微通道壁面浸潤性對氣-液兩相流的影響規(guī)律研究

引 言

微化工技術以其對化工過程的熱質傳遞性能高、控制能力強[1-3]，尤其對涉及多相體系的傳遞及反應過程[4-6]，得到了學術界和工業(yè)界的廣泛認同、重視，經多年發(fā)展，其已成為化學工程領域的重要發(fā)展方向之一[7-8]。在特征尺寸為亞毫米量級的空間范圍內，與重力、慣性力等體積力相比，黏性力、表面張力等面積力對多相流體的影響更顯著，即：氣-液或液-液兩相界面張力、液-固兩相表面張力決定了多相流體流動狀況[9-10]。

Santos等[11]通過數值模擬研究了接觸角對微通道內氣泡和液彈形成過程的影響，結果發(fā)現，隨接觸角增大，氣-液界面由“凸”向“凹”轉變，且親水通道內的徑向速度梯度更大，可促進液彈內的流體混合。Zhou等[12]通過實驗和數值模擬發(fā)現，接觸角可改變流型間的轉換線，隨接觸角增加，親水通道內的氣泡長度增加，疏水通道則相反。Barajas等[13]利用氣-液混合裝置產生氣-液兩相混合流體，然后進入四種接觸角材質的毛細管，形成氣-液兩相流，并建立了相應的氣-液兩相流型圖，發(fā)現四種通道內的流型圖較相似，但同時發(fā)現隨接觸角增大，在氣速較快區(qū)域，溪狀流取代了波浪流，且不同流型間的過渡邊界均有明顯變化。Wielhorski等[14]以不同液體為連續(xù)相，研究了液-固接觸角對氣泡大小的影響，結果表明，部分潤濕情況下的氣泡長度與Garstecki模型[15]預測的氣-液兩相體系差異較大。

為研究表面張力的影響，研究者們多采用添加表面活性劑及更換微通道材質的方法[16-17]，前者主要側重于定量改變氣-液或液-液兩相界面張力，由于表面活性劑在通道壁面的吸附/脫附難以定量、吸附/脫附始終處于動態(tài)變化中，因此液-固兩相表面張力及其對氣-液或液-液兩相流體流動狀況的影響難以定量；后者則側重于定量改變液-固兩相表面張力，但不同材質的通道表面粗糙度等物性參數差異較大，最終導致難以明確液-固兩相表面張力對氣-液或液-液兩相流體流動狀況的影響，故有必要對通道壁面性質影響進行深入研究。孫俊杰等[18]用十八烷基硫醇對紫銅板進行改性以提高通道的疏水性，觀察到了與親水性通道不同的氣-液兩相流型，但十八烷基硫醇與紫銅板間的結合力較弱，實驗過程中十八烷基硫醇易流失。Cubaud等[19]采用聚四氟乙烯涂層對硅和玻璃材質的親水通道進行疏水改性，研究了水、表面活性劑和空氣的混合物在親水和疏水微通道內的氣-液兩相流動形態(tài)，發(fā)現了疏水通道內的不穩(wěn)定流動；Choi等[20]采用十八烷基三氯硅烷對矩形光敏玻璃微通道表面進行疏水處理，發(fā)現疏水微通道內的流動狀態(tài)和親水微通道差異較大，但玻璃材質微通道存在加工難度較大、成本較高、通道截面形狀不規(guī)則、操作不便等缺點，因此有必要開發(fā)加工難度小、操作簡單、成本低、截面形狀易控制的微通道，以研究液-固兩相表面張力對氣-液或液-液兩相流體流動狀況的影響。

本文以聚甲基丙烯酸甲酯（PMMA）為基材，采用等離子體表面處理+表面紫外線照射接枝聚合技術對PMMA表面進行改性，以獲得表面親/疏水性可控的PMMA材質微通道。以氬氣-去離子水為實驗體系，深入研究接觸角對氣-液兩相流動狀況、氣泡形成過程及壓力降影響的規(guī)律，為微通道反應器的個性化設計提供基本科學數據。

1 實驗材料和方法

實驗所用微通道芯片由氣體及液體穩(wěn)壓區(qū)、氣-液兩相流體接觸區(qū)、氣-液兩相流體穩(wěn)定流動區(qū)及出口減壓區(qū)共五個區(qū)域組成，并在聚甲基丙烯酸甲酯（PMMA）板上精密銑削刻出所需微通道的結構及尺寸，其中氣體穩(wěn)壓區(qū)微通道的尺寸為0.3 mm×0.3 mm，出口減壓區(qū)微通道為1.0 mm×1.0 mm，其他區(qū)域的所有通道均為 0.6 mm×0.6 mm，具體如圖1所示。

圖1

圖1   微通道結構示意圖

Fig.1   Schematic diagram of the microchannel structure

將加工好的微通道芯片置于空氣等離子體（40 kHz，Diener Femto）氣氛中一段時間以形成表面活性位，隨即將排氣后的甲基丙烯酰乙基磺基甜菜堿（SBMA）水溶液加入微通道內，在紫外線（高壓汞燈，1 kW）照射下進行接枝聚合反應，增強通道表面的親水性，最后在去離子水中超聲去除未反應的SBMA；進行疏水改性時，則將等離子體處理后的微通道芯片置于1H,1H,2H,2H-全氟癸基三乙氧基硅烷(FAS-C8)的環(huán)己烷溶液（0.01 mol/L）中24 h，最后在環(huán)己烷中超聲，獲得表面疏水的通道表面[21]，如圖2所示。用接觸角測量儀（JC2000，上海中辰數字技術設備有限公司）測量水的接觸角，表征改性后材料表面的親疏水程度。

圖2

圖2   改性原理示意圖

Fig.2   Schematic diagram of modification principle

實驗裝置由流體輸送、微通道芯片、圖像采集等三部分組成，如圖3所示。實驗過程中，分別由兩個配備有50 ml不銹鋼注射器的注射泵（LSP01-1BH，Longer）注入氬氣和去離子水，用自動電子皂膜流量計（GL-101B，北京北芬三浦）和天平稱重法校正氣-液兩相流體流量，通過壓力傳感器（DMP305X，LEEG，中國）測量流體壓力降。圖像采集部分包括體視顯微鏡（Olympus ZX2-ILLK，日本）和高速攝像機（Phantom Miro R311，美國），當液滴生成頻率和長度穩(wěn)定后進行圖像采集，采集速度為3200幀/秒，每組記錄1000張圖片，至少重復2次，利用Matlab對圖像進行處理，獲得氣泡長度與速度。

圖3

圖3   實驗裝置示意圖

1—計算機;2—高速攝像機;3—液體注射泵;4—氣體注射泵;5—壓力傳感器;6—光源;7—微反應器;8—接料容器

Fig.3   Schematic diagram of the experimental setup

2 結果與討論

2.1 微通道表面改性

2.1.1 等離子體改性

等離子體處理可使材料表面的C—C鍵和C—H鍵斷裂、形成碳自由基，暴露在空氣中時這些自由基可與O2反應生成羥基等極性基團，減小材料表面接觸角；另外，氧等離子體轟擊材料表面，在材料表面產生羥基使接觸角減小[22-23]。水接觸角越小，代表等離子處理帶來的接枝位點越多，處理效果越好。圖4(a)表示輸入功率為12 W的空氣等離子體處理PMMA表面的實驗結果，當等離子體處理時間（tp）由1 min增至7 min時，其表面的水接觸角（θ）由70°減小至10°，即：處理時間越長，接觸角越小，表面改性效果越好，盡管如此，但長的等離子體處理時間易使PMMA表面受損，故在達到表面改性效果的前提下應盡量縮短處理時間；隨后將等離子體處理過的PMMA板放置在空氣中，發(fā)現接觸角隨放置時間（ts）有一定回升，這是因為等離子體處理后表面極性基團具有不穩(wěn)定性，會隨時間的推移向材料內部翻轉[24]。不過這些基團能夠為聚合物單體提供接枝位點，可以在等離子體處理后快速接枝功能性單體，通過這種化學鍵結合的改性方式，能夠有效保證改性的穩(wěn)定性及耐用性[25]。當輸入功率增加至55 W時[圖4(b)]，處理時間超過1.5 min，PMMA表面即可改性至完全潤濕 （θ<1°），可見產生的接枝位點多且快，有利于后續(xù)的紫外接枝表面改性。

圖4

圖4   不同功率等離子體處理并在空氣中放置一定時間后的水接觸角

Fig.4   Water contact angle after plasma treatment with different power and placed in air for a certain time

2.1.2 紫外線接枝改性

以SBMA為表面改性試劑，實驗考察了紫外線輻射時間（ti）和改性單體濃度（Cm）對PMMA表面水接觸角的影響，在超聲波處理10 min的情況下，發(fā)現：在0.1~0.4 mol/L范圍內，單體濃度的影響可忽略不計；在紫外線輻射時間小于6 min的范圍內，即可將PMMA表面的水接觸角由70°減小至40°~50°，且可穩(wěn)定存在；當輻射時間增加到6~10 min時，表面潤濕性得到較大改善，接觸角急速減小并穩(wěn)定在10°左右，繼續(xù)增加輻射時間，接觸角的變化不明顯，如圖5(a)所示。原因在于，SBMA是一種典型的兩性離子聚合物，每個單體上均同時攜帶正電荷和負電荷，當反應時間較短，兩性離子聚合物鏈段較短時，鏈與鏈之間的相互作用力較弱，只有接枝鏈尾端的親水基團暴露在材料表面，親水性小幅增加，當鏈增長到一定程度，鏈內部或鏈與鏈之間的靜電作用使分子鏈回折、纏繞，暴露的親水基團增加，使親水性大幅增加[26-27]。

圖5

圖5   不同條件下紫外線處理后的水接觸角

Fig.5   Water contact angle under different conditions of UV treatment

為進一步測試改性后表面的穩(wěn)定性，實驗過程中將超聲波處理時間延長至1 h，發(fā)現：當單體濃度較低（0.1~0.2 mol/L）時，與超聲波處理10 min相比，接觸角略有增加，如圖5(b)所示，這是因為此種情況下表面接枝量少且分布密度低，長時間超聲波處理會使接枝鏈重建，最終導致接枝鏈被埋在疏水表層下，當接枝密度增加，接枝鏈之間的相互作用會抑制這種重建[28-29]；但當單體濃度過高（>0.4 mol/L）時，在紫外線輻射下SBMA單體間發(fā)生反應，而不是接枝到材料表面，易出現嚴重自聚現象，改性效果差。最終，選取0.3 mol/L SBMA改性20 min（10°）和5 min（40°）為CH-1和CH-2，未改性的70o為CH-3，及疏水改性方法得到的110°為CH-4，共4種微通道進行實驗，見圖6。

圖6

圖6   四種不同水接觸角的微通道

Fig.6   Four microchannels with different water contact angles

2.2 壁面浸潤性對氣-液兩相流型的影響

為研究微通道壁面浸潤性對氣-液兩相流動狀況的影響，對比了不同接觸角微通道內的六種典型流型，如圖7~圖13所示。當氣-液體積流量比在1附近，且氣-液相流量均小于10 ml/min時，易形成穩(wěn)定的氣-液兩相彈狀流，在氣相表觀流速(jG)與液相表觀流速(jL)均為0.116 m/s時，與CH-4相比，CH-1內的氣泡截斷位置向上游移動了0.3 mm，氣泡和液彈的生成時間由9 ms增加到18 ms，氣泡和液彈長度、液膜厚度（氣泡周圍的陰影寬度）均增加，氣泡頭尾處的陰影部分變寬，即：液膜的鋪展性更好、彈狀流更易于形成，如圖7所示。

圖7

圖7   jG= jL =0.116 m/s條件下的氣-液彈狀流形成過程特性（流動方向為自右向左；以微通道寬度0.6 mm為標尺）

Fig.7   Formation process characteristics of gas-liquid slug flow at jG= jL =0.116 m/s(The flow direction is from right to left. The microchannel width was 0.6 mm as a scale bar)

圖8

圖8   jG=0.162 m/s、jL=0.023 m/s條件下的氣-液彈狀-環(huán)形流特性（流動方向為自右向左；以微通道寬度0.6 mm為標尺）

(The flow direction is from right to left. The microchannel width was 0.6 mm as a scale bar)

Fig.8   Characteristics of gas-liquid slug-annular flow at jG=0.162 m/s, jL=0.023 m/s

圖9

圖9   jG=1.389 m/s、jL=0.463 m/s條件下的環(huán)狀流特性（流動方向為自右向左；以微通道寬度0.6 mm為標尺）

Fig.9   Annular flow characteristics at jG=1.389 m/s, jL=0.463 m/s(The flow direction is from right to left. The microchannel width was 0.6 mm as a scale bar)

圖10

圖10   jG=3.704 m/s、jL=0.023 m/s條件下的并行流特性（流動方向為自右向左；以微通道寬度0.6 mm為標尺）

Fig.10   Parallel flow characteristics at jG=3.704 m/s, jL=0.023 m/s(The flow direction is from right to left. The microchannel width was 0.6 mm as a scale bar)

圖11

圖11   jG=2.315 m/s、jL=1.389 m/s條件下的攪拌流特性（流動方向為自右向左；以微通道寬度0.6 mm為標尺）

Fig.11   Churning flow characteristics at jG=2.315 m/s, jL=1.389 m/s(The flow direction is from right to left. The microchannel width was 0.6 mm as a scale bar)

圖12

圖12   jG=0.231 m/s、jL=0.926 m/s條件下的泡狀流特性（流動方向為自右向左；以微通道寬度0.6 mm為標尺）

Fig.12   Bubbly flow characteristics at jG=0.231 m/s, jL=0.926 m/s(The flow direction is from right to left. The microchannel width was 0.6 mm as a scale bar)

圖13

圖13   四種微通道內的氣-液兩相流型圖及流型轉換線

Fig.13   Gas-liquid flow patterns and conversion lines in the four microchannels

當氣-液體積流量比較大且液速較小時，形成氣泡長度遠大于液彈長度的彈狀-環(huán)狀流，與其他通道相比，在壁面浸潤作用下CH-1入口處的更多液體沿通道角落進入氣體入口通道及主通道下游，形成較為穩(wěn)定的液-固界面，故氣泡的形成實為氣-液界面的變化過程，而其他通道內均存在氣-固界面及氣-液-固三相接觸線，氣泡形成過程伴隨液-固界面取代氣-固界面的過程，氣-固界面及三相線位置如圖8(b)、(c)所示。氣-液-固三相接觸線移動使流動阻力增加，氣泡斷裂時間增加（如：jG=0.162 m/s、jL=0.023 m/s條件下，斷裂時間由CH-1的32 ms增至CH-3的37 ms），如圖8（a）~（c）所示，與此同時，液彈長度則在壁面浸潤作用下由0.78 mm增至0.83 mm。與CH-1相比，CH-4內的液體難以浸潤壁面，無法形成穩(wěn)定的液-固界面，液速較小情況下，液體慣性作用不足以克服氣-液-固三相接觸線帶來的阻力，導致氣泡截斷位置不規(guī)律，氣泡與液彈的形成時間不穩(wěn)定、長度不均勻，氣泡擠壓時間較長（>40 ms），但在遠離T形交叉點較長距離位置后仍符合彈狀-環(huán)狀流特性，且壁面上易出現微液滴殘留及聚并，導致液彈前端彎液面出現不規(guī)則形狀，如圖8（d）、（e）所示。

當氣相流速增加到一定程度，慣性力的影響超過了表面張力，形成的液彈極易被氣體擊穿，難以穩(wěn)定存在，但在Rayleigh不穩(wěn)定性作用下，出現形成液彈的趨勢，隨即被連續(xù)氣相擊穿，在通道壁上形成了不穩(wěn)定液環(huán)，稱為環(huán)狀流。與CH-4相比，相同流速下，CH-1內的液環(huán)數量較少，氣-液界面的波動頻率較小，因CH-1內的液體易于在壁面潤濕，液膜存在更穩(wěn)定，使生成不穩(wěn)定液環(huán)的頻率降低，實驗統(tǒng)計了1000張照片（約1/3 s）中出現的液環(huán)數量，結果表明通道入口處液環(huán)生成數量由約1500個/秒減少為約800個/秒，如圖9所示。

當氣相流速足夠大時，在CH-4內，液體難以到達另一側壁面，僅在通道一側流動，稱為并行流；當氣-液體積流量比足夠大時，在CH-1內，液體以液膜的形式在通道中流動，難以出現液環(huán)，也稱為并行流，但與CH-4內的并行流特征差別較大，如圖10所示。

當氣-液兩相流速均較快時，慣性力作用占主導作用，氣-液界面難以穩(wěn)定存在，流動狀況較為混亂、無序，稱為攪拌流，此時界面力作用較小，親/疏水通道無明顯差別，如圖11所示。

當液相流速較快而氣速較慢時，氣泡斷裂方式由擠壓主導衍變?yōu)榧羟兄鲗В纬蓺馀蓍L度小于通道寬度的泡狀流。實驗發(fā)現，與CH-4相比，CH-1內的氣泡較大,生成頻率也由約1900個/秒減少為約1300個/秒，計算方式同上。且氣泡斷裂時的氣-液界面波動較劇烈，原因在于液相在通道壁面的潤濕性好，使其易于進入氣體入口通道，且在T型交叉點處的鋪展面積較大，減小了截斷氣泡區(qū)域的液相流速和沿主通道方向的剪切力，如圖12所示。

將其他操作條件下的流型標繪至流型圖中，四種微通道內（水接觸角分別為10°、40°、70°、110°）的氣-液兩相流型圖及流型轉換線示于圖13中?？梢钥闯?，當接觸角為10°時，并行流與環(huán)狀流的轉變線為jG=8.88jL0.28，40°時為jG=9.20jL0.38，70°時為jG=9.21jL0.46，說明隨接觸角增加，流型轉換線向流型圖的右下方偏移，而110°時，環(huán)狀流消失，這是因為通道壁面疏水性增加，液相流體難以浸潤氣體占據的通道部分，液相流體以并行流存在；對于彈狀流與泡狀流的轉換線，在接觸角10°時為jG=6.46jL4.31、40°時為jG=2.88jL3.50、70°時為jG=2.28jL3.31、110°時為jG=1.84jL2.40，接觸角越大，由彈狀流轉變?yōu)榕轄盍魉璧囊核僭叫。肄D變線向流型圖的左上方沿順時針轉動；對于彈狀流與彈狀-環(huán)形流的轉換線，在接觸角10°時為jG=89.61jL1.40、40°時為jG=72.42jL1.45、70°時為jG=33.09jL1.29、110°時為jG=22.21jL1.26，接觸角越大，由彈狀流轉變?yōu)閺棤?環(huán)形流所需的氣速越小，流型轉換線向流型圖的右下方偏移，彈狀流范圍減小，這主要由于通道壁面的親疏水性對氣泡長度有較大影響，當氣-液體積流量比較大、在彈狀流與彈狀-環(huán)形流轉換線附近時，接觸角增加使氣泡長度增加，當氣-液體積流量比較小、在彈狀流與泡狀流轉換線附近時，接觸角增加使氣泡長度減小，具體原因將在下面討論。由于攪拌流主要受體積力控制，壁面性質對其影響較小，即：水接觸角對攪拌流邊界影響不大。

2.3 壁面浸潤性對彈狀流氣泡長度的影響

2.3.1 對氣泡生成的影響

彈狀流是氣-液兩相體系的常見流型，氣泡及液彈具有形狀規(guī)則、流動狀況可控、周期性強、操作條件彈性大等優(yōu)點，可為氣-液兩相傳質及反應過程提供充足的相界面積，從基礎研究和工程應用角度看，此流型極為重要，已引起微化工技術領域較多研究者的關注[15,17,30]，本部分主要研究壁面潤濕性對彈狀流的影響。

氣泡的生成過程可分為三個階段：膨脹階段、擠壓階段和快速斷裂階段。在氣泡膨脹階段：氣體的持續(xù)輸入使氣相頭部逐漸沿軸向和徑向膨脹，直至氣相頭部堵塞整個主通道。以氣相體積流量QG=3.5 ml/min、液相體積流量QL=2.0 ml/min為例，如圖14所示，CH-1內的膨脹階段持續(xù)了4.69 ms，在此時間段內前一個周期形成的氣泡向下游移動約1.47 mm，氣相入口通道內的氣泡頭僅向下游移動約0.35 mm，原因在于：液體在通道壁面上的強浸潤性使其易于沿通道的四個角落分別向氣相入口通道上游、主通道下游快速移動，即沿通道角落的泄漏流較大，維持氣泡向下游移動的驅動力減小。相同操作條件下，與CH-1相比，CH-4內的膨脹階段僅耗時約3.13 ms，前一個周期形成的氣泡向下游移動了0.91 mm，氣泡頭向下游移動了0.3 mm，與CH-1相比，相同時間內氣泡頭部向下游的移動距離增加，說明泄漏流量減少，T形交叉點處的液相壓力增加，導致氣泡向下游移動的驅動力增加，氣泡頭及頸部的形變加劇，膨脹階段縮短，如圖14所示。這是因為前一個周期的氣泡斷裂后，在界面張力作用下T形交叉點處的氣-液界面向能量最低化狀態(tài)轉變，對于CH-1，液體在通道壁面上的浸潤性較強，液膜的存在使液-固相界面積保持恒定，故氣-液界面迅速回縮至氣相入口通道內，以維持氣-液相界面積的最小化；對于CH-4，在前一個周期氣泡形成過程中，氣泡的擠壓使通道壁面上部分區(qū)域的液膜被氣相取代，形成了氣-固界面，氣泡斷裂后，氣體的回縮過程勢必出現液-固界面取代氣-固界面的過程，這個過程的自由能變化為?ΔG=γsg?γsl=γlgcos θ$-\Delta G={\gamma }_{sg}-{\gamma }_{sl}={\gamma }_{lg}cos\theta$，式中γ為表面張力，下角標s、l和g分別為固體、液體和氣體，θ為接觸角，可以看出，通道越疏水，這個過程的Gibbs自由能越大，導致氣-液界面回縮減少，部分氣體留在主通道內，使氣泡頭部提前膨脹，最終膨脹階段時間減少。

圖14

圖14   QG=3.5 ml/min、QL= 2.0 ml/min條件下的氣泡生成過程

Fig.14   Bubble formation process at QG=3.5 ml/min, QL= 2.0 ml/min

在擠壓階段，主通道被氣泡頭堵塞，T形交叉點處的壓力增加，氣泡頭部上下游間形成較大壓差，氣-液界面在液相流體擠壓作用下發(fā)生拉伸變形，同時在通道四個角落內連續(xù)相泄漏流的剪切作用下，氣相頸部逐漸變細，氣泡頭部不斷向下游運動，如圖14所示。與CH-1相比，液相流體在CH-4內難以完全浸潤通道壁面，部分區(qū)域的氣泡與通道壁面間無液膜存在，形成氣泡-壁面直接接觸的氣-固界面，氣相頸部變細過程實質為氣-固界面被液-固界面取代的過程，如前所述，通道越疏水，這個過程自由能越大，導致氣泡頸部變細的速度變慢，擠壓階段時間變長。

在快速斷裂階段，當氣相頸部寬度減小到一個臨界值時，在表面張力的作用下，頸部斷裂，氣泡形成，該過程僅受氣-液界面張力控制[31-32]，壁面浸潤性對其影響較小。

為進一步了解微通道壁面潤濕性對氣泡形成過程的影響，考察了水接觸角、氣-液兩相流量與膨脹階段時間（texp）及擠壓階段時間（tsqu）的關系，如圖15所示。可知，相同操作條件下，接觸角增加，膨脹時間減小，這主要由于隨接觸角增加，T形交叉點處液-固界面取代氣-固界面時的自由能增加，氣泡斷裂后滯留在主通道的氣體量增加，導致氣泡膨脹階段堵塞通道所需的時間縮短，與液相速度相比，氣相速度對膨脹時間的影響更大，氣速增大使氣泡膨脹速度增加，氣泡膨脹時間減少，如圖15(a)、(c)所示；另一方面，接觸角增加，氣泡頸部直徑減小的速率降低，使擠壓時間增加，且液速變化對擠壓時間的影響較大，如圖15(b)、(d)所示。對比圖15(a)、(b)，可見，當通道壁面接觸角由10°增加到110°，在液速為1.0 ml/min時，texp由4.7 ms減小至2.5 ms，而tsqu則從16.3 ms增加到23.8 ms，氣泡生成時間凈增 5.3 ms，由于氣速不變，故氣泡長度增加；當液速增加到7.0 ml/min時，texp由4.1 ms減小至2.5 ms，而tsqu僅約為0.9 ms，接觸角影響可忽略不計，氣泡生成時間凈減1.6 ms，故氣泡長度減??；可知，液速變化對膨脹階段影響較小，對擠壓階段影響較大，故隨著液速的增加，接觸角增加對氣泡長度的影響呈現氣泡長度先增加后減小。對比圖15(c)、(d)可見，當通道壁面接觸角由10°增加到110°，在氣速為2.5 ml/min時，texp由6.9 ms減小到3.1 ms，而tsqu由8.8 ms增加到10.9 ms，氣泡生成時間凈減1.7 ms，氣泡長度減少；氣速為5.5 ml/min時，texp由3.1 ms減小到1.9 ms，而tsqu由7.2 ms增加到8.5 ms，氣泡生成時間凈增僅0.1 ms，氣泡長度略增加。

圖15

圖15   氣-液相流速及接觸角對氣泡生成各階段時間的影響規(guī)律

Fig.15   The influence of gas-liquid velocity and contact angle on the time of each stage of bubble formation

2.3.2 氣泡長度變化規(guī)律

圖16所示為氣泡長度隨通道壁面水接觸角的變化規(guī)律。由圖16(a)可知，固定氣相流速情況下，所有通道內的氣泡長度均隨液相流速增加而減小，氣泡長度隨通道壁面水接觸角的變化過程中存在臨界值，在低液相流體流速式（QL<1.5 ml/min）區(qū)域，相同操作條件下，接觸角越小，氣泡長度越短，隨液相流體流速增加，不同接觸角通道內的氣泡長度差異減小，直至消失（臨界點處），原因在于此區(qū)域擠壓階段占主導，疏水通道內的擠壓效率降低，氣泡長度增加；而在高液相流體流速（QL>1.5 ml/min）區(qū)域，相同操作條件下，接觸角減小，氣泡長度卻增加，從臨界點開始，隨液相流體流速增加，氣泡長度的差異性逐漸增加，原因在于此區(qū)域膨脹階段占主導，隨通道壁面接觸角增加，氣泡斷裂后滯留在主通道中的氣體量增加，膨脹時間縮短，相同流速下氣泡長度減小。實驗還考察了其他氣速下氣泡長度隨液速的變化情況，如圖16(b)所示，不同氣速下都符合這個規(guī)律。

圖16

圖16   氣泡長度隨通道壁面水接觸角的變化規(guī)律

Fig.16   The variation of bubble length with water contact angle of channel wall

2.3.3 氣泡尺寸預測

氣泡長度是微通道內氣-液兩相體系的重要參數，對流動、傳遞及反應過程有重要影響，較多研究表明，其尺寸主要由通道構型、流體物性、壁面性質及流動狀況等決定[15,17,33-34]。Garstecki等[15]認為擠壓模式下氣泡膨脹階段結束后其長度近似等于通道寬度，氣泡擠壓階段的氣相頸部寬度減小速率近似為連續(xù)相平均流速（usqueeze≈Qc/hw$u_{squeeze}\approx Q_c/hw$），氣泡生長速率與分散相有關（ugrowth≈Qd/hw$u_{growth}\approx Q_d/hw$），最終氣泡長度為：

LB/w=1+α(Qd/Qc)$L_B/w=1+\alpha (Q_d/Q_c)$(1)

式中,Qc和Qd分別為連續(xù)相和分散相的體積流量;LB為氣泡長度；w為通道寬度；h為通道高度；α為與通道結構有關的常數。方程右側第一項可看作膨脹階段的貢獻，與氣-液體積流量比無關；第二項為擠壓階段的貢獻，與Qd/Qc成正比，關聯(lián)式為LB/w=1+1.77(Qd/Qc)$L_B/w=1+1.77(Q_d/Q_c)$，其預測值與實驗值的平均相對誤差為8.31%，最大相對誤差為24.51%。Garstecki模型忽略了慣性力、剪切力、泄漏流及通道壁面性質等因素的影響，但多數情況下這些因素均對氣泡長度有顯著影響。Xu等[33]認為膨脹階段的貢獻不能簡單看作是固定值“1”，引入參數a對Garstecki模型進行了修正：

LB/w=a+b(Qd/Qc)$L_B/w=a+b(Q_d/Q_c)$(2)

式中,a和b均為與通道結構相關的常數。關聯(lián)式為LB/w=1.31+1.68(Qd/Qc)$L_B/w=1.31+1.68(Q_d/Q_c)$，其預測值與實驗值的平均相對誤差為7.27%，最大相對誤差39.72%，總體預測精度有了一定上升。為進一步提高大液速區(qū)域的預測精度，Yao等[34]引入慣性項對Garstecki模型進行了修正，得到了適用于大液速區(qū)域的氣泡長度預測關聯(lián)式。以上模型均基于某一固定通道壁面性質的流動數據得出，未將通道壁面性質引入氣泡長度預測模型。

圖17所示為四種微通道內氣泡無量綱長度和氣-液體積流量比的關系，可知，每個通道內的LB/w均分別與QG/QL成不同的線性關系，這是由于通道壁面的水接觸角在某種程度上影響了膨脹階段與擠壓階段所致。據此，在Garstecki模型、Xu模型及Yao模型的基礎上，在關聯(lián)式中引入水接觸角的影響θ項，將θ轉化為弧度制θ0，并擬合實驗數據，可得：

LB/w=0.94θ?0.370+1.87θ0.160(QG/QL)$L_B/w=0.94{\theta }_0^{-0.37}+1.87{\theta }_0^{0.16}(Q_G/Q_L)$(3)

圖17

圖17   氣泡長度隨通道壁面水接觸角的變化規(guī)律

Fig.17   The variation of bubble length with water contact angle of channel wall

由式(3)可知，膨脹階段項里水接觸角θ0的指數為負值，表明接觸角增加對膨脹階段有促進作用，使氣泡在主通道內向下游的延伸距離縮短，即：膨脹階段對氣泡長度的貢獻減小，減緩氣泡增加速率，與實驗結果吻合較好；擠壓階段項里水接觸角θ0的指數為正值，表明接觸角增加有利于擠壓階段的氣泡生長，但指數僅為0.16，與膨脹階段相比，接觸角影響的敏感性降低。引入接觸角θ關聯(lián)式的預測值與實驗值的平均相對誤差為6.62%，最大相對誤差22.32%，預測精度得到進一步提升，如圖18所示。

圖18

圖18   模型預測值與實驗值的對比

Fig.18   The comparison of model predicted value and experimental value

2.4 壁面浸潤性對泰勒流壓降的影響

根據Fuerstman等[35]提出的模型，微通道內彈狀流的壓力降主要包括三部分：①液彈區(qū)域，ΔPnb； ②氣泡主體區(qū)域，ΔPbody；③氣泡兩端頭部區(qū)域，ΔPcaps，即：ΔPT=ΔPnb+ΔPbody+ΔPcaps，如圖19所示。

圖19

圖19   微通道內各部分壓力降分布示意圖

Fig.19   Schematic diagram of pressure drop distribution in microchannel

隨通道壁面水接觸角增加，氣泡與通道壁面間的液膜變薄，直至消失，并在氣泡主體區(qū)域形成氣-固兩相界面、氣泡兩端頭部區(qū)域形成氣-液-固三相接觸線。對于液彈區(qū)域，壓力降主要源于流體流動時通道壁面附近的黏滯阻力、液彈內部循環(huán)流動的阻力，接觸角的增加使通道壁面與液彈間的黏滯作用減弱，甚至出現“滑移”現象，接觸角越大，滑移越顯著[36]，導致ΔPnb減?。粚τ跉馀葜黧w區(qū)域，ΔPbody主要源于氣泡運動過程中氣泡主體與壁面液膜間、液膜與壁面間的摩擦阻力壓降，并與液膜內的泄漏流流量正相關，隨接觸角增加，液膜逐漸變薄，直至消失，形成氣-固兩相界面，通道角落的泄漏流減少，導致ΔPbody減小，另外，Fuerstman等[35]發(fā)現，無表面活性劑的情況下，ΔPbody比ΔPnb、ΔPcaps均小1~3個數量級，故可忽略不計；對于氣泡兩端頭部區(qū)域，依據Bretherton[37]對圓形管中ΔPcaps的預測模型可知，ΔPcaps主要源于氣泡頭部與其附近液膜間的黏滯阻力，Wong等[38-39]利用數值計算將Bretherton模型推廣到矩形通道，隨接觸角增加，氣泡頭部與氣泡主體銜接區(qū)域和通道壁面間的液膜變薄，直至消失，形成氣-液-固三相接觸線，此區(qū)域的壓力降由黏滯阻力引起衍變?yōu)槿嘟佑|線移動誘發(fā)的ΔPMCL[40-41]；Rapolu等[42]估算了三相接觸線移動對壓力降的影響，得到ΔPMCL=n4γDh(cos θA?cos θR)$\Delta P_{MCL}=n\frac{4\gamma }{D_h}(cos{\theta }_A-cos{\theta }_R)$，其中n為氣泡數量，Dh為通道水力直徑，θA為前進角，θR為后退角，由于壁面與液體間的黏滯作用，θA<θR，且流速增加，θA減小，θR增大，導致ΔPMCL增加，如圖20所示。

圖20

圖20   氣-液-固三相接觸線示意圖

Fig.20   Schematic diagram of gas-liquid-solid three phase moving contact line

由圖21(a)可知，隨氣速增加，通道內壓降增加，由圖21(b)可知隨液速增加，通道內壓降也增加，這主要是由于通道中ΔPbody增大。且兩圖中都可以看到，親水通道內的壓力降隨接觸角增加而減小，此時滑移引起的ΔPnb減小、液膜變薄引起的ΔPcaps減小，而另一方面，接觸角增大引起的氣泡長度變化對壓力降的影響較小，可忽略不計。對于氣液體積流量比較小情況，如：當QL=2 ml/min、QG=2.5 ml/min時，接觸角增大，氣泡變短，通道內氣泡數量增多，使總ΔPcaps增加，但液彈區(qū)域總長度減小，使Pnb減?。粚τ跉庖后w積流量比較大情況，如：當QL=2 ml/min、QG=5.5 ml/min時，接觸角增大，氣泡變長，通道內氣泡數量減少，使總ΔPcaps減小，液彈區(qū)域總長度增加，使ΔPnb增大，總之，二者作用相互抵消。當通道壁面疏水時，ΔPcaps開始包含ΔPMCL，隨氣-液兩相流速增加，θA減小，θR增大，ΔPMCL變化較大，此時，與親水通道相比，疏水通道內的總壓降ΔPcaps增加幅度更大。

圖21

圖21   四種微通道內的壓力降變化規(guī)律

Fig.21   The variation of pressure drop in four microchannels

3 結 論

本文采用等離子體表面接枝技術對PMMA進行了表面改性，得到四種不同接觸角的微通道，研究了壁面浸潤性對微通道內流型、氣泡長度和壓降的影響，得到以下結論。

（1）用SBMA作為單體接枝到通道表面，可以得到10°和40°兩種穩(wěn)定的微通道；用FAS-C8作為單體接枝到通道表面，可以得到110°微通道。最終改性效果好，性能穩(wěn)定，可以在保留材料本身透明、易加工等優(yōu)點的基礎上，簡便地控制通道表面的親疏水性。

（2）疏水通道內更易形成并行流，親水通道更易形成環(huán)狀流，親水通道內的彈狀流范圍更大，且親/疏水通道內的彈狀流氣泡長度有明顯區(qū)別。

（3）通道越親水，氣泡截斷后殘留在主通道內的氣體越少，膨脹階段越長；通道越疏水，液體擠壓氣泡頸部的速度越慢，擠壓階段越長。據此建立了與材料表面水接觸角相關的氣泡尺寸預測關聯(lián)式，與Garstecki經典預測關聯(lián)式相比，預測精度更高。

（4）在壁面親水的情況下（θ<90°），接觸角越大，液膜越薄，滑移效果越明顯，壓降越小。在疏水的情況下（θ>90°），三相接觸線的存在會增加流動的阻力，導致壓降增加。