱和比、温度和水蒸汽含量。对于完全展开的层流，在r/Ro＝0.5的轨道和中线之间包含几乎一半的流体积。

图9a显示在所有径向位点，单级凝结器的峰值过度饱和与启动器-凝结器的相同。这意味着粒子凝结生长的活化将与单级凝结器相同。然而温度和水蒸汽含量大大减少。

如图9b中所示，出口温度接近壁温。而且，中线温度从未超过平衡器壁温而中值温度从未升至过22℃以上。因此大部分的流没有明显被启动器加热，当处理半不稳定材料时的一个重要方面。相反，使用单级凝结器时，所述流在到达其峰值过度饱和后继续加热，具有29℃和34℃之间的出口温度。如图9c中所示，在这一实例中，使用启动器-平衡器取代单级凝结器减少水蒸汽含量至大约二分之一。这可通过为平衡器选择仍较冷的壁温来进一步减少。对于单级冷凝器，水蒸汽在整个增长区被持续加至流。相反，对于启动器-平衡器，仅在流经过启动器时将水加至流。此外，水蒸汽中的一些在平衡器中被移除。由于减少的水蒸汽含量，收集或关注或检测毫无困难从凝结形成的微滴是可能的。特别地，对于给出的实例，通过取代会需要单级冷凝器的35℃在温和的～21℃操作下游组分来避免凝结是可能的。

图10将低粒子浓度时通过启动器-平衡器法生产的微滴大小与单级冷凝器的相比较。图11比较开尔文当量直径所表示的这两种结构的活化条件。用与图9的那些相同的条件进行这些计算，采用进入单级35℃湿壁凝结器的或者进入35℃湿壁启动器以及之后的20℃平衡器的潮湿的5℃的流。这些计算显示所形成的微滴的大小仅稍微较小，而活化条件相同。

图12和13显示示例性的粒子数量浓度对微滴大小和对活化大小的影响。如本工艺的第一方面，随着微滴数量浓度增加，微滴大小减少并且开尔文当量直径增加。基本上这归因于来自凝结热释放的对所述流的加热。正如上文所描述的，浓度影响通过使用较窄的管最小化。图12a显示当凝结器管的直径是4.6mm时使用和不使用平衡器时的计算的微滴直径。图12b显示凝结器6.3mm直径凝结器的这些结果而图12c显示凝结器9.5mm直径凝结器的这些结果。对于宽口径管，平均微滴大小从10μm变化至3μm，而对于窄管，其从6μm变化至3μm。较窄的管在低浓度时动力学限制微滴生长，提供更均一的整体微滴直径。相似地，如开尔文直径所表示的，较窄的管将粒子活化条件上的变化最小化。因此，本工艺的最佳实行是第一方面的窄的流尺寸与这一方面的启动器-平衡器生长区的组合。

启动器-平衡器工艺(图2b)也可被用于美国专利7,736,421的扩散混合概念。现于启动器的入口处将温的饱和流引入冷的气溶胶流周围的鞘中。合并的流经过启动器和平衡器。如同之前可使用短的启动器，具有0.25s/cm²的长度与体积流速的比。在这一实例中，饱和的鞘和启动器壁的温度都被设置在40℃并且平衡器壁温是15℃.进入流是5℃。图13a显示开尔文当量直径的概况。图13b显示露点。获得4.5nm的开尔文当量直径，其与在这些温度操作的初始的单级凝结器的相似。采用4.3mm直径的窄管，所计算的最终微滴大小在低浓度时5μm至2x10⁵/cm³时3.5μm的范围内，其再次与初始设计的窄管相似。然而，出口流的出口温度和露点从接近40℃降至刚好低于20℃。

图15显示平行板几何形状的启动器-平衡器中获得的开尔文当量直径和露点的概况。如同之前，5℃的进入流是潮湿的，启动器的壁是35℃并且平衡器的壁是20℃。平行板几何形状的径向定标取决于z/(qδ)，其中z是流向上的坐标，q是板的每单位宽度的流速而δ是间隔宽度。在简单的平行板几何形状中，采用单级凝结器，沿中线的最大过度饱和发生在自凝结器的入口处开始约z/(qδ)＝0.3s/cm2的轴向位点处。而在管状几何形状中，可使用延伸从生长区至最大中线过度饱和或z/(qδ)＝0.25s/cm2的位点的距离的四分之三的启动器长度。

图16a显示启动器的长度如何影响峰值过度饱和。对于圆柱形几何形状，曲线图，作为启动器长度的函数，是所获得的最大过度饱和除以通过在相同输入流和壁温下操作的无限长启动器产生的最大过度饱和。如上文，启动器长度被表示为这一长度与经过管的体积流速的比，并且壁是整体浸湿的。当启动器的壁比进入流温度高60℃时，在0.16至0.17s/cm²范围内的启动器长度与流速的比足以达到由无限长湿壁管所产生的饱和比的99％。这一范围适用从0℃至20℃的输入流温度范围。当启动器的壁比进入流温度高20℃，需要约0.23s/cm²的稍微较长的启动器长度与流速的比来达到这些操作温度的最大过度饱和的99％。定义启动器长度的这些参数适用于大范围的平衡器温度，范围从低于启动器温度5℃至20℃。

图16b显示对于平行板几何形状的类似的计算，其中启动器的长度现被绘制为与板的每单位宽度的体积流速q乘以板间距δ的比，即z/(qδ)。结果非常相似。当启动器的壁温比进入流温度高60℃时，约0.21s/cm²的启动器长度与量qδ的比足以达到用单级凝结器时可能的饱和比的99％。与使用圆柱形几何形状一样，当用启动器壁和启动器-平衡器凝结器的流之间较小的温差操作时，需要稍微较长的启动器长度。

因此，在各种几何形状中，使用由短的湿壁的暖的“启动器”以及之后较长的较冷壁的“平衡器”组成的二级凝结器能够获得与使用相同整体长度的单级暖湿壁凝结器时相同的粒子活化直径以及几乎相同的微滴生长。而且，达到与使用单级凝结器相同的活化大小所需要的启动器的长度是使用单级凝结器时凝结器入口和最大过度饱和位点之间的距离的大约75％。对于本文给出的计算，使用比预调节器温度高30℃的凝结器壁的温暖部分，这相应于长度(0.25s/cm²)Q，其中Q是圆柱形几何形状的体积流速。对于平行板来说相似地，其为约(0.25s/cm²)(q/δ)，其中q是每cm板宽的体积流速而δ是板间的间隔。这一参数随着不同的操作温度或输入条件而稍微变化，但是通常在0.1至0.3s/cm²的范围内。如果使用较短的启动器，那么峰值过度饱和将稍微低于用较长的启动器在相同的温度所获得的。如果启动器较长，那么峰值过度饱和将不变，但是微滴大小将稍微较大，而随后的平衡器将仍旧冷却并减少流的水蒸汽含量。采用相对短的启动器可提供产生与较长的单级凝结器相同的峰值过度饱和必需的所有水蒸汽。在随后的平衡器中，温度和水蒸汽浓度以维持相对湿度的方式下降，与单级凝结器的非常相似。这导致相似的活化和生长但具有水蒸汽和温度上的显著下降并且当偶联检测器、观察孔或收集器时具有实行上的优点。

图2c和3c中所示的本工艺的第三方面使用具有启动器以及之后的“蒸发器”的二级凝结器。其被设计用于期望产生非常均一大小的微滴并且将它们迅速蒸发的专门的应用。这在期望载体气体中微滴和材料之间受控并且受限的相互作用时是有用的。如上文描述的使用与本工艺的第二方面中相同的标准设计启动器。但是代替使用平衡器继续微滴生长，可改为使用限制最大微滴大小并且之后干燥并且蒸发所凝结的水的蒸发器。我们的建模显示这具有将微滴大小对径向位点的依赖性最小化并提供均一的最大微滴大小的双重优点。与第二方面相同，这一方法可与动力学受限的生长组合以提供整个微粒数量浓度范围的稳定性能。

如图17中所示，使用这一方法获得高的过度饱和也是可能的。所绘制的是当将0℃的潮湿空气气流引入具有50℃的壁的管中时获得的饱和概况。湿壁启动器具有与流速距离0.10s/cm²的比例长度。随后的壁维持在相同的温度但是是干燥的。实行中，这通过将预调节器和启动器用与蓄水池相连的通管丝衬里而留下裸露的蒸发器壁来实现。在蒸发器中，比较保持干燥，因为流的露点低于壁温。在这一方案中，在启动器的末端的下游流速0.15s/cm²的轴向位点处达到峰值中线过度饱和。再次，因为流的中心的水蒸汽浓度来自于流的较早部分，这提供了与整个生长区均具有温暖的湿壁时基本上相同的活化效率。对于所给出的实例，中线饱和比达到2.9，其活化颗粒约3nm。

图18显示这一结构相应的微滴生长。微滴生长迅速，在沿着粒子轨道的饱和比降至1以下的轴向位点达到它们的最大直径。之后它们开始蒸发。在正常情况下，当整个生长区的壁都是湿的时，靠近壁的微滴大小是最大的，此处流较慢并且粒子有更多时间生长。在这一点上，如所示的，微滴大小非常均匀，几乎与半径位置无关。这是因为温暖的无水壁开始首先蒸发靠近壁的那些，其抵消了另外的生长时间。这些模型结果显示提供具有与半径位置无关的均匀最大直径的微滴是可能的。如果管以0.36s/cm²结束，现有的微滴在大小上将是非常均匀的。如果延长较长，微滴蒸发，但是这将提供递送均匀量的活性蒸发种类或之后将在蒸发时与粒子一起的来自周围气体的电荷的方式。

本工艺的第四个实施方案(图2d和图3d)再一次使用了启动器，这一次启动器之后是缓慢的温度斜坡。由模型所指导的，选择启动器的初始温度跃迁以及之后的温度斜坡以提供沿着每条粒子轨道的均匀活化条件是可能的。这示于图19中，其将1L/min体积流速时管形几何形状实例的开尔文当量作图，其中进入流是12℃，启动器壁温是25℃，之后是结束于42℃(或1.2℃/cm)的14cm长的斜坡。这些概况与整个管的体积流速成比例。采用这一构型，开尔文当量直径在每个流轨道中的大部分几乎恒定。在所有前述实施例中，沿流轨道的饱和概况显示极大的最大值并且之后衰退。相反，在本工艺的这一方面，一旦获得最大开尔文当量直径，其在剩余流轨道的大部分中保持。这提供了低过饱和比率时活化和生长的最大时间，如活化疏水性粒子可能需要的。通过测试柴油机排放而检测这一特定方法，其中所需要的测试程序具体为23nm时50％粒子以及40nm时90％或更多粒子的检测。

上文描述的部分同样可结合形成多级冷凝器。例如，第二实施方案中描述的启动器-平衡器之后可以是另一个启动器-平衡器。图20显示四级冷凝器的开尔文当量直径和露点概况，所述四级冷凝器由40℃启动器，之后的5℃平衡器，之后的第二40℃启动器，之后的第二5℃平衡器组成。进入流为5℃和95％RH，而冷凝器壁是整个浸润的。最小开尔文当量直径和露点概况与简单的二级启动器-平衡器构型相比变化不大。然而所形成的微滴大得多，尤其是5x10⁴cm^-3下示例的浓度。较大的微滴尺寸使得光学检测微滴或通过惰性方式收集它们更加容易。

除了上文给出的建模，已经对上文描述的本工艺的前两个实施方案实验验证了微滴生长预测。这使用空气动力学粒度仪(Model 3021可从TSI Inc.，St.Paul，MN获得)测量现有微滴直径来完成。对于单级冷凝器，这些实验室测量证实管的直径从9.5mm下降至4.6mm减少了微滴大小随微滴浓度的改变。对于第二个实施方案，采用短的启动器以及之后的冷的平衡器，我们的实验证明这产生与用相同直径和长度的单级暖壁冷凝器操作时几乎相同的微滴大小。而且，除了具有相当受限的冷凝器有效的流速范围，采用两级启动器-平衡器冷凝器，在低于的10分之一的流速操作是可能的。产生一致的微滴大小的最大流速相应于约0.3s/cm2的启动器长度与流速的比例，与上文建模相符。在较低流速，启动器与最大过饱和的位点相比更长并且微滴生长与单级冷凝器相似。随后的平衡器简单地起到在降低温度和露点时为微滴生长提供多一点时间和距离的作用。

上文所有描述适用于层流冷凝器。然而，本工艺的第二个实施方案的平衡器同样可用作当第一级将不同温度的两个饱和的流混合时的冷凝器的第二级。不同温度的饱和的流的混合是已经建立的用于生产蒸汽过饱和的方法并且与任何类型的冷凝蒸汽一起起作用，并且是蒸汽压力平衡曲线的非线性性质的结果。正如平衡器被用作层流冷凝器的第二级以降低露点和温度而继续微滴生长，我们的模型同样显示这样的冷凝器可被用作混合类型冷凝器的第二级，并且相似地降低露点而对相对湿度没有显著影响并且因此继续促进微滴生长。

尽管已经以结构特征和/或方法行为描述了主题，但应当理解的是所附的权利要求中定义的主题并非必须限定于上文描述的特定特征或行为。相反，本文描述的特定的特征和行为作为实现权利要求的实施例形式而公开。

Claims (20)

1.一种在空气流中产生水蒸汽过饱和的方法，其包括：

以层流将气流在入口引入湿壁冷凝器中，所述气流在所述入口处具有入口温度T0，所述冷凝器具有出口；

控制具有一定长度并靠近所述入口的所述冷凝器的第一部分到高于T0至少5℃的第一温度T1；

控制所述第一部分和所述出口之间的所述冷凝器的第二部分处于低于T1的第二温度T2；所述第二部分具有比所述第一部分的长度更长的第二长度。

2.如权利要求1所述的方法，其中所述冷凝器的所述第一部分和所述第二部分限定了一个体积，其中将空气引入所述冷凝器产生所述体积中的体积空气流速，并且其中所述第一部分的长度与所述体积空气流速的比小于0.3s/cm²。

3.如权利要求1所述的方法，其中所述冷凝器的所述第一部分和所述第二部分形成具有小于4mm的内部直径的圆柱体几何形状。

4.如权利要求1所述的方法，其中所述冷凝器的所述第一部分和所述第二部分形成包括提供所述温度的第一和第二平行板的体积，所述平行板间隔4mm或更小。

5.如权利要求1所述的方法，其还包括将所述气流引入所述冷凝器之前的预调节器，所述预调节器提供与预先选择的T0值相等的温度的气流，其中T0可比室温温度更低或更高。

6.如权利要求6所述的方法，其中所述预调节器将所述气流的相对湿度升高至所述温度T0时的90％或更高的值。

7.如权利要求1所述的方法，其还包括步骤：

将所述冷凝器的第三部分控制至高于T2的温度T3，和

将所述冷凝器的第四部分控制至低于T3的温度T4，其中连续部分之间的温度差的绝对值至少为5℃。

8.如权利要求1所述的方法，其进一步包括步骤：

使所述空气流经过所述冷凝器的多个连续温度受控部分，所述连续部分具有可选择的比T2更高或更低的温度，其中连续部分之间的温度差的绝对值至少为5℃并且较冷的部分比之前温暖的部分更长。

9.如权利要求1所述的方法，其中所述第二部分具有一定长度并且所述控制第二部分包括控制所述温度T2为沿所述长度大致恒定。

10.如权利要求1所述的方法，其中所述第二部分具有一定长度并且所述控制第二部分包括控制所述温度为沿所述长度逐渐从T1至T2。

11.如权利要求1所述的方法，其中所述引入步骤包括将温度T0的空气流周围环绕高于T0的温度T3的饱和空气流，所述流以分层方式在第一部分汇合。

12.一种用于在空气流中产生水蒸汽过饱和的方法，其包括

以层流将气流在入口引入冷凝器中，所述空气在所述入口处具有入口温度T0，所述冷凝器具有出口，所述冷凝器具有第一湿壁部分和第二干壁部分；

控制具有一定长度并靠近所述入口的所述冷凝器的第一部分至高于T0至少5℃的第一温度T1；

控制所述第一部分和所述出口之间的所述冷凝器的第二部分处于等于或高于T1的第二温度T2。

13.如权利要求12所述的方法，其中所述冷凝器的所述第一部分和所述第二部分限定了一个体积，其中将空气引入所述冷凝器产生所述体积中的体积空气流速并且其中所述第一部分的长度与所述体积空气流速的比小于0.3s/cm²。

14.如权利要求12所述的方法，其中所述引入步骤还包括将所述空气流周围环绕处于高于T0的温度T1的饱和空气流，所述流以分层方式汇合并且使所述两个空气流经过湿壁冷凝器，所述冷凝器的第一部分具有处于约温度T1的湿壁而第二部分具有处于等于或高于T1的第二温度T2的干壁。

15.如权利要求14所述的方法，其中所述冷凝器的所述第一部分和所述第二部分形成具有小于4mm的内部直径的圆柱体几何形状。

16.如权利要求14所述的方法，其中所述冷凝器的所述第一部分和所述第二部分形成包括提供所述温度的第一和第二平行板的体积，所述平行板间隔4mm或更小。

17.一种用于在空气流中产生水蒸汽过饱和的方法，其包括

以层流将气流在入口引入湿壁冷凝器中，所述空气在所述入口处具有入口温度T0，所述冷凝器具有出口；

控制具有一定长度并靠近所述入口的所述冷凝器的第一部分至高于T0至少5℃的第一温度T1；

控制所述第一部分和所述出口之间具有一定长度的所述冷凝器的第二部分以具有线性增加的温度，所述线性增加的温度具有靠近所述第一部分的温度T1并向所述出口增加。

18.如权利要求17所述的方法，其中所述引入步骤包括将处于温度T0的所述空气流周围环绕处于高于T0的温度T3的饱和空气流，所述流以分层方式汇合。

19.如权利要求18所述的方法，其中所述冷凝器的第二部分比所述第一部分更长。

20.如权利要求19所述的方法，其中所述冷凝器的所述第一部分和所述第二部分限定了一个体积，其中将空气引入所述冷凝器产生所述体积中的体积空气流速并且其中所述第一部分的长度与所述体积空气流速的比小于0.3s/cm²。

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