DE112011102842B4

DE112011102842B4 - Hochentwickelte Wasserkondensationstechnologie mit Laminarströmung für ultrafeine Partikel

Info

Publication number: DE112011102842B4
Application number: DE112011102842.3T
Authority: DE
Inventors: Susanne Vera Hering; Gregory S. Lewis; Steven R. Spielman
Original assignee: Aerosol Dynamics Inc
Current assignee: Aerosol Dynamics Inc
Priority date: 2010-08-27
Filing date: 2011-08-26
Publication date: 2023-02-02
Anticipated expiration: 2031-08-27
Also published as: US20150075372A1; WO2012027692A1; US20120048112A1; WO2012027692A8; US8801838B2; CN103328951A; DE112011102842T5; US9821263B2; CN103328951B; JP2013536444A; JP5908475B2

Abstract

Verfahren zum Erzeugen einer Wasserdampfsupersättigung in einem Luftstrom, umfassend:Einleiten eines Luftstroms in einer Laminarströmung in einen feuchtwandigen Kondensator, wobei der Luftstrom eine Einlasstemperatur T1 an einem Einlass des Kondensators hat, wobei der Kondensator einen Auslass hat;Steuern eines ersten Abschnitts des Kondensators, der eine Länge hat und neben dem Einlass liegt, auf eine erste Temperatur T2, die um mindestens 5°C höher als T1 ist; undSteuern eines zweiten Abschnitts des Kondensators zwischen dem ersten Abschnitt und dem Auslass bei einer zweiten Temperatur T3, die niedriger als T2 ist, wobei der zweite Abschnitt eine zweite Länge hat, die größer als die Länge des ersten Abschnitts ist,wobei der erste Abschnitt und der zweite Abschnitt des Kondensators ein Volumen definieren, wobei eindringende Luft laminar durch den Kondensator strömt, wobei in den Kondensator eindringende Luft eine volumetrische Luftströmungsrate in dem Volumen erzeugt, wobei das Volumen eine zylindrische Geometrie oder eine Parallelplatten-Geometrie mit einem Plattenabstand umfasst, wobei jede Platte eine Breite aufweist,wobei bei einer zylindrischen Geometrie ein Verhältnis der Länge des ersten Abschnitts zur volumetrischen Luftströmungsrate kleiner als 0,3 s/cm2ist, undwobei bei einer Parallelplatten-Geometrie eine Längeneinheit des ersten Abschnitts geteilt durch die volumetrische Luftströmungsrate multipliziert mit einer Breiteneinheit der Platten geteilt durch den Plattenabstand kleiner als 0,3 s/cm2ist.

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Erzeugen einer Wasserdampfsupersättigung in einem Luftstrom.
HINTERGRUND
Gebiet der Technologie
Die vorliegende Technologie betrifft die Messung der Anzahlkonzentration von Luftpartikeln, die Fokussierung auf Partikel, während sie in der Luft sind, und die Sammlung von Luftpartikeln durch Wachstum mittels Wasserkondensation. Insbesondere betrifft sie Partikel im Größenbereich von einigen Nanometern bis einigen Mikrometern im Durchmesser.
Beschreibung des Standes der Technik
Die meisten Luftpartikel sind schwierig direkt nachzuweisen, da sie kleinere Durchmesser als die Wellenlänge von sichtbarem Licht haben. Häufig wird ein Kondensationswachstum zur Vergrößerung dieser Partikel auf eine Größe verwendet, die optisch erfasst werden kann, wodurch ein Mittel zum einfachen Messen von Luftpartikel-Anzahlkonzentrationen bereitgestellt wird. Eine Vergrößerung durch Kondensation wird auch verwendet, um die aerodynamische Fokussierung oder Sammlung von Partikeln für chemische oder Expositionsanalysen zu ermöglichen.
Ultrafeine Partikel mit Durchmessern im Bereich vom Nanometer bis hunderten Nanometern sind durch Kondensation nicht leicht zu vergrö-ßern. In fast allen Fällen müssen sich diese ultrafeinen Partikel in einer Umgebung einer Dampfsupersättigung befinden, bevor sie durch Kondensation zu wachsen beginnen. Dampfsupersättigung bedeutet, dass die Konzentration über einer flachen Oberfläche größer als die Dampfgleichgewichtskonzentration ist. Diese erhöhte Dampfmenge ist notwendig, um die Partikeloberflächenenergie zu überwinden, die mit ihrer Krümmung und Oberflächenspannung verbunden ist.
Hering und Stolzenburg stellten ein Mittel zum Erzeugen einer Supersättigung von Wasserdampf in einer Laminarströmung vor ( US 6 712 881 B2 , Hering, SV; Stolzenburg, MR, „A method for particle size amplification by water condensation in a laminar, thermally diffusive flow“, Aerosol Science and Technology 39: 428-436, 2005). Zuvor hatten Kondensationsmethoden mit Laminarströmung eine langsame diffundierende Spezies wie Butanol als Kondensationsfluid verwendet. Das Verfahren von Hering und Stolzenburg trägt explizit der hohen molekularen Diffusionsfähigkeit von Wasserdampf Rechnung und erzielt ein Wachstum durch Wasserkondensation in einer Laminarströmung mit Hilfe eines warmen, feuchtwandigen Einstufen- Kondensators.
Ein zweites Laminarströmungsverfahren zum Erzielen eines Wachstums kleiner Partikel durch Wasserkondensation ist die Strategie des „diffusen Mischens“, die von Hering und Lewis ( US Patent 7,736,421 ) beschrieben wurde. Dieses Verfahren umgibt den Aerosolstrom mit einer wärmeren, gesättigten Schleierströmung in laminarer Weise. Sobald Wärme und Wasserdampf vereint sind, werden sie zwischen den beiden Strömen durch Diffusion getauscht. Wasserdampf diffundiert in den kälteren Aerosolstrom bei einer etwas höheren Rate als er vom umgebenden Strom erwärmt wird, wodurch im Aerosolstrom ein Bereich einer Wasserdampfsupersättigung entsteht.
Die US 2004 / 0 020 362 A1 offenbart eine Vorrichtung und ein Verfahren zur Herstellung einer diffusiven, kontinuierlichen laminaren Strömung für Partikelwachstum.
„A laminar-flow, water-based condensation particle counter (WCPC)". In: Aerosol Science and Technology, Vol. 39, 2005, No. 7, S. 659-672. – ISSN 0278- 6826, von HERING, Susanne V. et al. offenbart einen Kondensationspartikelzähler auf Wasserbasis mit Laminarströmung.
„Temperature dependence of gas and vapor diffusion coefficients“. In: Journal of Chemical and Engineering Data, Vol. 8, 1963, No. 2, S. 168-169. – ISSN 0021-9568, von SEAGER, Spencer L. ; GEERTSON, Lyle R. ; GIDDINGS, J. Calvin beschreibt die Temperaturabhängigkeit von Gas- und Dampfdiffusionskoeffizienten.
KURZDARSTELLUNG
Es werden mehrere Ausführungsformen einer Technologie für Wasserkondensationssysteme mit Laminarströmung offenbart. In einem Aspekt minimiert die Verwendung enger gefasster Strömungsdimensionen die Wirkungen der beprobten Partikelanzahlkonzentration auf die Systemleistung. In einem zweiten Aspekt wird ein Zweistufen-Kondensator vorgestellt, der die Temperatur und den Wasserdampfgehalt des Austrittsstroms senkt. Dieser zweite Aspekt kann in Kombination mit den enger gefassten Dimensionen des ersten Aspekts ausgeführt werden. In einem dritten Aspekt wird eine andere Art von Zweistufen-Kondensatorkonstruktion für spezialisierte Anwendungen vorgestellt, die ein gleichförmigeres, aber dennoch begrenztes Tropfenwachstum erfordern, wie wenn die Tropfen als Absorptionsmittel für Material in der Dampfphase verwendet werden. In einem vierten Aspekt wird eine Bauart vorgestellt, die längere Verweilzeiten für eine Partikelaktivierung und ein Wachstum bei geringer Supersättigung ermöglicht, wie für das Testen von Dieselabgasteilchen erforderlich ist. Jede dieser Ausführungsformen wurde durch numerische Modellwerkzeuge identifiziert, die zur Beschreibung des Kondensationssystems mit Laminarströmung entwickelt wurden. Diese Ausführungsformen sind bei einer Reihe von Geometrien anwendbar, einschließlich sowohl rohrförmiger wie auch Parallelplatten-Konfigurationen.
Figurenliste

1a und 1b zeigen die Kondensationsverfahren mit Laminarströmung nach dem Stand der Technik.
2a zeigt eine erste Ausführungsform eines Kondensators gemäß der vorliegenden Technologie.
2b zeigt eine zweite Ausführungsform eines Kondensators gemäß der vorliegenden Technologie.
2c zeigt eine dritte Ausführungsform eines Kondensators gemäß der vorliegenden Technologie.
2d zeigt eine vierte Ausführungsform eines Kondensators gemäß der vorliegenden Technologie.
3a ist eine Kurve eines Temperaturprofils für die Kondensatorkonstruktionen von 2a.
3b ist eine Kurve eines Temperaturprofils für die Kondensatorkonstruktionen von 2b.
3c ist eine Kurve eines Temperaturprofils für die Kondensatorkonstruktionen von 2c.
3d ist eine Kurve eines Temperaturprofils für die Kondensatorkonstruktionen von 2d.
4a-4c zeigen, wie sich Sättigungsprofile in einem zylindrischen Einstufen-Kondensator bei verschiedenen Partikelkonzentrationen und Kondensatordurchmessern unterscheiden.
5a, 5b zeigen die berechneten Tropfengrößen, die aus Einstufen-Kondensatoren mit zwei verschiedenen Kondensatordurchmessern austreten.
6 zeigt den Kelvin-Äquivalentdurchmesser, der sich auf den Aktivierungsdurchmesser bezieht, für zwei Einstufen-Kondensatoren mit zwei verschiedenen Kondensatordurchmessern und für verschiedene Anzahlkonzentrationen aktivierter Partikel.
7a, 7b zeigen die Entwicklung des Tropfendurchmessers entlang der Strömungsrichtung für den Einstufen-Kondensator für eine zylindrische bzw. Parallelplattengeometrie unterschiedlicher Dimensionen.
8a, 8b zeigen das Mittellinien-Sättigungsverhältnis und Tropfenwachstum für verschiedene Konfigurationen der zweistufigen Initiator-Äquilibrator- Kondensatorkonfiguration.
9a-9c zeigen Vergleiche von Sättigungsverhältnis, Temperatur und Wasserdampfgehalt, die mit der Initiator-Äquilibrator-Konfiguration erhalten wurden, mit jenen, die beim Einstufen-Kondensator erhalten wurden.
10 vergleicht die austretende Tropfengröße die mit der Initiator-Äquilibrator-Konfiguration erhalten wurde, mit jener, die beim Einstufen-Kondensator erhalten wurde.
11 vergleicht den Kelvin-Äquivalentdurchmesser, der mit der Initiator-Äquilibrator-Konfiguration erhalten wurde, mit jenem, der beim Einstufen-Kondensator erhalten wurde.
12a-12c zeigen Vergleiche der Tropfengrößen, die mit der Initiator-Äquilibrator-Konfiguration erhalten wurden, mit jenen, die beim Einstufen-Kondensator erhalten wurden, über einen Bereich von Partikelkonzentrationen und Rohrdurchmessern.
13 vergleicht den Kelvin-Äquivalentdurchmesser, der mit der Initiator-Äquilibrator-Konfiguration erhalten wurde, mit jenem, der beim Einstufen-Kondensator erhalten wurde, über einen Bereich von Partikelkonzentrationen für zwei Rohrdurchmesser.
14a, 14b zeigen Profile des Kelvin-Äquivalentdurchmessers und Kondensationspunkts für die Initiator-Äquilibrator-Konfiguration, die bei einer diffusen Mischstrategie angewendet wurde.
15a und 15b zeigen Profile des Kelvin-Äquivalentdurchmessers und Kondensationspunkts für die Initiator-Äqulibrator-Konfiguration, die bei einer Parallelplatten-Konfiguration angewendet wurde.
16a und 16b zeigen die Abhängigkeit des maximalen Sättigungsverhältnisses, das als Funktion der Initiatorlänge dividiert durch die volumetrische Strömungsrate erreicht wird.
17 zeigt das Sättigungsverhältnis für die Initiator-Äqulibrator-Konfiguration.
18 zeigt die Entwicklung einer Tropfengröße entlang vier Strömungsbahnen innerhalb der Initiator-Äqulibrator-Konfiguration.
19 zeigt den Kelvin-Aquivalentdurchmesser, der sich aus einer Initiator-Rampe-Konfiguration ergibt.
20a und 20b zeigen Kelvin-Äquivalentprofile und den Kondensationspunkt für einen Vierstufen-Kondensator mit zwei Initiatorabschnitten, auf welche jeweils ein Äquilibratorabschnitt folgt.
21a und 21b zeigen die Entwicklung einer Tropfengröße entlang der Strömungsbahnen auf der Mittellinie und dem Mittelpunkt für den Vierstufen-Kondensator von 20.

AUSFÜHRLICHE BESCHREIBUNG
Die Wasserkondensationstechnologie mit Laminarströmung wird zum Kondensieren von Wasser auf ultrafeine Partikel verwendet, die in Luft oder einem anderen gasförmigen Medium suspendiert sind, und zu deren Vergrößerung durch Kondensation zur Bildung von Tropfen mit einigen Mikrometern Durchmesser. Partikel dieser Größe können dann durch zahlreiche Techniken analysiert werden.
Ein Wasserkondensationssystem mit Laminarströmung wie in US Patent 6,712,881 beschrieben, wird hierin als „differentiell diffus“ bezeichnet. Es besteht im Allgemeinen aus einem Vorkonditionierer, gefolgt von einem Kondensator, die beide befeuchtete zylindrische Wände haben, wie in 1a dargestellt. Diese können aus einem Rohr konstruiert sein, durch das der Luftstrom in vorwiegend laminarer Weise strömt. Als Alternative können die Wände parallele Platten sein. In jeder Geometrie werden die Temperaturen der Wände so reguliert, dass die Wände des Kondensators wärmer sind als die Wände des Vorkonditionierers. Gemäß bekannter Lehren kann eine thermoelektrische Vorrichtung zur Regulierung der Temperatur der Vorkonditioniererwände verwendet werden und eine Heizvorrichtung zur Regulierung der Temperatur der Kondensatorwände. Als Alternative kann eine thermoelektrische Vorrichtung verwendet werden, die als Wärmepumpe zum Kühlen des Vorkonditionierers und Erwärmen des Kondensators eingesetzt wird. Wenn die kühlere Laminarströmung vom kühleren Vorkonditionierer durch den warmen, feuchtwandigen Kondensator strömt, diffundieren sowohl Wasserdampf wie auch Wärme in den Strom von den Wänden. Aufgrund seiner höheren Diffusionsfähigkeit ist der Wassertransport rascher, wodurch ein Bereich einer Dampfsupersättigung erzeugt wird, dessen Maximum entlang der Mittellinie liegt.
Die erste kommerziell verwendete Ausführungsform des differential diffusen Verfahrens von US Patent 6,712,881 verwendete ein einziges Rohr von 230 mm Länge mit einem Innendurchmesser von 9,5 mm, mit einer Luftströmungsrate von 1 L/min (Hering, SV; Stolzenburg, MR; Quant, FR; Oberreit DR., Keady, PB., A laminar-flow, water-based condensation particle counter (WCPC), Aerosol Science and Technology, 39: 659-672, 2005)). Das gesamte Rohr war mit einem befeuchteten Docht ausgekleidet. Die erste Hälfte wurde bei einer Temperatur von etwa 20°C gehalten und diente als Vorkonditionierer. Die zweite Hälfte wurde auf 60°C erwärmt und diente als Kondensator.
Das Wasserkondensationsverfahren mit Laminarströmung, das in US Patent 7,736,421 beschrieben ist, wird hier als „diffuses Mischen“ bezeichnet. Wie in 1b dargestellt, kann diese Methode mit einem Vorkonditionierer gefolgt von einem Kondensator ausgeführt werden, wobei der Probenluftstrom, der aus dem Vorkonditionierer austritt, von einem Schleier warmer, gesättigter oder teilweise supergesättigter Luft umgeben ist, bevor er in den Kondensator eintritt. Die Wände des Kondensators sind feucht und erwärmt, um auf den Kondensationspunkt der Schleierströmung abgestimmt zu sein. Wenn die zwei Ströme auf laminare Weise miteinander vereint werden, diffundieren der Wasserdampf und die Wärme aus der Schleierströmung in den kühleren Partikelstrom, wodurch ein Bereich einer Wasserdampfsupersättigung im Partikelstrom erzeugt wird.
In einem einzigartigen Aspekt der vorliegenden Technologie ist die Kondensatorbauart hochentwickelt. Der Kondensator befindet sich dort, wo die Wasserdampfsupersättigung entsteht, um ein Kondensationswachstum an Partikeln im Submikrometer- bis Nanometer-Größenbereich einzuleiten, und befindet sich dort, wo diese Partikel anschließend durch Kondensation vergrö-ßert werden, um Tropfen mit mehreren Mikrometern im Durchmesser zu bilden. Die Erzeugung eines Bereichs einer Dampfsupersättigung ist an sich ein Nicht-Gleichgewichtsprozess, der auf den relativen Raten eines Wärme- und Wasserdampftransports beruht.
Der erste Aspekt der hierin offenbarten Technologie zeigt, dass durch Verwendung von enger gefassten Dimensionen im Kondensator, entweder Rohren mit kleineren Durchmessern oder näher beieinander liegenden parallelen Platten, die Leistung über einen weiten Bereich von Partikelkonzentrationen verbessert werden kann. Insbesondere wird durch eine Verringerung des Rohrdurchmessers des ersten Systems (2a) von 9,5 mm auf 4,6 mm die kleinste Größe von Partikeln, die durch Kondensation zum Wachstum gebracht wird, weniger durch die Anzahlkonzentration der beprobten Partikel beeinflusst. Ebenso bietet die Verwendung von parallelen Platten mit einem Spalt von 3 mm eine gleichförmigere Leistung über einen weiten Bereich von Konzentrationen. Es hat sich gezeigt, dass ein Rohrdurchmesser im Bereich von 2 mm bis inklusive 5 mm und ein Abstand der parallelen Platten im Bereich von 2 mm bis inklusive 5mm in der vorliegenden Technologie gut funktionieren. Dieser schmälere Kondensator ist in 2a dargestellt. Er kann entweder mit der diffusen Methode von 1a oder der diffusen Mischmethode von 1b verwendet werden. Dieser erste Aspekt verwendet dieselben Temperaturprofile im Kondensator wie in den Patenten nach dem Stand der Technik offenbart. Dieses Temperaturprofil ist in 3a dargestellt, das eine Grafik der Temperatur des Kondensators entlang der Länge des Kondensators in Strömungsrichtung durch den Kondensator ist. Abgesehen von einer kurzen Rampe am Eingang, um den Übergang vom Vorkonditionierer abzudecken, haben die Kondensatorwände eine gleichförmige Temperatur, die wärmer als jene des Eintrittsstroms ist.
Der zweite Aspekt der dargestellten Technologie ersetzt den ursprünglichen Kondensator mit einer einzelnen Temperaturzone durch einen Zweistufen-Kondensator, der aus einem kurzen warmen „Initiator“-Abschnitt, gefolgt von einem längeren, kälteren „Äquilibrator“-Abschnitt mit durchgehend befeuchteten Wänden besteht. Dies ist in 2b dargestellt. Die kombinierte Länge, die für den Initiator und Äquilibrator erforderlich ist, ist etwa dieselbe wie jene, die für den ursprünglichen Kondensator mit einer einzelnen Temperaturzone erforderlich ist oder etwa 12 cm für einen Strom von 1 L/min.
Diese Technologie wird als „Initiator-Äquilibrator“-Kondensator bezeichnet. Sein Temperaturprofil ist in 3b dargestellt und zeigt einen raschen Anstieg von der Temperatur des Vorkonditionierers zu einem relativ kurzen warmen Abschnitt, gefolgt von einem längeren kühleren Abschnitt. Wie gezeigt wird, ist die Leistung ähnlich jener des ursprünglichen Kondensators mit einer einzelnen Temperaturzone, mit dem Vorteil, dass es möglich ist, die Temperatur und den Kondensationspunkt der Austrittsströmung zu verringern.
Der dritte Aspekt der Technologie ersetzt den oben beschriebenen, relativ kalten feuchtwandigen Äquilibrator durch einen warmen trockenwandigen „Verdampfer“. Die Technologie ist in 2c dargestellt. Die Wandtemperatur des Verdampfers kann dieselbe oder etwas höher sein wie jene des Initiators. In einer Ausführungsform ist die Temperatur des Initiators etwa 50°C und jene des Verdampfers ist etwa 50°C. Der Initiator hat einen Docht oder ein anderes Mittel, um die Wände feucht zu halten, aber der Verdampfer hat keinen Docht. Da die Temperatur der Verdampferwände so hoch wie oder höher als der Kondensationspunkt des Stroms ist, der aus dem Initiator austritt, bleiben diese Wände trocken. Das Temperaturprofil für den Initiator-Verdampfer-Kondensator ist in 3c dargestellt, wo eine punktierte Linie anzeigt, dass die Verdampferwände trocken sind. Diese Methode begrenzt die maximale Tropfengröße und kann zur erneuten Verdampfung der gebildeten Tropfen gestaltet sein. Dieser Aspekt der Technologie findet Anwendung, wenn eine kurze Wechselwirkung zwischen dem Tröpfen und dem Material im umgebenden Dampf erwünscht ist.
Ein vierter Aspekt der Technologie verwendet einen kurzen, warmen, feuchtwandigen Initiator, weitgehend wie den zuvor beschriebenen, gefolgt von einem längeren feuchtwandigen Abschnitt mit einer linearen Temperaturrampe entlang seiner Länge. Die Wände sind durchgehend befeuchtet. Dies ist in 2d dargestellt. Die entsprechenden Temperaturprofile sind in 3d gezeigt. Dieser Aspekt der Technologie kann ein langes räumliches Ausmaß von gleichförmigen Sättigungsbedingungen entlang jeder Strömungsbahn bereitstellen. Er ist nicht auf jene Spezies ausgerichtet, die aufgrund ihrer hydrophoben Eigenschaft nicht sofort aktiviert werden, und mehr Zeit im Bereich einer Supersättigung zur Aktivierung benötigen.
Der zweite, dritte und vierte Aspekt der Technologie können mit der Dimensionierung des Kondensators kombiniert werden, die unter dem ersten Aspekt entwickelt wurde, um eine gleichförmige Leistung über einen Bereich von Partikelkonzentrationen zu erreichen. Diese Kondensatorbauarten können entweder mit der differential diffusen Methode verwendet werden, bei der der Strom in einen warmen, feuchtwandigen Kondensator eintritt, oder mit der diffusiven Mischmethode, bei der eine warme gesättigte Schleierströmung um den Aerosolstrom eingeleitet wird. Alle diese Aspekte sind bei mehreren Geometrien anwendbar, einschließlich Rohren oder parallelen Platten, oder bei leicht konvergierenden Rohren oder parallelen Platten.
Die Leistung jeder dieser Konfigurationen kann mit Hilfe eines numerischen Modells verständlich gemacht werden, das die Einzelheiten des Tropfenwachstums berücksichtigt. Dieses numerische Modell von Kondensationssystemen mit Laminarströmung enthält die Kondensationswärmefreisetzung und den Dampfabbau, die mit einer Tropfenbildung verbunden sind, wodurch Wandtemperaturen entlang der Länge des Stroms variieren können, und beinhaltet entweder zylindrische Rohre oder Parallelplatten-Geometrien.
Gemäß diesem numerischen Modell sind die Temperatur (T) und Wasserdampfkonzentration (c) Lösungen für die stationäre Konvektion-Diffusion-Gleichung, $v \cdot \nabla T = α \nabla^{2} T (Temperatur)$
$v \cdot \nabla c = D \nabla^{2} c (Wasserdampfkonzentration)$
wobei α die Wärmediffusionsfähigkeit von Luft ist und D die molekulare Diffusionsfähigkeit von Wasserdampf in Luft ist. In einem zylindrisch symmetrischen System, unter der Annahme, dass die Geschwindigkeit v nur in die z-Richtung ist und ein vollständig entwickeltes parabolisches Strömungsprofil hat, wird die Temperaturgleichung zu $2 U [1 - {(r / R_{0})}^{2}] \frac{\partial T}{\partial z} = α (\frac{1}{r} \frac{\partial}{\partial r} (r \frac{\partial T}{\partial r}) + \frac{\partial^{2} T}{\partial z^{2}}),$
wobei r und z radiale bzw. axiale Koordinaten sind, R₀ ein Rohrradius ist und U eine durchschnittliche Strömungsgeschwindigkeit ist. Für eine Parallelplattengeometrie wird die Gleichung zu $\frac{3}{2} U [1 - {(x / X_{0})}^{2}] \frac{\partial T}{\partial z} = α (\frac{\partial^{2} T}{\partial x^{2}} + \frac{\partial^{2} T}{\partial z^{2}}),$
wobei z in Strömungsrichtung ist, x der senkrechte Abstand von der Mittellinie ist und δ=2X₀ die Trennung zwischen den Platten ist. Die dritte Dimension, die Gesamtbreite der Platten, wird als unendlich angenommen. Fluideigenschaften, die bei einer mittleren Temperatur ausgewertet werden, werden als Konstante über den Definitionsbereich behandelt.
Profile der Wasserdampfkonzentration, c, werden durch die analogen Gleichungen bestimmt, wobei α durch die molekulare Diffusionsfähigkeit D ersetzt ist und T durch die Konzentration c ersetzt ist. Das Sättigungsverhältnis S ist als das Verhältnis zwischen dem Teildruck von Wasserdampf und dem Wasserdampfgleichgewichtsdruck bei der örtlichen Temperatur definiert.
An der befeuchteten Oberfläche sind die Grenzflächenbedingungen (für das Rohr) gegeben durch: $c (R_{0}) = c_{sat} (T_{wick} (z))$
$T (R_{0}) = T_{wick} (z)$
wobei T_wick das Temperaturprofil der befeuchteten Oberfläche ist (z.B. kalt, zu warm übergehend) und c_sat (T_wick) die Wasserdampfkonzentration ist, die einem Kondensationspunkt von T_wick (100% RH) entspricht.
Eine Größe, die für die Aktivierung eines Kondensationswachstums wichtig ist, ist der Kelvin-Äquivalentdurchmesser. Dieser wird an jedem Punkt aus den Sättigungsverhältnissen und Temperaturprofilen und den Eigenschaften des kondensierenden Dampfes berechnet. Der Kelvin-Äquivalentdurchmesser ist definiert als: $d_{k} = \frac{4 σ_{s} M_{w}}{ρ R_{g} T log S}$
wobei M_w, ρ und σs das Molekulargewicht, die Flüssigkeitsdichte und die Oberflächenspannung von Wasser sind, R_g die universelle Gaskonstante ist, T die Absoluttemperatur ist und S das Wasserdampfdruck-Sättigungsverhältnis ist. Der Kelvin-Äquivalentdurchmesser entspricht dem Durchmesser eines Wassertropfens, dessen Gleichgewichtsdampfdruck durch das Sättigungsverhältnis S gegeben ist. Für Partikel hängt der Aktivierungsdurchmesser auch von der Partikelchemie ab. Für Partikel, die aus einem Material bestehen, das nicht durch kondensierenden Dampf befeuchtet ist, ist der Aktivierungsdurchmesser größer als d_K. Für lösliche Partikel senkt die Auflösung in das Kondensat an der Partikeloberfläche den Gleichgewichtsdampfdruck; und der kritische Durchmesser, der für ein Partikelwachstum notwendig ist, ist kleiner, wie durch den Raoult-Term in der Kohler-Gleichung beschrieben.
Nach der Berechnung der Temperatur- und Dampfkonzentrationsfelder wird das Tropfenwachstum durch numerisches Integrieren der Wachstumsrate entlang ihrer Bahn ausgewertet. Obwohl sich die Größe und Umgebung des Tropfens ändern, während dieser durch den Kondensator bewegt wird, ist die Zeitskala im Vergleich zu der Zeit, die ein Tropfen zum Äquilibrieren mit seiner Umgebung benötigt, lang. Wenn daher die Wachstumsrate eines Tropfens an einem Punkt entlang seiner Bahn berechnet wird, wird eine Näherung verwendet, dass seine Eigenschaften in einem Beharrungszustand sind und dass er alleine in einem unendlichen Volumen vorhanden ist.
Unter Annahme eines Beharrungszustandes ist die Änderungsrate des Radius a des Tropfens gegeben durch $\frac{d a}{d t} = \frac{D}{ρ} \frac{(c_{\infty} - c_{s})}{a} Φ (a),$
wobei c_∞ die Wasserdampfkonzentration weit weg vom Tropfen ist (die einfach die Größe c aus der Konvektion-Diffusion-Gleichung ist) und c_s die Konzentration an der Oberfläche ist. Der Faktor (c_∞-c_s)/a ist der Konzentrationsgradient, der sich aus einem sphärisch-symmetrischen Diffusionsprozess ergibt. Der Wert von c_s wird durch den Sättigungsdampfdruck von Wasser bestimmt, wobei die Temperatur an der Tropfenoberfläche, Ts, und die Kelvin-Relation berücksichtigt werden: $c_{s} = \frac{ρ_{s a t} (T_{s})}{R_{g} T_{s}} exp (\frac{4 σ_{s} M_{w}}{ρ R_{g} T_{s}}) .$
Das Φ(a)-Glied ist ein Korrekturglied, um eine Kontinuität zwischen den freien molekularen und Kontinuum-Schemata bereitzustellen. Die Fuchs-Sutugin Korrekturmethode wird mit dem Akkomodationskoeffizienten gleich Eins verwendet: $Φ (a) = \frac{1 + K n}{1,33 K n^{2} + 1,71 K n + 1},$
wobei die Knudsen-Zahl, Kn = λ/a, das Verhältnis des mittleren freien Pfades zum Partikelradius ist. Der mittlere freie Pfad ist gegeben durch λ = 3D/c, wobei c die mittlere molekulare Geschwindigkeit ist.
Die Tropfentemperatur wird mit derselben Quasi-Beharrungszustandsmethode behandelt. Wärme wird über ein Wärmegradientenglied addiert oder verloren. Zusätzlich trägt ein Konzentrationsgradient, der Wachstum impliziert, Kondensationswärme bei: $\frac{ρ C_{p} a}{3} \frac{d T_{s}}{d t} = k_{v} \frac{T_{\infty} - T_{s}}{a} + H_{v a p} D \frac{c_{\infty} - c_{s}}{a},$
wobei k_v die Wärmeleitfähigkeit der Dampfphase ist, H_vap die Verdampfungswärme von Wasser ist und T_∞ die Temperatur weit weg vom Tropfen ist - mit anderen Worten, T aus der Konvektion-Diffusion-Gleichung. Diese Verhältnisse für Tropfentemperatur und Größe werden numerisch gelöst, indem in der Zeit entlang der Stromlinie kleine Schritte vorwärts gemacht werden, unter der Annahme konstanter Fluideigenschaften und einer raschen Temperaturäquilibrierung innerhalb des Tropfens.
Schließlich werden die Wirkungen hoher Anzahlkonzentrationen iterativ behandelt. Nachdem das Tropfenwachstum berechnet wurde, werden der Dampfabbau und die Kondensationswärme in die Konvektion-Diffusion-Gleichung hinzugefügt. Die Wachstums- und Diffusionsberechnungen werden iteriert, um ein in sich konsistentes Ergebnis zu erzielen.
Unsere numerische Lösung wurde mit der Crank-Nicholson-Methode für die Integration der Diffusionsgleichungen entwickelt. Das Modell wurde gegen die analytische serielle Lösung von Stolzenburg und McMurry (M. Stolzenburg und P. McMurry, An ultrafine condensation nucleus counter, Aerosol Science and Technology 14: 48-65,1991) innerhalb der Grenze niederer Partikelkonzentrationen und konstanter Wandtemperaturen validiert.
Unter Verwendung des oben genannten Modells können Bauartkriterien zum Erreichen konsistenter Sättigungsprofile über einen weiten Bereich von beprobten Partikelkonzentrationen in einer Reihe von Wasserkondensationssystemkonfigurationen mit Laminarströmung bereitgestellt werden. Bei ähnlichen Sättigungsprofilen über einen Bereich von Partikelkonzentrationen werden die Verschiebungen in der kleinsten nachweisbaren Partikelgröße minimiert und das Tropfenwachstum ist konsistenter. Wie anschließend gezeigt, wird zunächst ein Einstufen-Kondensator untersucht, obwohl die entwickelten Konzepte auch für Mehrfachstufen-Kondensatoren gelten, die hier vorgestellt werden.
Der erste Aspekt der Technologie ist in 4 dargestellt. Das berechnete Sättigungsprofil im Einstufen-Kondensator von 2a, mit einer konstanten Wandtemperatur wie in 3a dargestellt, ist in 4a dargestellt. Die Strömungsrichtung ist von links nach rechts und die Mittellinie verläuft entlang der Bodenachse. Die radiale Koordinate r ist durch den Rohrradius R_o normalisiert. Da die Strömung symmetrisch ist, ist nur eine Hälfte des Profils eingezeichnet, von der Mittellinie (r/R_o=0) zum Rand (r/R_o=1). Die axiale Koordinate, das heißt, die Abhängigkeit entlang der Strömungsrichtung, wird durch die volumetrische Strömungsrate dividiert. Diese Berechnungen gelten für eine zylindrische Geometrie mit einem Durchmesser 2R_o, wo der Strom in den Kondensator bei 20°C und 100% RH eintritt, und die befeuchteten Wände des Kondensators bei 60°C sind. Ähnliche Ergebnisse wurden für andere Betriebsbedingungen erhalten.
Bei sehr geringen Partikelkonzentrationen sind die Sättigungsprofile vom Rohrdurchmesser unabhängig und die Profile von 4a gelten sowohl für Rohre mit geringer wie auch großer Rohrweite. Die axiale Abhängigkeit variiert als das Verhältnis der axialen Position zur volumetrischen Strömungsrate, ein Ergebnis, das durch Darstellung der konvektiven Diffusionsgleichungen in nicht-dimensionaler Form zu sehen ist. Somit dehnen sich bei zweifacher volumetrischer Strömungsrate die Profile derart, dass, wenn sie wie dargestellt eingetragen werden, die Profile sich nicht verschieben, aber ein Rohr von zweifacher Länge erforderlich ist, um das gesamte Profil einzuschließen. Die maximale Sättigung verläuft entlang der Mittellinie bei einem Verhältnis von Axialabstand zu Strömungsrate von 0,32 s/cm². Ähnliche Ergebnisse wurden für andere Betriebsbedingungen erhalten. Obwohl die Zeit, die zum Bewegen von einer Kontur zur nächsten von der Strömungsrate unabhängig ist, steigt diese Übergangszeit mit zunehmendem Rohrdurchmesser.
Die Verweilzeit und somit der Rohrdurchmesser müssen beim Tropfenwachstum berücksichtigt werden. Wie durch einen Vergleich von 4b und 4c erkennbar ist, sind die Sättigungsprofile, die festgestellt werden, wenn die Konzentration aktivierter Partikel 10⁵/cm³ erreicht, im Vergleich zum Fall einer Konzentration von annähernd Null von 4a stärker verschoben, wenn der Rohrdurchmesser größer ist. Dies ist auf die größere Verweilzeit für das Rohr mit größerer Weite zurückzuführen, das größere Tropfen mit entsprechend mehr Kondensationswärmefreisetzung erzeugt. Das Rohr mit kleinerem Durchmesser begrenzt die Zeit für das Wachstum, wodurch die Menge an Kondensationswärmefreisetzung und Dampfabbau verringert wird, und bietet eine konsistentere Leistung über einen Bereich von Partikelkonzentrationen.
5a zeigt die Tropfengrößen für das Rohr mit geringer Weite, berechnet durch das Modell für Konzentrationen aktivierter Partikel im Bereich von annähernd Null bis 2×10⁵/cm³. 5b zeigt dieselbe Berechnung für das Rohr mit großer Weite. Die Kondensationswärmefreisetzung aus einer Wasserkondensation während der Tropfenbildung erwärmt den Strom und erhöht dadurch die Gleichgewichtsdampfkonzentration und senkt das Sättigungsverhältnis. Für das Rohr mit großer Weite der ursprünglichen Ausführung erzeugen höhere Konzentrationen kleinere Tropfen. Für das Rohr mit geringer Weite des aktuellen „kinetisch begrenzten Wachstums“ ist die Verschiebung in der Tropfengröße deutlich verringert. Bei hohen Konzentrationen erzeugt das engere Rohr nahezu dieselbe Tropfengröße wie das Rohr mit großer Weite, aber bei geringer Konzentration ist die Tropfengröße annähernd die Hälfte jener des weiteren Rohres. Das Ergebnis ist ein viel schmälerer Gesamtbereich der Tropfengröße als Funktion der Anzahlkonzentration der aktivierten Partikel.
Eine andere Konsequenz des verringerten Sättigungsverhältnisses bei höherer Partikelkonzentrationen ist eine Vergrößerung des Aktivierungsdurchmessers. Die Aktivierungsgröße, die sich auf das kleinste Partikel bezieht, das durch Kondensation wächst, hängt von der Differenz in der freien Enthalpie (Gibbs-Funktion) zwischen Flüssigkeit und Dampf ab, die ihrerseits von Eigenschaften des Dampfs (Oberflächenspannung, Sättigungsverhältnis und Temperatur) wie auch von Eigenschaften des Partikels (Löslichkeit, Benetzbarkeit) abhängig ist. Der Kelvin-Äquivalentdurchmesser, definiert durch Gleichung (3), beschreibt die Minimalgröße eines Wassertropfens, der eher wächst als schrumpft, und charakterisiert viele der Dampfeigenschaften, die für eine Aktivierung wichtig sind. Jede Strömungslinie hat einen charakteristischen minimalen Kelvin-Äquivalentdurchmesser entlang ihrer Bahn, aus dem die Fraktion des Stroms als Funktion des vorgefundenen minimalen Kelvin-Äquivalentdurchmessers abgeleitet werden kann. 6 zeigt, wie sich diese als Funktion der Anzahlkonzentration von Partikeln, die aktiviert werden, und dem Durchmesser des Wachstumsrohrs verschiebt. Wie beim Tropfendurchmesser ist die Verschiebung beim größeren Rohrdurchmesser deutlicher.
7a und 7b vergleichen Modellergebnisse für zylindrische und Parallelplatten-Geometrien. Hier ist die Entwicklung der Tropfengröße entlang der Mittellinien-Strömungsbahn dargestellt. Das Wachstum ist entlang dem Rand am größten, wo die Verweilzeit länger ist. Für alle Strömungsbahnen ist das Tropfenwachstum bei hohen Partikelanzahlkonzentrationen signifikant geringer. Dieser nachteilige Effekt wird durch die Verwendung eines Kondensators mit engem Rohr, wie in 7a, oder durch enger beieinander liegende parallele Platten, wie in 7b, minimiert.
Viele verschiedene Betriebskonfigurationen, einschließlich sowohl aufwärts wie auch abwärts verlaufender Temperaturrampen, und parallele Platten wie auch zylindrische Geometrien wurden untersucht und haben sich als nützlich erwiesen. Alle werden hierin als Teil der vorliegenden Offenbarung eingegliedert. Während die Tropfengröße bei geringer Konzentration variiert werden kann, blieb das grundlegende Ergebnis unverändert. Jene Bedingungen, die große Tropfen bei geringen Partikelkonzentrationen erzeugen, zeigten deutliche Konzentrationswirkungen mit einer großen Abnahme in der Tropfengröße bei steigenden Partikelkonzentrationen. Engere Rohre oder enger beieinander liegende Platten, die kleinere Tropfen bei geringen Konzentrationen erzeugen, zeigten eine geringere Abnahme der Tropfengröße bei steigender Konzentration, so dass die Tropfengrößen bei hohen Konzentrationen nahezu äquivalent sind. Die Verwendung der schmäleren Dimensionen bietet den Tropfen weniger Zeit zum Wachsen und begrenzt somit kinetisch das Wachstum bei geringen Partikelkonzentrationen. Bei höherer Konzentration ist das Wachstum durch die Kondensationswärmefreisetzung begrenzt. Unsere Analyse zeigt, dass für Wasserkondensationssysteme die Verringerung im Sättigungsverhältnis bei hohen Partikelkonzentrationen vorwiegend auf eine Kondensationswärmefreisetzung zurückzuführen ist, mit einem geringen Beitrag aus dem Dampfabbau.
Die zweite Ausführungsform der Technologie ersetzt den Einstufen-Kondensator von 2a durch einen Zweistufen-Kondensator, wie in 2b dargestellt. Dieser Zweistufen-Kondensator besteht aus einem kurzen warmwandigen „Initiator“, gefolgt von einem kaltwandigen „Äquilibrator“. Die kombinierte Länge des Initiators und Äquilibrators ist annähernd dieselbe wie für den Einstufen-Kondensator. Die Wände des Initiators sind wärmer als die Temperatur des Eintrittsstroms. Im Allgemeinen wird dies durch Verwendung eines Vorkonditionierers vor dem Initiator erreicht, dessen Wände eine Temperatur unter der Temperatur des Initiators haben. Die Wände des Äquilibrators haben eine geringere Temperatur als die Wände des Initiatorabschnitts, können aber wärmer oder kühler als der Vorkonditionierer sein. Die Wände sowohl des Initiators wie auch des Äquilibrators sind befeuchtet. Diese Kondensatorbauart kann entweder mit der Parallelplatten- oder Rohrkonfiguration und entweder mit der differential diffusen oder diffusen Mischtechnologie verwendet werden.
In einer Ausführungsform können warme befeuchtete Wände im gesamten Kondensator aufrechterhalten werden, um das Tropfenwachstum zu fördern. In alternativen Ausführungsformen ist dies jedoch nicht notwendig. Das Sättigungsverhältnis entlang der Mittellinie ist annähernd dasselbe, wenn ein langer Einstufen-Kondensator verwendet wird oder wenn eine angemessen dimensionierte Zweistufen-Wachstumsregion, die aus einem kurzen warmwandigen Abschnitt (dem Initiator), gefolgt von einem kaltwandigen Abschnitt besteht, verwendet wird.
8a und 8b vergleichen das Mittellinien-Sättigungsverhältnis, das für einen 5°C Strom berechnet wird, der in einen 35°C Initiator eintritt, gefolgt von einem Äquilibrator, der bei verschiedenen Wandtemperaturen betrieben wird. Die Wände sind durchgehend befeuchtet. Berechnungen bei einer stromabwärts liegenden Wandtemperatur von 35°C entsprechen dem Einstufen-Kondensator, während die anderen tieferen, stromabwärts liegenden Temperaturen verschiedene Konfigurationen des Initiator-Äquilibrator-Kondensators beschreiben. In allen Fällen ist die Länge des Initiators dividiert durch die durch ihn hindurchgehende Luftströmungsrate 0,24 s/cm². Diese Länge wurde so gewählt, dass sie gerade lang genug ist, um dasselbe maximale Sättigungsverhältnis wie beim Einstufen-Kondensator zu erreichen. Die Berechnungen für 8 entsprechen niederen Partikelkonzentrationen, wenn die Kondensationserwärmung und der Dampfabbau ignoriert werden. Die dargestellten Berechnungen gelten für eine zylindrische Geometrie. Innerhalb der Grenze von geringen Partikelkonzentrationen, hängen die Temperatur- und Sättigungsprofile von dem Verhältnis der axialen Länge zum volumetrischen Strom durch das Rohr ab und sind vom Rohrdurchmesser unabhängig. Somit sind die Ergebnisse als eine Funktion des Verhältnisses der axialen Position zur volumetrischen Strömungsrate durch das Rohr eingetragen, wobei die axiale Position als der Abstand stromabwärts vom Eingang in den Initiator definiert ist.
Wie in 8a dargestellt, ist das Sättigungsverhältnis entlang der Mittellinie gegenüber der Wandtemperatur des Äquilibrators relativ unempfindlich. Ferner tritt die maximale Sättigung stromabwärts des Initiators auf, bei einem Verhältnis von axialer Position zu Strömungsrate von 0,32 s/cm². Der Grund ist, dass es einige Zeit braucht, bis der Wasserdampf von den Wänden des Initiators zur Mittellinie des Stroms transportiert wird, in welcher Zeit der Wasserdampf durch Konvektion stromabwärts befördert wird. Weiter stromabwärts kühlt der Strom ab und Wasserdampf wird durch die kalte Wand entfernt. Die relative Rate dieser zwei Prozesse ist derart, dass die Entfernung von Wasserdampf durch die Verringerung des Gleichgewichtsdampfdrucks aufgrund einer Kühlung ausgeglichen wird, mit dem Ergebnis, dass das Sättigungsverhältnisprofil für alle ausgewählten Betriebstemperaturen im Äquilibrator nahezu dieselbe ist.
Da das Tropfenwachstum durch das Sättigungsverhältnis angetrieben wird, ist das Tropfenwachstum ähnlich jenem für den Einstufen-Kondensator. 8b vergleicht das Mittellinien-Tropfenwachstum aus dem Modell für die Initiator-Äquilibrator-Konfiguration mit dem Modell für den Einstufen-Kondensator. Die Berechnungen gelten für eine zylindrische Geometrie mit einem Luftstrom bei 5°C, der in einen Initiator mit 35°C befeuchteten Wände eintritt, gefolgt von einem Äquilibrator mit 20°C befeuchteten Wänden, oder der in einen Einstufen-Kondensator mit befeuchteten Wände bei 35°C eintritt. Wie in 8a ist die Länge des Initiators dividiert durch die volumetrische Strömungsrate 0,24 s/cm². Die Länge des Äquilibrators, der folgt, ist, wenn sie durch den volumetrischen Strom dividiert wird, 0,56 s/cm². Die Länge des Einstufen-Kondensators dividiert durch die volumetrische Strömungsrate ist 0,8 s/cm². Die Tropfengröße, die am Ende der Initiator-Äquilibrator-Konfiguration austritt, mit ihrem kurzen warmen Abschnitt, gefolgt von einem längeren kalten Abschnitt, ist nahezu dieselbe wie für den Einstufen-Kondensator, mit durchgehend warmen Wänden. Wie diese Ergebnisse zeigen, erfolgt der Großteil des Tropfenwachstums im Äquilibratorabschnitt. Der Initiator selbst ist zu kurz, um die Funktion des Einstufen-Kondensators zu erfüllen. Es ist die Kombination Initiator-Äquilibrator, die sowohl für eine Aktivierung der Kondensation wie auch die Zeit für das Tropfenwachstum sorgt.
9a, 9b und 9c zeigen nähere Einzelheiten für den spezifischen Fall, wenn ein Äquilibrator, der bei 20°C betrieben wird, an eine kurzen, 35°C Initiator gekoppelt ist. Auch hier werden Berechnungen für einen Eintrittsstrom bei 5°C vorgenommen. Es wird ein Vergleich mit einem Einstufen-Kondensator mit durchgehend befeuchteten 35°C Wänden gemacht. Es sind das Sättigungsverhältnis, die Temperatur und der Wasserdampfgehalt entlang 4 Bahnen, von der Mittellinie (r/R_o=0) bis nahe zum Rand des Rohres (r/R_o=0,9) dargestellt. Für eine vollständig entwickelte Laminarströmung ist etwa die Hälfte des Strömungsvolumens zwischen der Bahn bei r/R_o=0,5 und der Mittellinie enthalten.
9a zeigt, dass an allen radialen Positionen die höchste Supersättigung für den Initiator-Äquilibrator dieselbe wie für den Einstufen-Kondensator ist. Dies bedeutet, dass die Aktivierung eines Partikel-Kondensationswachstums dieselbe wie für den Einstufen-Kondensator ist. Es sind jedoch sowohl Temperatur wie auch Wasserdampfgehalt deutlich verringert.
Wie in 9b dargestellt, ist die Austrittstemperatur annähernd die Wandtemperatur. Ferner übersteigt die Mittellinientemperatur niemals die Äquilibrator-Wandtemperatur und die Mittelpunkttemperatur steigt niemals über 22°C. Somit wird ein Großteil des Stroms vom Initiator nicht signifikant erwärmt, ein wichtiger Aspekt bei der Handhabung halbflüchtiger Materialien. Im Gegensatz dazu erwärmt sich beim Einstufen-Kondensator der Strom beständig, nachdem er seine höchste Supersättigung erreicht hat, mit Ausgangstemperaturen zwischen 29°C und 34°C. Wie in 9c dargestellt, verringert in diesem Beispiel die Verwendung des Initiator-Äquilibrators anstelle des Einstufen-Kondensators den Wasserdampfgehalt um einen Faktor von etwa zwei. Dieser kann durch Wählen einer noch kälteren Wandtemperatur für den Äquilibrator weiter verringert werden. Beim Einstufen-Kondensator wird dem Strom in der gesamten Wachstumsregion kontinuierlich Wasserdampf zugegeben. Im Gegensatz dazu wird beim Initiator-Äquilibrator dem Strom nur dann Wasser zugegeben, wenn dieser durch den Initiator strömt. Zusätzlich wird etwas vom Wasserdampf im Äquilibrator entfernt. Mit dem verringerten Wasserdampfgehalt ist es möglich, die Tropfen, die gebildet werden, ohne Komplikation aus der Kondensation zu sammeln oder zu fokussieren oder nachzuweisen. Insbesondere wäre es für das gegebene Beispiel möglich, eine Kondensation zu vermeiden, indem die stromabwärts liegenden Komponenten bei mäßigen -21°C und nicht bei den 35°C betrieben werden, die beim Einstufen-Kondensator notwendig wären.
10 vergleicht die Tropfengröße, die durch die Initiator-Äquilibrator-Methode erzeugt wird, mit jener des Einstufen-Kondensators bei geringer Partikelkonzentration. 11 vergleicht die Aktivierungsbedingungen, die durch den Kelvin-Äquivalentdurchmesser angegeben sind, für diese zwei Konfigurationen. Diese Berechnungen erfolgen für dieselben Bedingungen wie jene für 9, mit einem befeuchteten 5°C Strom, der entweder in einen Einstufen-, 35°C feuchtwandigen Kondensator eintritt oder in einen 35°C feuchtwandigen Initiator eintritt, gefolgt von einem 20°C Äquilibrator. Diese Berechnungen zeigen, dass die Größe der gebildeten Tropfen nur geringfügig kleiner ist, während die Aktivierungsbedingungen identisch sind.
12 und 13 zeigen die Wirkung der beprobten Partikelanzahlkonzentration auf die Tropfengröße und auf die Aktivierungsgröße. Wie im ersten Aspekt dieser Technologie nimmt mit steigender Partikelanzahlkonzentration die Tropfengröße ab und der Kelvin-Äquivalentdurchmesser zu. Dies ist vorwiegend auf die Erwärmung des Stroms durch Kondensationswärmefreisetzung zurückzuführen. Exakt wie oben beschrieben werden die Konzentrationswirkungen durch Verwendung engerer Rohre minimiert. 12a zeigt die berechneten Tropfendurchmesser mit und ohne Äquilibrator, wenn der Durchmesser des Kondensatorrohres 4,6 mm ist. 12b zeigt diese Ergebnisse für einen Kondensator mit 6,3 mm Durchmesser und 12c zeigt diese Ergebnisse für einen Kondensator mit 9,5 mm Durchmesser. Für das Rohr mit großer Weite variiert die mittlere Tropfengröße von 10 µm bis 3 µm, während sie für das enge Rohr von 6 µm bis 3 µm variiert. Das engere Rohr begrenzt das Tropfenwachstum bei geringen Konzentrationen kinetisch, wodurch gleichförmigere Gesamttropfendurchmesser erhalten werden. Ebenso minimiert das engere Rohr die Verschiebung in den Partikelaktivierungsbedingungen, wie durch den Kelvin-Durchmesser angezeigt. Somit ist die optimale Ausführung der Technologie die Kombination aus den schmäleren Strömungsdimensionen des ersten Aspekts mit der Initiator-Äquilibrator-Wachstumsregion dieses Aspekts.
Die Initiator-Äquilibrator-Technologie (2b) ist auch bei dem diffusen Mischkonzept von US Patent 7,736,421 anwendbar. Hier wird ein warmer gesättigter Strom in einem Schleier um den kalten Aerosolstrom beim Eingang des Initiators zugeführt. Die vereinten Ströme gehen durch den Initiator und den Äquilibrator. Wie zuvor kann ein kurzer Initiator mit einem Verhältnis von Länge zu volumetrischer Strömungsrate von 0,25 s/cm² verwendet werden. In diesem Fall sind sowohl die Temperatur des gesättigten Schleiers wie auch der Wand des Initiators beide auf 40°C gestellt und die Äquilibrator-Wandtemperatur ist 15°C. Der Eintrittsstrom ist bei 5°C. 14a zeigt das Profil der Kelvin-Äquivalentdurchmesser. 14b zeigt den Kondensationspunkt. Ein Kelvin-Äquivalentdurchmesser von 4,5 nm wird erreicht, der ähnlich jenem für den ursprünglichen Einstufen-Kondensator ist, der bei diesen Temperaturen betrieben wird. Mit einem engen Rohr von 4,3 mm Durchmesser reicht die berechnete endgültige Tropfengröße von 5 µm bei geringen Konzentrationen bis 3,5 µm bei 2×10⁵/cm³, was wieder ähnlich dem engen Rohr der ursprünglichen Konstruktion ist. Die Austrittstemperatur und der Kondensationspunkt der Austrittsströmung fallen jedoch von fast 40°C auf unmittelbar unter 20°C.
15 zeigt die Profile des Kelvin-Äquivalentdurchmessers und Kondensationspunkts, die im Initiator-Äquilibrator bei einer Parallelplatten-Geometrie erhalten werden. Wie zuvor wird der Eintrittsstrom bei 5°C befeuchtet, die Wände des Initiators sind bei 35°C und die Wände des Äquilibrators sind bei 20°C. Die axiale Skalierung für die Parallelplatten-Geometrie hängt von z/(q δ) ab, wobei z die Koordinate in Strömungsrichtung ist, q die Strömungsrate pro Breiteneinheit der Platten ist und δ die Spaltbreite ist. In einer einfachen Parallelplatten-Geometrie mit einem Einstufen-Kondensator tritt die maximale Supersättigung entlang der Mittellinie an einer axialen Position von etwa z /(q δ) = 0,3 s/cm² nach dem Eingang des Kondensators auf. Wie in der rohrförmigen Geometrie kann eine Initiatorlänge verwendet werden, die sich über drei Viertel der Strecke vom Eintritt in die Wachstumsregion bis zum Punkt einer maximalen Mittellinien-Supersättigung, oder z /(q δ) = 0,25 s/cm², erstreckt.
16a zeigt, wie die Länge des Initiators die höchste Supersättigung beeinflusst. Für eine zylindrische Geometrie zeigt die Kurve, als Funktion der Initiatorlänge, die maximale erreichte Supersättigung dividiert durch die maximale Supersättigung, die durch einen unendlich langen Initiator erreicht wird, der bei demselben Eingangsstrom und denselben Wandtemperaturen betrieben wird. Die Initiatorlänge ist als das Verhältnis dieser Länge zur volumetrischen Strömungsrate angegeben, die durch das Rohr strömt, wie oben, und die Wände sind durchgehend befeuchtet. Wenn die Wände des Initiators 60°C wärmer als der Eintrittsstrom sind, ist ein Verhältnis von Initiatorlänge zu Strömungsrate im Bereich von 0,16 bis 0,17 s/cm² ausreichend, um 99% des Sättigungsverhältnisses zu erreichen, das durch ein unendlich langes feuchtwandiges Rohr erzeugt wird. Dieser Bereich deckt Eingangsströmungstemperaturen im Bereich von 0°C bis 20°C ab. Wenn die Wände des Initiators nur 20°C wärmer als der Eintrittsstrom sind, ist ein Verhältnis von einer etwas längeren Initiatorlänge zu Strömungsrate von etwa 0,23 s/cm² erforderlich, um 99% der maximalen Supersättigung für diese Betriebstemperaturen zu erreichen. Diese Parameter, die die Initiatorlänge definieren, gelten für einen weiten Bereich von Äquilibratortemperaturen, im Bereich von 5°C bis 20°C unter der Initiatortemperatur.
16b zeigt die analoge Berechnung für eine Parallelplatten-Geometrie, wobei die Länge des Initiators als das Verhältnis zum volumetrischen Strom pro Breiteneinheit der Platten q multipliziert mit dem Plattenabstand δ, d.h. z/(qδ), eingetragen ist. Die Ergebnisse sind ziemlich ähnlich. Wenn die Wandtemperatur des Initiators 60°C über der Temperatur des Eintrittsstroms ist, ist ein Verhältnis der Initiatorlänge zur Größe qδ von etwa 0,21 s/cm² ausreichend, um 99% des Sättigungsverhältnisses zu erreichen, das mit einem Einstufen-Kondensator möglich ist. Wie bei der zylindrischen Geometrie sind etwas längere Initiatorlängen bei einem Betrieb mit einer geringeren Temperaturdifferenz zwischen den Wänden des Initiators und dem Strom des Initiator-Äquilibrator-Kondensators erforderlich.
Somit können in einer Reihe von Geometrien dieselben Partikelaktivierungsdurchmesser und nahezu dasselbe Tropfenwachstum unter Verwendung eines Zweistufen-Kondensators erhalten werden, der aus einem kurzen, feuchtwandigen warmen „Initiator“ gefolgt von einem längeren kälterwandigen „Äquilibrator“ besteht, wie bei Verwendung eines warmen feuchtwandigen Einstufen-Kondensators derselben Gesamtlänge. Ferner ist die erforderliche Länge des Initiators, um dieselbe Aktivierungsgröße wie mit einem Einstufen-Kondensator zu erreichen, etwa 75% des Abstandes zwischen dem Kondensatoreinlass und dem Punkt der maximalen Supersättigung beim Einstufen-Kondensator. Für die hier vorgelegten Berechnungen, wobei der warme Teil der Kondensatorwände 30°C wärmer als der Vorkonditionierer ist, entspricht dies einer Länge (0,25s/cm²)Q, wobei Q die volumetrische Strömungsrate für eine zylindrische Geometrie ist. Ebenso ist sie für eine parallele Platte etwa (0,25s/cm^z)(q/δ), wobei q die volumetrische Strömungsrate pro cm Plattenbreite ist und δ der Spalt zwischen den Platten ist. Dieser Parameter verschiebt sich geringfügig bei verschiedenen Betriebstemperaturen oder Einlasskonditionierung, ist aber im Allgemeinen im Bereich von 0,1 bis 0,3 s/cm². Wenn ein kürzerer Initiator verwendet wird, ist die höchste Supersättigung etwas niedriger, als mit einem längeren bei derselben Temperatur erreicht werden würde. Wenn der Initiator länger ist, ändert sich die höchste Supersättigung nicht, aber die Tropfengröße ist etwas größer, aber der folgende Äquilibrator kühlt und verringert den Wasserdampfgehalt des Stroms weiter. Mit einem relativ kurzen Initiator kann der gesamte Wasserdampf bereitgestellt werden, der zum Erzeugen derselben höchsten Supersättigung notwendig ist, wie mit dem längeren Einstufen-Kondensator. Im Äquilibrator, der folgt, sinken sowohl die Temperatur wie auch Wasserdampfkonzentrationen so, dass eine relative Feuchtigkeit aufrechterhalten wird, sehr ähnlich jener des Einstufen-Kondensators. Dies führt zu einer ähnlichen Aktivierung und zu einem ähnlichen Wachstum, aber mit einer signifikanten Verringerung in Wasserdampf und Temperatur, und hat viele praktische Vorteile, wenn Detektoren, Fokussierungsöffnungen oder Kollektoren gekoppelt werden.
Der dritte Aspekt der Technologie, wie in 2c und 3c dargestellt, verwendet ein Zweistufen-Kondensatorsystem mit einem Initiator, gefolgt von einem „Verdampfer“. Es ist für spezialisierte Anwendungen gestaltet, bei welchen die Erzeugung von Tropfen sehr gleichförmiger Größe und deren rasches Verdampfen erwünscht sind. Dies ist nützlich, wenn eine kontrollierte und begrenzte Wechselwirkung zwischen den Tropfen und dem Material im Trägergas erwünscht ist. Der Initiator wird unter Anwendung derselben Kriterien wie im zweiten Aspekt der Technologie, wie oben beschrieben, konstruiert. Aber anstelle der Verwendung des Äquilibrators zur Fortsetzung des Tropfenwachstums kann stattdessen ein Verdampfer verwendet werden, der die maximale Tropfengröße begrenzt und dann das kondensierte Wasser trocknet und verdampft. Unser Modell zeigt, dass dies den sekundären Vorteil hat, dass die Abhängigkeit der Tropfengröße von der radialen Position minimiert wird, wodurch gleichförmige maximale Tropfengrößen bereitgestellt werden. Wie bei dem zweiten Aspekt kann diese Methode mit dem kinetisch begrenzten Wachstum kombiniert werden, um eine beständige Leistung über einen Bereich von Partikelanzahlkonzentrationen bereitzustellen.
Wie in 17 dargestellt, ist es noch möglich, mit dieser Methode ziemlich hohe Supersättigungen zu erreichen. Dargestellt ist das Sättigungsprofil, das erhalten wird, wenn ein befeuchteter Luftstrom bei 0°C in ein Rohr mit Wänden bei 50°C eingeleitet wird. Der feuchtwandige Initiator hat eine skalierte Länge-zu-Strömungsrate-Distanz von 0,10 s/cm². Die folgenden Wände werden bei derselben Temperatur, aber trocken gehalten. In der Praxis wird dies durch Auskleiden des Vorkonditionierers und der Initiatorabschnitte mit einem Docht erreicht, der mit einem Wasserreservoir in Kontakt ist, während die Verdampferwände blank bleiben. Im Verdampfer bleiben die Wände trocken, weil der Kondensationspunkt des Stroms niedriger ist als die Temperatur der Wände. In diesem Szenario wird die höchste Mittellinien-Supersättigung stromabwärts des Endes des Initiators, an einer axialen Position zur Strömungsrate von 0,15 s/cm² erhalten. Weil die Wasserdampfkonzentrationen in der Mitte des Stroms von einem früheren Teil des Stroms abgeleitet sind, wird auch hier im Wesentlichen dieselbe Aktivierungseffizienz geboten, wie wenn die gesamte Wachstumsregion warme, feuchte Wände hat. Bei dem gezeigten Beispiel erreicht das Mittellinien-Sättigungsverhältnis 2,9, das Partikel um 3 nm aktiviert.
18 zeigt ein entsprechendes Tropfenwachstum für diese Konfiguration. Die Tropfen waschen rasch und erreichen ihren maximalen Durchmesser bei einer axialen Position, wo das Sättigungsverhältnis entlang der Partikelbahn unter 1 fällt. Dann beginnen sie zu verdampfen. In der normalen Situation, wenn die Wände in der gesamten Wachstumsregion feucht sind, ist die Tropfengröße nahe den Wänden am größten, wo der Strom langsamer ist und die Partikel mehr Zeit zum Wachsen haben. Hier ist die Tropfengröße ziemlich gleichförmig, nahezu unabhängig von der radialen Position, wie dargestellt. Der Grund dafür ist, dass die warmen trockenen Wände jene nahe den Wänden zuerst zu verdampfen beginnen, was der Zeit für ein zusätzliches Wachstum entgegenwirkt. Diese Modellergebnisse zeigen, dass es möglich ist, Tropfen mit gleichförmigem maximalem Durchmesser unabhängig von der radialen Position bereitzustellen. Wenn das Rohr bei 0,36 s/cm² endete, hätten die austretenden Tropfen eine ziemlich gleichförmige Größe. Wenn es weiter verlängert wird, verdampfen die Tropfen, aber dies könnte ein Mittel bereitstellen, um eine gleichförmige Menge an reaktiven Dampfspezies oder eine elektrische Ladung aus dem umgebenden Gas abzugeben, die dann nach dem Verdampfen bei den Partikeln bliebe.
Die vierte Ausführungsform der Technologie (2d und 3d) verwendet erneut einen Initiator, dieses Mal gefolgt von einer langsamen Temperaturrampe. Anhand des Modells ist es möglich, einen anfänglichen Temperatursprung beim Initiator, gefolgt von einer Temperaturrampe zu wählen, die für gleichförmige Aktivierungsbedingungen entlang jeder Partikelbahn sorgt. Dies ist in 19 dargestellt, in der der Kelvin-Äquivalentdurchmesser für den Fall einer rohrförmigen Geometrie bei einer volumetrischen Strömungsrate von 1 L/min eingetragen ist, wobei der Eintrittsstrom 12°C ist, die Initiator-Wandtemperatur 25°C ist, gefolgt von einer 14 cm langen Rampe, die bei 42°C (oder 1,2°C/cm) endet. Diese Profile passen zu der volumetrischen Strömungsrate durch das Rohr. Mit dieser Konfiguration ist der Kelvin-Äquivalentdurchmesser entlang des Großteils jeder Strömungsbahn nahezu konstant. In allen früheren Beispielen weist das Sättigungsprofil entlang einer Strömungsbahn ein starkes Maximum auf und fällt dann ab. Im Gegensatz dazu wird in diesem Aspekt der Technologie der Kelvin-Äquivalentdurchmesser, sobald er sein Maximum erreicht, für den Großteil der restlichen Strömungsbahn gehalten. Dies bietet eine maximale Zeit für eine Aktivierung und ein Wachstum bei geringem Supersättigungsverhältnis, wie zur Aktivierung hydrophober Partikel notwendig sein könnte. Diese spezifische Methode wurde für die Testung von Dieselmotorabgas untersucht, wo das erforderliche Testprotokoll einen Nachweis von 50% Partikel bei 23 nm und 90% oder mehr bei 40 nm spezifiziert.
Die oben beschriebenen Aspekte können auch kombiniert werden, um einen Mehrstufen-Kondensator zu bilden. Zum Beispiel kann der in der zweiten Ausführungsform beschriebene Initiator-Äquilibrator von einem anderen Initiator-Äquilibrator gefolgt sein. 20 zeigt den Kelvin-Äquivalentdurchmesser und Kondensationspunktprofile für einen Vierstufen-Kondensator, der aus einem 40°C Initiator, gefolgt von einem 5°C Äquilibrator, gefolgt von einem zweiten 40°C Initiator, gefolgt von einem zweiten 5°C Äquilibrator besteht. Der Eintrittsstrom ist bei 5°C und 95% RH, und die Kondensatorwände sind durchgehend befeuchtet. Der minimale Kelvin-Äquivalentdurchmesser und Austrittskondensationspunkt sind gegenüber der einfachen Zweistufen-Initiator-Äquilibrator-Konfiguration nicht stark verändert. Die gebildeten Tropfen sind jedoch viel größer, insbesondere für beprobte Konzentrationen unter 5×10⁴cm^-3. Die größere Tropfengröße erleichtert den optischen Nachweis der Tropfen oder deren Sammlung durch Trägheitsmittel.
Zusätzlich zu der oben präsentierten Modell wurden Vorhersagen des Tropfenwachstums experimentell für die ersten zwei Ausführungsformen der oben beschriebenen Technologie validiert. Dies erfolgte unter Verwendung eines aerodynamischen Partikelgrößenmessgeräts (Modell 3021 erhältlich von TSI Inc., St. Paul, MN) zur Messung des Durchmessers austretender Tropfen. Für den Einstufen-Kondensator bestätigten diese Labormessungen, dass eine Verringerung des Durchmessers des Rohres von 9,5 mm auf 4,6 mm eine Verschiebung in der Tropfengröße mit der Partikelkonzentration verringerte. Für die zweite Ausführungsform mit dem kurzen Initiator gefolgt vom kalten Äquilibrator bestätigten unsere Experimente, dass diese nahezu dieselbe Tropfengröße erzeugte wie ein Betrieb mit einem warmwandigen Einstufen-Kondensator desselben Durchmessers und derselben Länge. Anstatt einen ziemlichen begrenzten Strömungsratenbereich zu haben, über den der Kondensator effektiv war, war es ferner mit dem Zweistufen-Initiator-Äquilibrator-Kondensator möglich, über einen Faktor von 10 in der Strömungsrate zu arbeiten. Die maximale Strömungsrate, die beständige Tropfengrößen erzeugte, entspricht einem Verhältnis von Initiatorlänge zu Strömungsrate von etwa 0,3s/cm², in Übereinstimmung mit dem oben stehenden Modell. Bei geringeren Strömungsraten war der Initiator im Vergleich zur Position einer maximalen Supersättigung lang und das Tropfenwachstum war ähnlich jenem für einen Einstufen-Kondensator. Der anschließende Äquilibrator diente einfach zur Bereitstellung von wenig mehr Zeit und Distanz für ein Tropfenwachstum, während Temperatur und Kondensationspunkt gesenkt wurden.
Alle oben stehenden Beschreibungen gelten für Kondensatoren mit Laminarströmung. Der Äquilibrator der zweiten Ausführungsform der Technologie könnte jedoch auch als zweite Stufe eines Kondensators verwendet werden, wenn die erste Stufe zwei gesättigte Ströme bei verschiedenen Temperaturen mischt. Das Mischen gesättigter Ströme bei unterschiedlichen Temperaturen ist ein gut etabliertes Verfahren zur Erzeugung einer Dampfsupersättigung und arbeitet mit jeder Art von Kondensierungsdampf und ist ein Ergebnis einer nicht linearen Eigenschaft der Dampfdruckgleichgewichtskurve. So wie ein Äquilibrator als die zweite Stufe des Kondensators mit Laminarströmung zur Verringerung des Kondensationspunkts und der Temperatur bei anhaltendem Tropfenwachstum verwendet wird, zeigen unsere Modelle auch, dass ein solcher Äquilibrator als die zweite Stufe eines Kondensators vom Mischtyp verwendet werden kann und ebenso den Kondensationspunkt senkt, ohne die relative Feuchtigkeit stark zu beeinflussen, und somit das Tropfenwachstum weiter fördert.
Obwohl der Gegenstand in einer Sprache beschrieben wurde, die für Konstruktionsmerkmale und/oder methodische Vorgänge spezifisch ist, ist klar, dass der Gegenstand, der in den beiliegenden Ansprüchen definiert ist, nicht unbedingt auf die spezifischen, oben beschriebenen Merkmale oder Vorgänge beschränkt ist. Vielmehr sind die spezifischen, oben beschriebenen Merkmale oder Vorgänge als beispielhafte Formen einer Ausführung der Ansprüche offenbart.

Claims

Verfahren zum Erzeugen einer Wasserdampfsupersättigung in einem Luftstrom, umfassend: Einleiten eines Luftstroms in einer Laminarströmung in einen feuchtwandigen Kondensator, wobei der Luftstrom eine Einlasstemperatur T1 an einem Einlass des Kondensators hat, wobei der Kondensator einen Auslass hat; Steuern eines ersten Abschnitts des Kondensators, der eine Länge hat und neben dem Einlass liegt, auf eine erste Temperatur T2, die um mindestens 5°C höher als T1 ist; und Steuern eines zweiten Abschnitts des Kondensators zwischen dem ersten Abschnitt und dem Auslass bei einer zweiten Temperatur T3, die niedriger als T2 ist, wobei der zweite Abschnitt eine zweite Länge hat, die größer als die Länge des ersten Abschnitts ist, wobei der erste Abschnitt und der zweite Abschnitt des Kondensators ein Volumen definieren, wobei eindringende Luft laminar durch den Kondensator strömt, wobei in den Kondensator eindringende Luft eine volumetrische Luftströmungsrate in dem Volumen erzeugt, wobei das Volumen eine zylindrische Geometrie oder eine Parallelplatten-Geometrie mit einem Plattenabstand umfasst, wobei jede Platte eine Breite aufweist, wobei bei einer zylindrischen Geometrie ein Verhältnis der Länge des ersten Abschnitts zur volumetrischen Luftströmungsrate kleiner als 0,3 s/cm² ist, und wobei bei einer Parallelplatten-Geometrie eine Längeneinheit des ersten Abschnitts geteilt durch die volumetrische Luftströmungsrate multipliziert mit einer Breiteneinheit der Platten geteilt durch den Plattenabstand kleiner als 0,3 s/cm² ist.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei das Volumen durch ein Inneres des Kondensators definiert ist, wobei das Innere einen konstanten Querschnitt zwischen dem ersten Abschnitt und dem zweiten Abschnitt aufweist.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei der erste und zweite Abschnitt des Kondensators in einer zylindrischen Geometrie mit einem Innendurchmesser von weniger als 6 mm gebildet sind.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei der erste und zweite Abschnitt des Kondensators in einer Parallelplatten-Geometrie ausgebildet sind, das eine erste und zweite parallele Platte enthält, die die Temperaturen bereitstellen, wobei die parallelen Platten einen Plattenabstand von 5 mm oder weniger aufweisen.
Verfahren nach Anspruch 1, des Weiteren enthaltend das Einleiten des Luftstroms bei einer Temperatur T0 in einen Vorkonditionierer vor dem Kondensator, wobei der Vorkonditionierer den Luftstrom dem Einlass bei der Temperatur T1 bereitstellt, wobei T1 entweder niedriger oder höher als die Temperatur T0 sein kann.
Verfahren nach Anspruch 5, wobei der Vorkonditionierer eine relative Feuchtigkeit des Luftstroms auf einen Wert von 90% oder mehr bei der Temperatur T1 erhöht.
Verfahren nach Anspruch 1, des Weiteren enthaltend die folgenden Schritte: Steuern eines dritten Abschnitts des Kondensators auf eine Temperatur T3, die höher als T2 ist, und Steuern eines vierten Abschnitts des Kondensators auf eine Temperatur T4, die niedriger als T3 ist, wobei der Absolutwert der Temperaturdifferenz zwischen aufeinander folgenden Abschnitten mindestens 5°C ist.
Verfahren nach Anspruch 1, des Weiteren enthaltend die folgenden Schritte: Durchleiten des Luftstroms durch mehrere aufeinander folgende, temperaturkontrollierte Abschnitte des Kondensators, wobei die aufeinander folgenden Abschnitte abwechselnd wärmere und kältere Temperaturen als T3 haben, wobei ein Absolutwert der Temperaturdifferenz zwischen aufeinander folgenden Abschnitten mindestens 5°C ist und die kälteren Abschnitte länger als der vorangehende warme Abschnitt sind.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei der zweite Abschnitt eine Länge hat und das Steuern eines zweiten Abschnitts das derartige Steuern der Temperatur T3 umfasst, dass sie im Allgemeinen entlang der Länge konstant ist.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei der zweite Abschnitt eine Länge hat und das Steuern eines zweiten Abschnitts das derartige Steuern der Temperatur umfasst, dass sie entlang der Länge von Temperatur T2 auf T3 steigt.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei der Schritt des Einleitens das Umgeben des Luftstroms bei Temperatur T1 mit einem gesättigten Luftstrom bei einer Temperatur T4, die höher als T1 ist, umfasst, wobei die Ströme im ersten Abschnitt laminar vereint werden.
Verfahren zum Erzeugen einer Wasserdampfsupersättigung in einem Luftstrom, umfassend: Einleiten von Luft in einer Laminarströmung in einen durchgehend feuchtwandigen Kondensator an einem Einlass, wobei die Luft eine Einlasstemperatur T1 am Einlass hat, wobei der Kondensator einen Auslass hat; Steuern eines ersten Abschnitts des Kondensators, der eine Länge hat und neben dem Einlass liegt, auf eine erste Temperatur T2, die um mindestens 5°C höher ist als T1; und Steuern eines zweiten Abschnitts des Kondensators, der eine Länge zwischen dem ersten Abschnitt und dem Auslass hat, so dass er eine linear zunehmende Temperatur aufweist, wobei die linear zunehmende Temperatur eine Temperatur T2 neben dem ersten Abschnitt ist und zum Auslass hin zunimmt.
Verfahren nach Anspruch 12, wobei der Schritt des Einleitens das Umgeben des Luftstroms bei Temperatur T1 mit einem gesättigten Luftstrom bei einer Temperatur T4, die höher als T1 ist, umfasst, wobei die Ströme laminar vereint werden.
Verfahren nach Anspruch 13, wobei der zweite Abschnitt des Kondensators länger ist als der erste Abschnitt.
Verfahren nach Anspruch 14, wobei der erste Abschnitt und der zweite Abschnitt des Kondensators ein Volumen definieren, wobei in den Kondensator eindringende Luft eine volumetrische Luftströmungsrate in dem Volumen erzeugt und wobei ein Verhältnis der Länge des ersten Abschnitts zur volumetrischen Luftströmungsrate geringer ist als 0,3 s/cm².