T 型微通道中液滴半阻塞不對稱分裂行為研究*

鄧梓龍 李鵬宇 張璇 劉向東2)?

1) (東南大學能源與環(huán)境學院, 能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室, 南京 210096)

2) (揚州大學電氣與能源動力工程學院, 揚州 225127)

液滴不對稱分裂是獲得不同尺寸微液滴的優(yōu)選方法, 研究液滴不對稱分裂行為對于生物醫(yī)學、能源化工及食品工程等領域具有重要意義.本文研制T 型微通道芯片并設計搭建T 型微通道液滴半阻塞不對稱分裂行為可視化實驗平臺, 研究流量調控對微液滴分裂比的影響規(guī)律, 并建立理論模型對分裂比進行預測, 得到以下結論: 液滴不對稱擠壓分裂過程分為擠壓前期、擠壓后期和快速夾斷階段, 在擠壓前期, 液滴頸部寬度隨時間呈線性變化, 在擠壓后期, 頸部寬度隨時間呈指數(shù)關系, 而在快速夾斷階段, 液滴頸部向心收縮的界面附加壓力占主導, 液滴頸部寬度劇烈收縮, 呈斷崖式減小; 調控分支通道流量可對液滴不對稱分裂比進行調控,且調控作用受毛細數(shù)影響較大; 基于液液流動壓降模型的液滴分裂比預測模型能夠有效預測液滴分裂比.

1 引 言

20 世紀90 年代初, 微型全分析系統(tǒng)(miniaturized total chemical analysis systems, μTAS)的提出, 拉開了微流控技術發(fā)展的序幕.微流控技術在微米甚至納米尺度下控制流體進行質量、能量和動量傳遞[1?3], 使其在藥物傳輸[4]、病毒檢測[5]、生物篩選[6,7]和功能材料合成[8?11]等眾多領域得到了極大的發(fā)展.其中, 微通道中的液滴分裂技術能夠主動調控獲得數(shù)量、組分及體積可控的單分散微液滴, 得到了學界廣泛重視[12].學者們利用聲表面波法[13,14]、電控法[15?17]、氣動法[18,19]及障礙物法[20,21]等對母液滴進行精確不對稱分裂, 從而得到了不同體積的子液滴.然而, 這些方法所需微流控芯片加工難度大, 成本昂貴.基于分支流體調節(jié)思路, Yamada 等[22]將“tuning-flow”引入T 型微通道的某一分支, 通過控制分支通道流速, 精確調節(jié)子液滴尺寸.該設計簡單易操作, 成本較低, 是一種優(yōu)選微流控不對稱分裂方法.

目前, 學者們已對T 型/Y 型微通道內液滴對稱/不對稱分裂行為進行了實驗探究、理論分析和數(shù)值模擬, 并取得了一定的成果.王維萌等[23]對T 型微通道內液滴的對稱被動分裂進行可視化實驗研究, 捕捉到了隧道分裂、不連續(xù)阻塞分裂、永久阻塞分裂和未分裂等4 種流型, 獲得了毛細數(shù)與液滴無量綱長度的經(jīng)驗關聯(lián)式.Wang 等[24]通過實驗和理論研究了非對稱Y 型微通道中的液滴分裂行為, 指出了分裂過程中存在不分裂、隧道分裂和阻塞分裂3 種流型, 討論了母液滴長度和液滴速度對分裂特性的影響, 分析出不分裂和隧道分裂流型的臨界條件l/w= 0.5414Ca–0.21(l為液滴長度,w為微通道寬度,Ca為毛細數(shù),Ca=μu/σ,μ為黏度,u為流體速度,σ為兩相界面張力), 預測了液滴分裂比, 然而流阻計算需要進一步改進.Liang等[25]采用基于相場的格子玻爾茲曼方法(lattice Boltzmann method, LBM)多相模型研究了表面潤濕性、毛細數(shù)和出口流量比對Y 型微通道處液滴分裂行為的影響, 結果顯示, 當毛細數(shù)較大時,液滴分裂動力行為與壁面潤濕性聯(lián)系密切, 對于親水壁面, 分裂生成的子液滴會發(fā)生二次分裂, 導致液滴一部分黏附在通道壁面, 另一部分流向下游;而對于疏水壁面, 液滴分裂后兩個子液滴完全脫離通道壁面; Fu 等[26]采用基于顏色模型的LBM 方法數(shù)值研究了T 型微通道中分叉出口壓差造成的液滴不對稱分裂, 對阻塞分裂過程中液滴動力學的演變進行了精確分析.結果表明, 在阻塞分裂狀態(tài)下, 兩個子液滴的體積比很大程度上取決于不對稱條件, 并提出通用參數(shù)As來描述液滴分裂的不對稱條件.但研究僅著眼于阻塞分裂, 還需對隧道分裂、不分裂等工況進行相應分析.隨后, Cheng 等[27]采用VOF(volume of fluid)模型數(shù)值模擬了不等長分支T 型微通道中液滴不對稱分裂的動力學行為, 提出了液滴分裂的4 種模式(primary breakup,transition breakup, bubble breakup, and nonbreakup), 并根據(jù)母液滴大小和毛細數(shù)預測液滴分裂情況, 指出流體間的黏度比會顯著影響臨界毛細數(shù).但是二維(2D)模擬傾向于預測較小的臨界毛細數(shù), 因此, 需要進行三維(3D)模擬以更準確地預測液滴分裂所需的臨界條件.Chen 等[28]采用VOF 方法3D 模擬和流動可視化實驗對T 型微通道中微液滴的分裂機理進行了研究.數(shù)值模擬和實驗觀察顯示, 微液滴的流動形態(tài)共有4 種, 分別是隧道分裂、不連續(xù)阻塞分裂、永久阻塞分裂和不分裂, 液滴的分裂和不分裂主要取決于毛細數(shù)和相對液滴長度所代表的界面張力的相對優(yōu)勢, 最后, 提出了一種用于預測液滴尺寸的經(jīng)驗關聯(lián)式, 以說明在永久阻塞分裂工況下液滴尺寸隨無量綱時間的變化.同樣基于VOF 方法, 俞煒等[29]數(shù)值模擬了雙重液滴在Y 型微通道內的分裂過程, 詳細討論了流場演變及液滴各參數(shù)的變化, 研究表明, 外液滴頸部的收縮會因隧道的出現(xiàn)而減緩, 但內液滴頸部收縮基本不受影響; 隧道分裂和不分裂工況臨界線符合冪律關系式, 隧道分裂和阻塞分裂工況臨界線符合線性關系式.但是該研究缺少雙重液滴分裂實驗的驗證.

綜上所述, 現(xiàn)有研究分析了液滴分裂模式、流型轉變的臨界條件和分裂動力學行為, 但對液滴不對稱分裂行為理論預測還有待加強.并且, 相對于研究更豐富的隧道分裂和阻塞分裂, 作為隧道分裂和阻塞分裂中間態(tài)的半阻塞分裂研究并不充分.為此, 本文將結合實驗以及理論研究, 詳細探究T 型不對稱微通道中的液滴半阻塞不對稱分裂機制.通過搭建T 型微通道中液滴分裂特性研究可視化實驗平臺, 觀測半阻塞不對稱分裂的流體動力學行為, 探究調控流量對分裂行為的影響, 并發(fā)展分裂比理論預測方法, 為微液滴不對稱分裂提供設計優(yōu)化方法和理論支撐.

2 實驗系統(tǒng)與方法

2.1 芯片結構

如圖1(a)所示, 本文所用微流控芯片由4 部分組成: 流動聚焦微通道、輔助微通道、T 型分裂微通道和調控微通道.液滴在流動聚焦微通道內生成, 流經(jīng)輔助微通道, 最后進入T 型分裂微通道,在調控微通道的控制作用下發(fā)生分裂.流動聚焦微通道為十字形, 寬600 μm, T 型分裂微通道寬w=420 μm, 在輔助微通道處完成寬度過渡.整塊芯片的微通道深度h= 200 μm.芯片由兩塊分別表面蝕刻有微槽道和表面平整的玻璃鍵合而成, 芯片具有良好的親水疏油性.輔助微通道內注入連續(xù)相流體以調整液滴流速, 進而調控主通道毛細數(shù).T 型分裂微通道的兩個分支長度比為1∶2, 在較短分支下游的U 型彎中部接入調控微通道以實現(xiàn)對液滴分裂比的調控.流體最終從出口流出芯片.液滴半阻塞不對稱分裂示意圖和實驗系統(tǒng)圖如圖2 和圖3 所示.

圖1 微流控芯片結構 (a)示意圖, I-流動聚焦微通道, II-輔助微通道, III-T 型分裂微通道, IV-調控微通道; (b)實物圖, 其中Qc 為連續(xù)相體積流量, Qd 為離散相體積流量, Qf 為輔助流量, Qt 為調控流量Fig.1.Geometric structure of the microfluidic chip: (a) Schematic diagram, I-flow focusing microchannel, II-T-shaped splitting microchannel, III-tuning microchannel; (b) actual chip, Qc is volumetric flow rate of continuous phase, Qd is volumetric flow rate of dispersed phase, Qf is volumetric flow rate of supporting continuous phase, Qt is volumetric flow rate of controlling continuous phase.

圖2 液滴半阻塞不對稱分裂示意圖(u 為流體速度, lm 為母液滴長度, w 為微通道寬度, Δx 為子液滴頭部位移, d 為液滴頸部寬度, ld 為子液滴長度, lc 為子液滴間距)Fig.2.Schematic of droplet asymmetrical splitting with a tunnel in a T-junciton (u is velocity of the fluid, lm is length of the mother droplet, w is width of the microchannel, Δx is displacement of the head of the daughter droplets, d is width of the droplet neck, ld is length of the daughter droplet, lc is interval of daughter droplets).

圖3 實驗系統(tǒng)圖Fig.3.Schematic of the experimental system.

2.2 實驗設備

連續(xù)相和離散相流體均由注射泵(LSP01-1BH、LSP01-2A, 保定蘭格恒流泵有限公司)注射進入芯片.注射器和芯片流體入口由PTFE 管連接.冷光源鹵素燈(XD-302)提高實驗背景亮度而且避免了高溫對實驗流體的影響, 高速攝像機(Photron FASTCAM SA4500M-K2, 日本Photron公司)連接有顯微鏡(Olympus SZX7, 日本Olympus 公司), 拍攝并記錄液滴在T 型微通道分裂的過程, 拍攝幀率為3000—8000 fps.實驗圖片用ImageJ 軟件處理以得到液滴形貌演變參數(shù)及子液滴體積等數(shù)據(jù).

2.3 實驗工質

實驗中所用連續(xù)相為甘油水溶液, 添加有0.5 wt%的十二烷基硫酸鈉(SDS), 溶液密度ρc=1062.6 kg/m3, 動力黏度μc= 3.8 mPa·s.實驗發(fā)現(xiàn), 溫度較低時SDS 會發(fā)生沉淀析出, 導致液體渾濁、相界面模糊, 因此實驗環(huán)境溫度維持在20 °C.實驗中離散相為二甲基硅油, 密度ρd= 897.9 kg/m3,動力黏度μd= 5.0 mPa·s.兩相界面張力σ= 10.00 mN/m.

3 結果與討論

根據(jù)子液滴在分支通道中的阻塞程度, 液滴不對稱分裂過程可分為完全阻塞分裂、半阻塞分裂和隧道分裂.半阻塞分裂是指不對稱分裂過程中, 一分支通道內液滴完全堵塞通道, 另一分支通道內液滴與壁面之間出現(xiàn)隧道, 是阻塞分裂和隧道分裂的中間轉換過程, 目前針對這一特征流型研究還不夠充分, 為此下面將針對液滴半阻塞不對稱分裂過程開展研究與分析.

3.1 典型半阻塞不對稱分裂過程

圖4 展示了液滴在T 型結構處的典型半阻塞不對稱分裂過程.整個過程分為3 個階段: 進入階段、擠壓分裂階段和分裂后階段.在進入階段(t1—t4),液滴在上游連續(xù)相的推動下, 頭部向下游移動進入T 型結直至貼住微通道壁面, 隨后, 液滴向兩邊伸展進入兩個分支通道, T 型結被液滴充滿, 液滴界面緊貼微通道4 個壁面.待尾部進入T 型結構,界面張力與上游連續(xù)相壓力的共同作用使圓弧狀的尾部由圓變直.此后, 液滴分裂進入擠壓分裂階段(t4—t9).在此階段, 上游連續(xù)相的壓力擠壓液滴界面, 使其中部內凹成近似圓弧狀頸部, 隨著連續(xù)相流體的蓄積, 圓弧逐漸變大, 液滴頸部逐漸變細,同時液滴的A頭部逐漸脫離來流側的微通道壁面,出現(xiàn)明顯的隧道.隧道逐漸增大使上游的連續(xù)相壓力略有下降, 仍能驅使頸部圓弧內凹面繼續(xù)擴大,頸部繼續(xù)變細但速率減慢, 兩子液滴頭部曲率幾乎相等, 均近似為半圓狀.在t6時刻, 隧道達到最大寬度, 連續(xù)相在T 型結構處繼續(xù)積聚, 迫使頸部愈發(fā)變細, 最終液滴頸部脫離通道上下壁面, 形成細長型, 此時頸部豎直截面為圓形, 指向內部的界面附加壓力驅使液滴頸部快速收縮, 頸部迅速由圓弧狀變?yōu)槁┒窢钭罱K塌陷, 液滴分裂形成兩個子液滴.此后進入分裂后階段(t9—t11), 尾部由尖錐狀迅速恢復為圓弧狀, 分別進入T 型微通道的兩個分支, 隧道由于液滴恢復為彈狀而消失.

圖4 典型半阻塞不對稱分裂過程 (Qc = 400 μL/h, Qd =40 μL/h, Ca = 5.53 × 10–4, lm/w = 4.08)Fig.4.Typical droplet assymetrical splitting with a tunnel in a microfluidic T-junction (Qc = 400 μL/h, Qd = 40 μL/h,Ca = 5.53 × 10–4, lm /w = 4.08).

3.2 不對稱分裂動力學

液滴半阻塞不對稱分裂過程中, 頸部寬度是重要的演變參數(shù).圖5 給出了液滴典型半阻塞不對稱分裂過程中頸部寬度的演變過程.如圖5 所示, 根據(jù)頸部寬度的變化速率可將液滴擠壓分裂過程分為3 個階段: 擠壓前期、擠壓后期和快速夾斷階段.

圖5 液滴頸部寬度演變過程(Qc = 400 μL/h, Qd =40 μL/h, Qt = 0 μL/h, Ca = 5.53 × 10–4, lm /w = 4.08, T =0.2592 s), 其中(t–t4)/T = 0 時表示頸部剛開始收縮Fig.5.Evolution of neck width d/w with dimensionless time(t–t4)/T (Qc = 400 μL/h, Qd = 40 μL/h, Qt = 0 μL/h, Ca =5.53 × 10–4, lm/w = 4.08, T = 0.2592 s), where (t–t4)/T =0 represents the neck starts contracting.

在擠壓前期(0 < (t–t4)/T< 0.08,T為特征時間,T=w/[(Qc+Qd)/wh] =w2h/(Qc+Qd),液滴頸部開始勻速收縮, 呈線性變化, 隨后頸部寬度隨時間變化斜率發(fā)生變化, 該過程時間持續(xù)較短, 在此階段頸部寬度收縮速率與上游流速相當,這是由于此階段液滴頸部曲率半徑大, 界面附加壓力小, 與阻礙頸部收縮的附加壓力相比, 上游連續(xù)相驅動力占主導地位.

在擠壓后期(0.08 < (t–t4)/T< 0.53), 頸部寬度隨時間變化呈指數(shù)關系, 持續(xù)時間較長, 這表明連續(xù)相的擠壓作用與液滴界面張力作用呈一種特殊關系, 即雖然這一階段界面附加壓力逐漸增大, 但上游壓力驅動作用大于附加壓力的阻礙作用, 且上游壓力驅動作用相對界面附加壓力阻礙作用的優(yōu)勢逐漸降低, 這表現(xiàn)為液滴頸部收縮運動的加速度緩慢減小.

在快速夾斷階段(0.53 < (t–t4)/T< 0.76),液滴頸部寬度開始加速減小直至液滴分裂.此時液滴頸部在通道寬度平面內的曲率快速增大, 指向頸部中心的界面附加壓力快速增加, 促使液滴頸部分別向A通道和B通道拉伸.當頸部持續(xù)縮減, 直到頸部在通道高度方向上脫離微通道上下壁面, 導致只有迎著上游來流的通道壁面與之接觸, 液滴頸部由2D 收縮轉變?yōu)?D 收縮.與頸部在通道寬度平面內的界面類似, 頸部在通道高度平面內的界面曲率越來越大, 同時促進液滴頸部中心收縮.總的來說, 此階段液滴頸部向心收縮界面附加壓力占主導, 液滴頸部寬度劇烈收縮, 在(t–t4)/T= 0.7 時呈斷崖式減小, 這表明此時液滴頸部界面極度不穩(wěn)定, 頸部即將夾斷.

通過理論分析, Leshansky 等[30]建立液滴在T 型微通道中分裂幾何模型, 并假定頸部為標準圓弧狀, 導出頸部寬度與時間的指數(shù)關系d/w– [(t–t4)/T]3/7.圖5 很好地驗證了此關系, 在擠壓后期階段, 實驗數(shù)據(jù)符合此指數(shù)關系.但在快速夾斷階段出現(xiàn)偏差且偏差隨分裂的進行逐漸增大, 原因是上述研究假定模型為2D 模型且假定液滴頸部在變形的全部過程中為標準內凹圓弧形, 忽略了實際液滴3D 分裂時頸部脫離通道上下壁面所出現(xiàn)的液滴頸部向心收縮界面附加壓力占主導, 促進液滴頸部收縮.實驗觀察到, 在快速夾斷階段液滴頸部形貌快速由圓弧狀變?yōu)槁┒窢? 這也驗證了上述分析.

圖6 展示了液滴半阻塞不對稱分裂過程中兩個子液滴前端位移情況.圖6(a)中, (t–t4)/T=0.0—0.06 這段時間內, 通道B中子液滴曲線有數(shù)值而通道A中子液滴曲線無數(shù)值, 這是因為在分裂初期,A通道內更大的流阻阻礙通道A中子液滴的移動, 通道B中子液滴的前端此時已經(jīng)進入流阻較小的B通道, 而通道A中子液滴的前端尚未進入其分支通道, 造成了兩個子液滴的初始位移差, 液滴分裂的不對稱特點此時就已經(jīng)顯現(xiàn).(t–t4)/T= 1.375—1.975 這段時間內, 通道B中子液滴曲線近似為斜率不變的直線, 而通道A中子液滴曲線的斜率先減小, 后逐漸恢復, 與實驗圖像對比發(fā)現(xiàn), 這段時間內, 通道A中子液滴與通道壁面之間出現(xiàn)了如圖6(b)所示的隧道, 連續(xù)相流體流經(jīng)隧道越過液滴流向下游, 由于隧道內連續(xù)相流體對液滴端部的剪切作用促使液滴內部發(fā)生渦流, 部分剪切動量轉化為渦流動量, 渦流對液滴分裂的阻礙作用強于剪切對液滴的拉伸作用, 實際上阻礙了液滴分裂; 而通道B中未出現(xiàn)隧道, 通道B子液滴在連續(xù)相壓力下持續(xù)以較大速度移動.待兩液滴徹底分裂后, 通道A中子液滴尾部在界面張力的作用下迅速恢復接近球形, 液滴界面收緊, 隧道被壓縮至消失,A通道的連續(xù)相流體不能越過液滴流向下游而阻塞在液滴后部, 液滴頭部和尾部壓差增大, 同時渦流消失, 因此又逐漸恢復至隧道出現(xiàn)前的移速.從圖6(a)還可以得出, 在0.06 < (t–t4)/T< 1.375 和1.975 < (t–t4)/T<2.284這兩個區(qū)間內, 通道B中子液滴曲線斜率為4.5, 通道A中子液滴曲線斜率為1.75, 斜率比為2.57∶1, 雖然與分支通道長度比2∶1 有一定差距,但 與 圖7中Qt*= 0 時液滴分裂比(2.5∶1—2.8∶1)很接近, 這表明子液滴頭部位移與子液滴分裂比有一定關系.

圖6 分裂過程中液滴前端位移(Qc = 400 μL/h, Qd = 40μL/h, Qt = 0 μL/h, Ca = 5.53 × 10–4, lm/w = 4.08, T =0.2592 s), 其中(t–t4)/T = 0 表示液滴頭部剛開始進入分支通道Fig.6.Motion of droplet front cap during splitting process(Qc = 400 μL/h, Qd = 40 μL/h, Qt = 0 μL/h, Ca = 5.53 ×10–4, lm/w = 4.08, T = 0.2592 s), where (t–t4)/T = 0 represents the head of the droplet has just entered the branch channel.

圖7 調控流量Qt 對液滴分裂比的影響(Qd = 50 μL/h)Fig.7.Active regulation of droplet splitting ratio by tuning flow Qt (Qd = 50 μL/h).

3.3 分裂比預測

3.3.1 分裂比的主動調控

本研究利用調控微通道將連續(xù)相流體注入T 型分裂微通道的B分支下游, 改變微通道內壓力分布, 從而實現(xiàn)液滴分裂比的精確調控.圖7 展示了調控流量Qt對液滴分裂比的主動調控作用效果.如圖所示, 隨著的增大, 液滴分裂比VB/VA由接近3:1 大幅下降.同時, 圖7還給出了主流毛細數(shù)與液滴尺寸對液滴分裂比的影響規(guī)律.由圖可知, 不同毛細數(shù)工況, 液滴分裂比隨調控流量的變化明顯不同.而在當前液滴半阻塞不對稱分裂情況下, 母液滴尺寸對液滴分裂比隨調控流量的變化規(guī)律影響不大.

3.3.2 分裂比預測

為了精確調控液滴不對稱分裂比, 可建立液滴分裂過程壓降演化模型, 理論預測不同工況下液滴不對稱分裂比, 從而針對目標分裂比快速準確調節(jié)流量.如圖8 所示, 將微通道流體管網(wǎng)類比為電路網(wǎng), 液液兩相流類比為電流, 壓力降類比為電壓差,由并聯(lián)環(huán)路壓力降相等將微通道匯合點類比為兩個接地零點, 實際的液滴流動即可簡化如圖8(b),其中QA,QB和QC分別表示A通道、B通道和C通道內的總體積流量, ΔPA, ΔPB和ΔPC分別表示A通道、B通道和C通道內的壓降.

由于存在液液界面, 微通道中液滴流動系統(tǒng)比單相流動要復雜的多[31].目前, 關于矩形截面微通道內彈狀兩相流的研究已有報道[32], 在實際流動中, 連續(xù)相流體不可避免進入液滴與通道壁面角落的間隙, 這增加了計算液滴(氣泡)流動過程壓降的難度.?adosz 等[33]考慮間隙影響, 推導出液液彈狀流壓降的計算式如下, 其中連續(xù)相壓降為

式中,α為無量綱幾何校正因子, 對于矩形通道,α=22C2/7A-65/3[34],C為微通道截面周長,A為微通道截面面積,μc為連續(xù)相動力黏度,u為微通道內連續(xù)相流體平均流速,lc為液滴間距,β為考慮包圍液滴首尾的連續(xù)相液體的校正長度, 取液滴橫截面當量直徑的1/3[35].離散相壓降為

式中,μd為離散相動力黏度,ld為液滴長度.兩相界面壓降為

圖8 液滴不對稱分裂模型 (a)實物圖; (b)簡化圖Fig.8.Asymmetrical droplet splitting model: (a) Actual microchannel; (b) simplified diagram.

圖9 調控流量Qt 變化時液滴不對稱分裂比預測值與實驗值對比 (a) lm/w = 4.37, Ca = 5.24 × 10–3; (b) lm/w = 4.99, Ca =3.88 × 10–3; (c) lm/w = 5.44, Ca = 3.04 × 10–3; (d) lm/w = 6.24, Ca = 2.22 × 10–3; (e) lm/w = 7.50, Ca = 1.32 × 10–3Fig.9.Comparison of predicted value and experimental value of droplet asymmetric split ratio when Qt changes: (a) lm/w = 4.37,Ca = 5.24 × 10–3; (b) lm/w = 4.99, Ca = 3.88 × 10–3; (c) lm/w = 5.44, Ca = 3.04 × 10–3; (d) lm/w = 6.24, Ca = 2.22 × 10–3;(e) lm/w = 7.50, Ca = 1.32 × 10–3.

式中,σ為兩相界面張力,γ為與通道幾何結構有關的常數(shù),γ= 3.553[36],D為微通道水力直徑,Ca=μcu/σ.液滴單元的壓降為3 種壓降之和為

假設母液滴按預設分裂比分成兩個子液滴進入兩個分支, 計算得到A,B,C三段微通道內壓降, 根據(jù)ΔPA= ΔPB+ ΔPC判斷預設的分裂比是否正確; 若不滿足條件, 假設新的分裂比繼續(xù)計算, 直到滿足條件ΔPA= ΔPB+ ΔPC, 此時分裂比即為預測值.圖9 給出了不同母液滴尺寸和不同毛細數(shù)情況下調控流量Qt變化時液滴分裂比預測值與實驗值的對比情況.如圖所示, 在5 種不同的母液滴尺寸和5 種不同的毛細數(shù)的情況下, 分裂比VB/VA的預測值整體略小于實驗值, 但兩者大致吻合, 這驗證了預測模型的正確性.

4 結 論

本文搭建了T 型微通道中液滴不對稱分裂可視化實驗平臺, 對液滴不對稱分裂行為進行了實驗研究, 探究了液滴不對稱分裂行為機理, 調控分支通道流量主動調節(jié)液滴分裂比, 并建立理論模型對液滴不對稱分裂比進行預測, 獲得以下主要結論:

1)液滴不對稱擠壓分裂過程分為3 個階段:擠壓前期、擠壓后期和快速夾斷階段.在擠壓前期,液滴頸部曲率半徑大, 界面張力附加壓力較小, 與阻礙頸部收縮的附加壓力相比, 上游連續(xù)相驅動力占主導地位, 頸部寬度隨時間呈線性變化; 擠壓后期, 上游壓力驅動作用依然大于附加張力的阻礙作用, 頸部寬度隨時間變化呈指數(shù)關系; 在快速夾斷階段, 液滴頸部向心界面附加壓力占主導, 液滴頸部寬度劇烈收縮, 呈斷崖式減小, 最終液滴頸部塌陷分裂成兩個子液滴;

2)調節(jié)分支通道流量可對液滴不對稱分裂比進行有效調控, 且在當前液滴半阻塞不對稱分裂情況下, 調控作用受母液滴尺寸的影響較小, 而受毛細數(shù)的影響較大;

3)基于液滴分裂過程壓降模型的液滴分裂比預測模型能夠有效預測液滴分裂比.