李艺凡，夏国栋，王 军

（北京工业大学环境与能源工程学院，北京 100124）

微通道入口角度对微液滴生成过程的影响

李艺凡，夏国栋，王 军

（北京工业大学环境与能源工程学院，北京 100124）

为研究不同流体物性参数条件下微通道入口角度对微液滴生成过程的影响，采用流体体积（volume of fluid，VOF）法对错流微通道内液滴生成过程进行了三维数值模拟，对液滴生成过程中两相压差及液滴生成周期和尺寸进行了研究.结果表明:拉伸挤压流型下，微液滴尺寸随着通道入口角度增大呈现先减小后增大趋势.表面张力较大或连续相黏度较小时，入口角度为90°的微通道有利于生成较短液滴；表面张力较小或连续相黏度较大时，入口角度为120°的微通道有利于生成较短液滴.对于固定的入口角度，微液滴尺寸随着表面张力系数增大而增大，随连续相黏度增大而减小.当流体物性参数不同时，生成最短液滴的通道结构不同.综合考虑通道入口角度、表面张力系数和连续相黏度，提出了预测拉伸挤压流型下量纲一液滴长度的经验关联式，为微液滴系统的设计和应用提供了指导.

两相流；微液滴；入口角度；压差；流体物性参数

近年来，微加工技术的飞速发展使微流控系统在生物分析、化学合成及相关领域发挥越来越重要的作用.由于消耗样品更少，混合速度更快，不易造成交叉污染等潜在优势，离散化微气泡或微液滴系统在化学合成、生物鉴定、过程强化等方面得到了广泛应用［1-3］.

T型微通道是最简单也是最早用于研究微液滴的通道结构［4］.实际应用中，往往需要精确控制微气泡或者微液滴的尺寸，进而对气泡或液滴进行操控.一些学者就微通道结构尺寸、流体物性参数等对气泡或液滴尺寸的影响进行了研究［5-12］，结果表明，微通道入口角度对微气泡的尺寸有很大影响，通过改变入口角度可以得到更小的气泡，从而增强两相热质传递［13-16］.但通道入口角度对微液滴或微气泡的影响尚无定论，Tan等［13］在研究中发现通道入口角度为90°，即常规T型微通道时，能够产生最短的气泡，而侯璟鑫等［14］和Fries等［15］的研究结论表明，入口角度为锐角时产生的气泡长度最短.

两相压力的变化对微液滴的生成有重要影响，在拉伸挤压流型下，两相压差和表面张力在液滴生成过程中起主导作用［17-19］.微通道入口角度能够改变流体的惯性碰撞方向，导致两相压差发生变化，从而对微液滴的生成周期和液滴尺寸产生显著影响.当流体物性参数不同时，微通道入口角度对微液滴尺寸的影响不同，但文献中往往在特定流体物性参数下研究通道几何结构对液滴尺寸的影响，导致得到的结论不同甚至相反，对于微通道几何结构及流体物性参数的综合作用尚缺乏系统深入的研究.

因此，本文首先对不同入口角度的微通道内微液滴的形成过程进行三维数值模拟，深入分析微通道入口角度对微液滴生成过程中两相压差和表面张力的影响.进而对不同表面张力系数和连续相黏度条件下，微通道入口角度对微液滴尺寸的影响进行比较，为微液滴系统的设计和实际应用提供指导.

1 物理模型

图1（a）为T型微通道三维结构示意图.其中水平通道（主通道）入口为入口1，支通道入口为入口2.α为两相入口夹角，本文分别取30°、60°、90°、120°和150°，α=90°时为常规T型微通道.连续相由入口1进入主通道，离散相由入口2进入支通道.支通道长Ld=300 μm，主通道长Lc=3 400 μm.支通道宽wd=100 μm，主通道宽w=100 μm.支通道与主通道高度h相同，均为80 μm.图1（b）为微液滴生成过程示意图.图中A、B两点在z轴方向上均位于通道中心平面，点A在x轴方向距两侧通道壁面均为50 μm，与入口2的距离为250 μm.点B在y轴方向上距离两侧通道壁面均为50 μm且与入口1的距离为300 μm.点A和B的位置分别在离散相流体和连续相流体内，通过研究这2点的压力变化，分析液滴生成过程中两相压差.ra，up和ra，down分别表示两相上游界面的轴向曲率半径和下游界面的轴向曲率半径（x-y平面内）.

2 数值方法

本文采用FLUENT软件中的VOF模型对微液滴的形成过程进行三维数值模拟.流动为层流，流体为不可压缩牛顿流体，忽略重力作用，控制方程包括连续性方程、动量方程，分别为

每个网格单元中流体所占体积fvol=fVcell.式中:Vcell为计算单元的体积；f（0≤f≤1）为流体体积函数.以油水两相流动为例，f=1代表该网格单元中全部为水；f=0表示该网格单元中全部为油；0＜f＜1表示该网格单元中存在油水相界面.式（1）（2）中密度ρ和动力黏度系数μ等物性参数均为两相物性参数的体积加权平均值，即

式中下标c和d分别代表油相（连续相）和水相（离散相）.水的体积分数为

采用连续表面力（continuum surface force，CSF）模型对微尺度条件下表面张力进行计算，表面张力源项可表示为

式中:Fs是表面张力源项，表示流场中表面张力作用的影响，存在于包含界面的控制单元内；σ为两相表面张力系数；κ为界面曲率，κ通过对相界面单位法向量求散度得到

在远离壁面的网格单元内，相界面单位法向量为

在壁面附近的网格单元内，对于给定的接触角θ，计算单元内相界面单位法向量为

式中:^nw表示壁面单位法向量；^тw表示壁面单位切向量.

微通道计算区域均采用六面体结构化网格进行划分.几何界面重构方法采用PLIC算法，压力速度耦合采用PISO格式，采用PRESTO！算法对压力项进行离散，采用二阶迎风格式对动量进行离散.2个入口均为速度入口边界条件，出口相对压力为零.时间步长应根据计算结果的稳定性及收敛性选取，本文为0.1 ms.本文以甘油的水溶液作为离散相，以硅油作为连续相.离散相和连续相的密度分别为1 162、984 kg/m3，离散相动力黏度为10.58 mPa·s，连续相动力黏度为28.6～228.6 mPa·s，表面张力系数为1.5～32.5 mN/m.选取网格数为2.96万、7.75万、9.99万和16.9万的常规T型微通道计算单元进行网格独立性检验（α=90°，vc=0.83 mm/s，vd=0.69 mm/s，μc=68.6 mPa·s，σ=12.5 mN/m）.采用液滴在微通道中心平面内的轴向最大长度L与主通道宽度w的比值定义液滴的量纲一尺寸.网格数为2.96万、7.75万、9.99万的计算单元与网格数为16.9万的计算单元得到的量纲一液滴尺寸比较，最大误差分别为4.5％、2.1％和0.01％.因此，选取网格数为9.99万（即每100 μm设置16个节点）进行数值计算，既保证了结果的精确性，又节省计算时间.

为了验证数值方法的有效性，本文与Li等［18］采用相同条件（α=90°，vd=0.69 mm/s，vc=0.83、1.25、2.00、2.99、3.46 mm/s，ρd=1 162 kg/m3，ρc= 984 kg/m3，μd=10.58 mPa·s，μc=68.6 mPa·s，σ= 12.5 mN/m），对不同毛细数（Ca）下微液滴的量纲一尺寸进行计算，并与Li等［18］的实验数据进行比较，如图2所示.从图2可以看出，在所研究的Ca范围内，数值模拟结果与文献得到的结果吻合度较好，验证了该数值模拟方法的有效性.

式中μc、vc、σ分别为连续相动力黏度、连续相流速和两相表面张力系数.

3 结果与讨论

3.1微通道入口角度对微液滴生成过程的影响

当连续相流速vc=0.83 mm/s，离散相流速vd= 0.69 mm/s时，毛细数较小（Ca=0.004 6），T型微通道内液液两相流型为弹状流，又称拉伸挤压状流型，如图3所示.弹状流中，液滴占据整个主通道，液滴轴向长度大于主通道宽度，液滴呈弹状或塞状.微液滴的生成过程分为3个阶段:第1阶段为t=3.237 6～3.275 5 s，液滴生成后离散相向支通道内收缩，而后逐渐恢复到初始状态并准备进入主通道，称该阶段为“准备”阶段；第2阶段为t=3.275 5～3.390 0 s，离散相在主通道占据越来越大的空间，t=3.390 0 s时几乎完全堵塞主通道，称该阶段为“发展”阶段；第3阶段为t=3.390 0～3.570 5 s，由于离散相堵塞主通道，连续相压力增大，离散相形成“颈部”.“颈部”在两相压差作用下逐渐变细，同时离散相被向下游拉伸，t=3.570 5 s时离散相“颈部”几乎与T型拐角处壁面接触，最终离散相在“颈部”断裂，称这个阶段为“断裂”阶段.微液滴生成周期为0.332 9 s，其中3个阶段所需时间分别为TⅠ=0.037 9 s，TⅡ=0.114 5 s，TⅢ=0.180 5 s.

弹状流时，连续相流速较低，连续相对离散相的黏性剪切作用较弱，由于微液滴生成过程中离散相堵塞主通道，因此两相压差在微液滴生成过程中起主导作用.两相入口夹角会影响流体惯性碰撞的方向，进而影响微液滴生成过程.图4、5分别为微通道入口角度α=30°和150°时微液滴的生成过程.如图4所示，α=30°时，离散相“颈部”断裂后，生成的液滴向下游运动.支通道与主通道交叉处的两相界面靠近支通道右侧壁面的部分向支通道收缩，同时交叉处两相界面靠近支通道左侧壁面的部分向主通道运动，逐渐进入主通道，这2个过程同时发生（如t=3.266 8～3.310 0 s），直到t=3.390 0 s时，离散相几乎完全堵塞主通道.如图5所示，当α= 150°时，离散相“颈部”断裂后，通道交错处两相界面靠近支通道左侧壁面的部分向支通道收缩，同时两相界面靠近支通道右侧壁面的部分向主通道运动（如t=2.722 5～2.850 0 s）.当t=2.946 2 s时，两相界面几乎与主通道侧壁面接触.α=30°和150°时，由于通道入口角度的变化，两相相互作用方向改变，液滴生成过程的第1、2阶段同时进行.

当α=30°时，由于两相入口夹角较小，两相流体接近于并行流动，而α=150°时，两相流体流动方向接近相反.α=30°时，液滴生成过程的前2个阶段所需时间为123.2 ms，比T型微通道内液滴生成的前2个阶段所需时间短（TⅠ+TⅡ=152.4 ms）.α =150°时，液滴生成的前2个阶段所需时间为223.7 ms，较T型微通道所需时间长.这是由于入口角度越大，连续相对离散相的阻碍作用及两相流体的惯性碰撞作用越强，因此离散相进入主通道所需时间变长.α=30°、90°和150°时，液滴生成过程的“断裂”阶段所需时间分别为302.5、180.5、171.3 ms.可见，α越大，“断裂”阶段所需时间越短.有图4、5可知，α=30°和150°时，液滴生成周期分别为425.7、395.0 ms，液滴生成周期越长，液滴尺寸越大.

图6比较了不同入口角度α下离散相与连续相间压差随时间的变化.两相压差Δp=pd-pc，pd表示离散相压力，pc表示连续相压力，图1中A、B两点处压力分别代表离散相压力和连续相压力.由图6可知，液滴生成过程中，两相间压差呈周期性变化，压差波动规律与微液滴生成过程相吻合.α越大，两相压差的平均值越大.α=30°时液滴生成周期最长，这与图3～5结果一致.

已有研究表明，弹状流时表面张力对微液滴生成有重要作用，表面张力与拉普拉斯压差成正比，对液滴生成有阻碍作用［20］.微液滴生成过程中，作用在离散相下游界面的压力为pdown=-σ（1/ra，down+ 1/rr，down）.式中:ra，down和rr，down分别为离散相下游界面的轴向曲率半径（x-y平面内）和径向曲率半径（y-z平面内）；负号表示压力作用方向沿x轴负方向.同样地，作用在两相上游界面的压力为pup=σ （1/ra，up+1/rr，up）.式中:ra，up和rr，up分别为两相上游界面的轴向曲率半径和径向曲率半径，压力的作用方向为x轴正方向.由于通道的高度h小于通道宽度w，界面径向曲率半径的变化被通道高度限制，因此rr，down≈rr，up≈h/2.从图3～5可以看出，对于不同的α，微液滴生成过程中离散相下游界面的轴向曲率半径基本相同，ra，down=w/2，即惯性碰撞方向基本不会影响下游界面的轴向曲率半径.但随着α增大，ra，up明显减小.离散相两端界面上的拉普拉斯压差为ΔpL=pdown+pup=-σ（2/w-1/ra，up），从图3～5可以看出，不同α时均有ra，up＞w/2，因此ΔpL的方向为x轴负方向，且α越小，ra，up越大，ΔpL越大.因此α较小时，表面张力对液滴生成的阻碍作用较大.同时，由图6可知，α=30°时两相压差最小，即促使离散相颈缩的动力最小，因此，α=30°时“断裂”阶段所需时间比α=90°和α=150°长.此外，通道入口角度对离散相进入主通道的速度和离散相“颈部”收缩速度均产生影响，在上述3种结构中，T型微通道内液滴生成周期最短，液滴尺寸最小.

3.2表面张力变化时微通道入口角度对液滴尺寸的影响

微液滴尺寸对微尺度两相流传热传质特性有重要影响.文献中往往在特定的流体物性参数条件下研究通道几何结构对微液滴尺寸的影响，忽略了通道几何尺寸和流体物性参数的综合作用.图7比较了两相表面张力系数不同时，微液滴量纲一长度随通道入口角度的变化（vc=0.83 mm/s，vd=0.69 mm/s，μc=68.6 mPa·s）.由图可知，入口角度对微液滴尺寸的影响随着表面张力系数的变化而不同.表面张力系数较大时（σ≥7.5 mN/m），随着入口角度增大，微液滴尺寸逐渐减小，α=90°时液滴长度最小，之后液滴尺寸逐渐增大.当σ=4.5、2.5 mN/m，液滴长度随入口角度的变化也有类似规律，但α= 120°时液滴长度达到最小值.表面张力系数σ减小到2.0 mN/m时，微通道内两相流动处于弹状流与射流的过渡期，α=30°和60°的微通道内液滴长度大幅减小，而α≥90°的微通道内液滴尺寸变化不大.σ=1.75 mN/m时，α=90°的微通道内微液滴生成机制向射流转变，液滴尺寸明显减小.σ=1.5 mN/m时，不同入口角度的微通道内液滴生成机制均完全转变为射流，离散相沿着下游方向被拉长并与连续相平行流动，离散相尾部流体周期性地脱落形成液滴.射流机制下，入口角度对液滴尺寸影响很小.随着σ从32.5 mN/m减小到1.5 mN/m，α= 30°、60°、90°、120°、150°时液滴尺寸分别减小了58.9％、50.8％、43.3％、50.4％、51％，α=30°的微通道内液滴尺寸变化最大，常规T型微通道内（α= 90°）液滴尺寸受两相表面张力系数影响最小.

连续相流速vc=0.83 mm/s，离散相流速vd= 0.69 mm/s，毛细数Ca=0.032 5，表面张力系数σ= 1.75 mN/m条件下，不同入口角度的微通道内两相流型如图8所示.由图8可知，液滴与离散相脱离的位置开始向支通道与主通道交叉点的下游移动，液滴与离散相断裂处产生拖尾.α越小拖尾越明显，液滴生成机制越接近射流机制，即通过减小通道入口角度，可使微通道内流型提前转变为射流. α=30°、60°、90°的微通道内液滴尺寸较小且基本相等.α=120°、150°的微通道内离散相拖尾不明显，流型更接近于弹状流，液滴尺寸较大.

3.3连续相黏度变化时微通道入口角度对液滴尺寸的影响

图9为不同连续相黏度条件下微液滴尺寸随通道入口角度的变化（μd=10.58 mPa·s，σ=12.5 mN/ m，vc=0.83 mm/s，vd=0.69 mm/s）.如图9所示，由于α=30°的微通道内两相流动方向接近平行，两相压差较小，连续相黏度较小（μc=28.6 mPa·s）时，连续相的黏性剪切作用很弱，因此微通道中两相平行流动，无微液滴产生.在α≥60°的微通道内，随着α增大，液滴尺寸先减小再增大，α=90°时取得最小值.μc=68.6、108.6、148.6 mPa·s时，5种微通道中均能产生液滴，液滴尺寸随α的变化规律与前述相同.连续相黏度增大到188.6 mPa·s之后，液滴尺寸的最小值点向α增大的方向移动，α=120°时生成的液滴最小.虽然弹状流时连续相黏性剪切作用较小，但从图9可看出连续相黏度对液滴尺寸具有明显影响.5种微通道中微液滴尺寸均随连续相流体黏度的增大而减小，且连续相黏度越大，液滴尺寸减小的速率越慢.随μc从28.6 mPa·s增大到228.6 mPa·s，α=30°的微通道内两相流型由平行流变为弹状流；α=60°、90°、120°、150°时液滴尺寸分别减小了28.9％、17.4％、24.5％、23.9％，α=60°的微通道内液滴尺寸变化最大，常规T型微通道内（α= 90°）液滴尺寸受连续相黏度影响最小.

当μc=28.6 mPa·s，vc=0.83 mm/s，vd=0.69 mm/s，σ=12.5 mN/m，Ca=0.001 9时，比较不同入口角度的微通道内两相流型，结果如图10所示.该条件下α=30°的微通道内两相流流型为平行流.其他结构微通道内均为弹状流，液滴以拉伸挤压的方式分散于连续相流体中，表面张力和两相压差在液滴生成过程中起主导作用.从图10可明显看出，随着α增大，液滴尺寸先减小后增大.

综上所述，微通道入口角度，两相表面张力系数及连续相黏度均对微液滴尺寸有重要影响.综合考虑以上3个参数，通过对弹状流条件下的模拟数据进行拟合，得到了预测弹状流下量纲一液滴长度的经验关联式

由于σ=1.5、1.75和2.0 mN/m时，不同入口角度的微通道内两相流动逐渐由弹状流向射流机制过渡.射流机制下液滴尺寸基本不受入口角度影响，因此液滴尺寸不符合式（11）.α=30°且μc= 28.6 mPa·s时，通道中无液滴生成，因此式（11）不适用于此工况.图11比较了弹状流条件下数值模拟得到的量纲一液滴长度与式（11）计算得到的量纲一液滴长度.从图11可以看出，关联式预测值与数值模拟结果的误差基本在±10％以内.因此，在本文研究的参数范围内，式（11）能够较准确地预测量纲一液滴长度.

4 结论

1）弹状流时，两相压差和表面张力在微液滴生成过程中起主导作用.改变微通道入口角度能够使两相压差发生变化，影响离散相进入主通道和离散相颈缩所需时间，从而影响微液滴生成周期和液滴尺寸.

2）表面张力系数不同时，入口角度对微液滴尺寸的影响不同.拉伸挤压机制下，微液滴长度随入口角度增大呈现先减小后增大趋势.表面张力系数在7.5～32.5 mN/m范围内时，入口角度90°的微通道内液滴长度最短；表面张力系数为2.5、4.5 mN/ m，入口角度为120°时能得到最短液滴.随着表面张力减小，入口角度较小的微通道内更易形成射流，且射流机制下入口角度对微液滴尺寸影响很小.

3）连续相黏度越大，入口角度对微液滴尺寸的影响越小，且随着连续相黏度增加，能够生成最短液滴的通道结构由常规T型微通道变为入口夹角为120°的微通道.入口角度不变时，微液滴尺寸随着连续相黏度增大而减小，且连续相黏度越大液滴尺寸减小的速率越小.

4）基于本文的参数变化范围，考虑通道入口角度、表面张力系数及连续相黏度的变化，提出了预测弹状流下量纲一液滴长度的关联式.结果表明，该关联式能够较好地预测微液滴尺寸.

［1］TEH SY，LINR，HUNGLH，etal.Droplet microfluidics［J］.Lab on a Chip，2008，8（2）:198-220. ［2］SONG H，TICE J D，ISMAGILOV R F.A microfluidic system for controlling reaction networks in time［J］. Angewandte Chemie，2003，115（7）:792-796.

［3］CHE Z Z，WONG T N，NGUYEN N T.Heat transfer enhancement by recirculating flow within liquid plugs in microchannels［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2012，55（7）:1947-1956.

［4］THORSEN T，ROBERTS R W，ARNOLD F H，et al. Dynamicpatternformationinavesicle-generating microfluidic device［J］.Applied Physics Letters，2001，86（18）:4163-4166.

［5］LIU H H，ZHANG Y H.Droplet formation in microfluidic cross-junctions［J］.Physics of Fluids，2011，23（8）: 082101.

［6］SHUI L L，MUGELE F，BERG A V D，et al.Geometrycontrolleddropletgenerationinhead-onmicrofluidic devices［J］.Applied Physics Letters，2008，93（15）: 153113.

［7］DESSIMOZ A L，CAVIN L，RENKEN A，et al.Liquidliquidtwo-phaseflowpatternsandmasstransfer characteristics in rectangular glass microreactors［J］. Chemical Engineering Science，2008，63（16）:4035-4044.

［8］LIU H H，ZHANG Y H.Droplet formation in a T-shaped microfluidic junction［J］.Journal of Applied Physics，2009，106（3）:034906.

［9］GUILLOT P，COLIN A.Stability of parallel flows in a microchannel after a T junction［J］.Physical Review E，2005，72（6）:066301.

［10］王维萌，马一萍，陈斌.十字交叉微通道内微液滴生成过程的数值模拟［J］.化工学报，2015，66（5）: 1633-1641. WANG W M，MA Y P，CHEN B.Numerical simulation of droplet generation in crossing micro-channel［J］. Journal of Chemical Industry and Engineering，2015，66 （5）:1633-1641.（in Chinese）

［11］DANG M H，YUE J，CHEN G W.Numerical simulation of Taylor bubble formation in a microchannel with a convergingshapemixingjunction［J］.Chemical Engineering Journal，2015，262:616-627.

［12］QIAN D Y，LAWAL A.Numerical study on gas and liquid slugs for Taylor flow in a T-junction microchannel ［J］.Chemical Engineering Science，2006，61（23）: 7609-7625.

［13］TAN J，DUL，XUJH，etal.Surfactant-free microdispersion process of gas in organic solvents in microfluidic devices［J］.AIChE Journal，2011，57 （10）:2647-2656.

［14］侯璟鑫，钱刚，周兴贵.气体入口角度和截面宽高比对微通道内泰勒气泡行为的影响［J］.化工学报，2013，64（6）:1976-1982. HOU J X，QIAN G，ZHOU X G.Effect of gas inlet angle and cross-section aspect ratio on Taylor bubble behavior in microchannels［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering，2013，64（6）:1976-1982.（in Chinese）

［15］FRIES D M，VON ROHR P R.Impact of inlet design on mass transfer in gas-liquid rectangular microchannels［J］. Microfluidics and Nanofluidics，2009，6（1）:27-35.

［16］SHAO N，GAVRIILIDIS A，ANGELI P.Effect of inlet conditions on Taylor bubble length in microchannels［J］. Heat Transfer Engineering，2011，32（13/14）:1117-1125.

［17］YAN Y，GUO D，WEN S Z.Numerical simulation of junction point pressure during droplet formation in a microfluidicT-junction［J］.ChemicalEngineering Science，2012，84:591-601.

［18］LI X B，LI F C，YANG J C，et al.Study on the mechanismofdropletformationinT-junction microchannel［J］.Chemical Engineering Science，2012，69（1）:340-351.

［19］SIVASAMY J，WONG T N，NGUYEN N T，et al.An investigation on the mechanism of droplet formation in a microfluidicT-junction［J］.Microfluidicsand Nanofluidics，2011，11（1）:1-10.

［20］GARSTECKI P，FUERSTMAN M J，STONE H A，et al. Formation of droplets and bubbles in a microfluidic T-junction—scaling and mechanism of break-up［J］.Lab on a Chip，2006，6（3）:437-446.

（责任编辑 吕小红）

Effect of Inlet Angle on Droplet Generation in Microchannel

LI Yifan，XIA Guodong，WANG Jun
（College of Environment and Energy Engineering，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China）

To study the effect of microchannel inlet angle on the droplet generation process under the condition of varying fluid physical parameters，a three dimensional numerical simulation in the cross-flow microchannel was proposed by the volume of fluid（VOF）method.The two-phase pressure difference in the droplet generation process，the time period and size of the microdroplet were studied.The results show that the microdroplet size decreases firstly and then increases gradually with the increase of the inlet angle in the squeezing regime.A 90°inlet angle is helpful to generating shortest droplet for high surface tension or low viscosity of continuous phase；A 120°inlet angle is conducive to generating shortest droplet for low surface tension or high viscosity of continuous phase.For constant inlet angle，the microdroplet size rises with the increase of the surface tension coefficient and reduces with the increase of the viscosity of continuous phase.The shortest droplet is generated in different microchannel for varying fluid physical parameters.Considering the inlet angle，surface tension coefficient and viscosity of continuous phase，the new correlation of the dimensionless droplet length for the squeezing regime is proposed which can provide guidance for the design and application of the microdroplet system.

two-phase flow；microdroplet；inlet angle；pressure difference；fluid physical parameter

O 359

A

0254-0037（2016）09-1414-08

10.11936/bjutxb2016010069

2016-01-30

北京市自然科学基金资助项目（3142004）；北京市优秀博士学位论文指导教师科技项目（20131000503）

李艺凡（1988—），女，博士研究生，主要从事微电子设备的冷却及微尺度流动与传热、气液两相流动与传热方面的研究，E-mail:yifan100zixuan@163.com

夏国栋（1965—），男，教授，主要从事微电子设备的冷却及微尺度流动与传热、气液两相流动与传热方面的研究，E-mail:xgd@bjut.edu.cn