W/O/W型雙乳液滴在微通道內(nèi)生成過程的研究

劉趙淼 杜 宇 逄 燕

(北京工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程與應(yīng)用電子技術(shù)學(xué)院， 北京 100124)

1 引 言

雙乳液滴是由一種液滴以及內(nèi)部包含的另一種與之不相溶的微小液滴組成，以雙乳液滴為模板生成的核殼型[1]、孔殼型[2]、多腔室型[3]功能微顆粒廣泛應(yīng)用于藥物傳輸與控釋、活性物質(zhì)包封[4]、化學(xué)催化以及生化分離[5]等領(lǐng)域。制備所得材料性能主要取決于雙乳液滴的結(jié)構(gòu)，因此穩(wěn)定高速的生成單分散雙重乳液微滴是其應(yīng)用的關(guān)鍵。應(yīng)用微流控法生成的雙乳液滴具有良好的單分散性、均一性和球形度，且具有高度可控性和原料利用率[6～10]。兩級(jí)T型[11]或兩級(jí)十字型[12]等2D微通道結(jié)構(gòu)難以對(duì)裝置的潤濕性進(jìn)行精確控制，所以基于玻璃毛細(xì)管的3D微流控系統(tǒng)在合成復(fù)乳液滴方面被廣泛使用。

Utada等[7]首次利用同軸流動(dòng)微裝置一步生成了單分散性較好的雙重乳液，外相溶液對(duì)內(nèi)相和中間相同時(shí)進(jìn)行剪切，液滴包裹性比較好，并探究了外相流速對(duì)其尺寸的影響規(guī)律。另外，將毛細(xì)管進(jìn)行表面改性，可適于高粘度有機(jī)溶液對(duì)殼厚為亞微米級(jí)的超薄殼型雙乳液滴的制備[8]。Chu等[9,10]利用兩步乳化的方法成功制備了單分散雙重乳液，該技術(shù)可精確調(diào)控內(nèi)部液滴的數(shù)量及尺寸，且利用毛細(xì)管的擴(kuò)展有助于實(shí)現(xiàn)多重乳液的生成。Shao[13]等設(shè)計(jì)了一種易組裝與拆卸的同軸微裝置，比較了一步法和兩步法生成雙乳液滴尺寸的影響因素，并給出與其對(duì)應(yīng)的經(jīng)驗(yàn)公式。數(shù)值分析方法的應(yīng)用有效促進(jìn)了雙乳液滴生成特性的研究[14～17]。Zhou等[14]采用數(shù)值法研究了2D流動(dòng)聚焦微通道中復(fù)合液滴的生成過程，分析了液體粘度在Dripping流和Jetting流模式下對(duì)復(fù)合液滴生成的影響。Vu等[15]利用有限差分法研究了復(fù)合射流的不穩(wěn)定演化及破碎過程，提出了不同內(nèi)、外流動(dòng)模式下復(fù)合射流破碎成液滴的條件。而利用流體體積法可有效預(yù)測剪切流作用下雙乳液滴的變形和斷裂，以及流型之間的相互轉(zhuǎn)換[16]。

盡管基于同軸流動(dòng)技術(shù)制備功能微顆粒存在明顯優(yōu)勢，但目前此類器件的研究多偏于應(yīng)用，側(cè)重不同方式下實(shí)現(xiàn)雙重乳液的生成[17～23]，有關(guān)機(jī)理研究和參量分析的不多，特別是在毛細(xì)管微通道中生成雙乳液的流量條件和液滴尺寸隨流量的變化規(guī)律方面的研究較少[17，18]?；诖?，采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究三相同軸毛細(xì)管微通道內(nèi)W/O/W型雙乳液滴的生成過程，考察三相流速對(duì)雙乳液滴生成模式、尺寸、頻率的影響。

2 幾何模型

實(shí)驗(yàn)采用的模型借鑒了Chen等[24]研究G/O/W型雙乳液滴的三重環(huán)管同軸微通道，為生成尺寸更小的液滴，對(duì)內(nèi)相、中間相及收集管通道均進(jìn)行了錐口拉伸。圖1為微流控芯片裝置實(shí)物圖、示意圖和數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格圖。圖1B為利用毛細(xì)玻璃管(圖1A)生成水包油包水(W/O/W)型雙乳液滴的微通道裝置示意圖。此同軸環(huán)管微通道結(jié)構(gòu)主要包括3層嵌套的毛細(xì)管，內(nèi)相圓形毛細(xì)管內(nèi)、外徑分別為0.10和0.17 mm，尖端處被拉伸為內(nèi)徑0.05 mm的錐口。內(nèi)、外徑為0.58 和1.00 mm的圓管作為中間相通道和收集通道，尖端錐口處內(nèi)徑為0.40 mm。外相微通道為內(nèi)徑1.05 mm、外徑1.5 mm的方管。實(shí)驗(yàn)中，內(nèi)相圓管的外表面和中間相圓管的內(nèi)壁利用氯硅烷(OTS，上海Sigma-Aldrich公司)進(jìn)行疏水性處理。數(shù)值計(jì)算中，模型為軸對(duì)稱模型，故取中軸面的一半進(jìn)行網(wǎng)格劃分與計(jì)算(圖1C)。

圖1 (A)三重環(huán)管微通道實(shí)驗(yàn)裝置圖；(B)結(jié)構(gòu)示意圖；(C)數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格圖Fig.1 (A)Diagram of glass capillary microfluidic device;(B) Schematic illustration of double emulsion generation process;(C)Schematic of simulated mesh

3 實(shí)驗(yàn)裝置和方法

3.1 實(shí)驗(yàn)裝置

利用VEO340高速攝像機(jī)(美國Phantom公司)對(duì)三重環(huán)管微通道中W/O/W型雙乳液滴進(jìn)行界面捕獲和過程觀察。實(shí)驗(yàn)裝置主要包括流體控制系統(tǒng)和圖像采集系統(tǒng)，如圖2所示。流體控制系統(tǒng)采用11Elite注射泵(美國Harvard公司)將三相流體通過PTFE管注入微通道入口端。IX73顯微鏡(日本奧林巴斯公司)放大倍數(shù)為10倍，利用高速攝影技術(shù)對(duì)微通道內(nèi)流動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行圖像采集，每秒保存800幀。

圖2 顯微鏡實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 A schematic view of the experimental setup used in this work

3.2 實(shí)驗(yàn)材料

整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程在室溫(20℃)及常壓條件下進(jìn)行。實(shí)驗(yàn)過程中，內(nèi)部水相為5% (w/w) 甘油溶液(國藥集團(tuán)化學(xué)試劑有限公司)，中間油相為硅油(50cSt， PMX-200，美國道康寧公司)與聚二甲硅氧烷(PDMS，Sylgard 184，美國道康寧公司)按體積比7∶3的混合溶液，外部水相為5%(w/w)聚乙烯醇(PVA, 87%～89% Hydrolyzed, 上海Sigma-Aldrich公司)溶液。三相液體的詳細(xì)物性參數(shù)如表1所示。

3.3 數(shù)值計(jì)算方法

在微尺度條件下，微通道中三相流速較低，因此可將液-液-液三相均視為不可壓縮粘性流體。重力對(duì)流動(dòng)的流量與速度的影響很小，可忽略不計(jì)。計(jì)算模型選用VOF模型，連續(xù)性方程和動(dòng)量方程為:

(1)

表1 20℃時(shí)離散相、連續(xù)相液體的黏度μ、密度ρ及與水的界面張力σ

Table 1 Viscosityη, densityρa(bǔ)nd interfacial tensionσat 20℃

三相液體Three?phase密度Density(ρ)(kg/m3)黏度Viscosity(μ)(mPa·s)界面張力Surfacetension(σ)(mN/m)5%(w/w)甘油溶液5%(w/w)Glycerolinwater10121．24PDMS?硅油混合溶液Mixedsolutionofpolydimethylsiloxane(PDMS)andsiliconeoil8541575%(w/w)PVA溶液5%(w/w)aqueousofpolyvinylalcohol(PVA)9697237．525

(2)

式中，ρ為流體密度，u、v和w分別為直角坐標(biāo)系x、y和z方向上的速度分量，P為壓力，t為時(shí)間，μ為動(dòng)力學(xué)粘度，F(xiàn)x、Fy和Fz為表面張力源項(xiàng)在x、y和z方向的分量，只存在于包含界面的控制單元內(nèi)。

三相界面運(yùn)動(dòng)的捕捉可通過計(jì)算一個(gè)網(wǎng)格單元中三相的體積分?jǐn)?shù)分布來表征，定義網(wǎng)格中內(nèi)相流體(Inner fluid)、中間相流體(Middle fluid)、外相流體(Outer fluid)體積分?jǐn)?shù)分別為αi,αm,αo, 則αi+αm+αo=1。αi=1(αm=0，αo=0)表示該控制體積全部被內(nèi)相占據(jù)，αm=1(αi=0,αo=0)表示該控制體積全部被中間相占據(jù)，αo=1(αi=0,αm=0)表示該控制體積全部被外相占據(jù)。一個(gè)計(jì)算單元中三相交界面依賴于αi、αm、αo在0～1間的取值大小。三相混合單元中，有關(guān)三相混合密度和粘度的計(jì)算可由式(5)和式(6)得到。

ρ=αiρi+αmρm+(1-αi-αm)ρo(5)

μ=αiμi+αmμm+(1-αi-αm)μo(6)

VOF模型中體積分?jǐn)?shù)αk(k=i,m,o)則滿足以下運(yùn)輸方程：

(7)

設(shè)置邊界條件為壁面無滑移，微通道內(nèi)部液體為不可壓縮定常流動(dòng)，速度壓力耦合方案采用SIMPLEC方法，三維雙精度、非耦合隱式求解器進(jìn)行求解，空間離散采用二階迎風(fēng)格式。本實(shí)驗(yàn)利用計(jì)算流體力學(xué)軟件FLUENT對(duì)同軸環(huán)管微通道進(jìn)行旋轉(zhuǎn)軸對(duì)稱三維模擬。為研究網(wǎng)格對(duì)計(jì)算準(zhǔn)確性的影響，分別設(shè)置了3種網(wǎng)格尺寸(Δx=0.005 mm, Δx=0.002 mm, Δx=0.001 mm)進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。以Δx=0.002 mm為基準(zhǔn)，取乳液內(nèi)部液滴與外部液滴的直徑作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。內(nèi)部液滴所得仿真誤差分別為0.15%和0.09%，外部液滴所得仿真誤差分別為1.7%和1.4%。圖3為3種不同網(wǎng)格下算得的雙重乳液生成云圖，發(fā)現(xiàn)雙乳液滴的生成和尺寸差異較小。因此，在本研究中控制最小網(wǎng)格單元尺寸Δx=0.002 mm， 既保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，又可以顯著提升計(jì)算效率。

圖3 數(shù)值分析過程的網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證: (A) Δx=0.005 mm; (B) Δx=0.002 mm; (C) Δx=0.001 mmFig.3 The independence test of simulation on grids: (A) Δx=0.005 mm; (B) Δx=0.002 mm; (C) Δx=0.001 mm

4 結(jié)果與討論

4.1 三相流量對(duì)W/O/W型雙乳液滴生成模式的影響

應(yīng)用微流控法生成雙乳液滴的過程中，三相液體的物性參數(shù)、流量比等均對(duì)其流型有顯著影響。調(diào)節(jié)內(nèi)部水相流量Q1=60～600 μL/h、中間油相流量Q2=300～3600 μL/h和外部水相流量Q3=1200～18000 μL/h的條件下，得到了Dripping流型、Narrowing Jetting流型、Widening Jetting流型和Tubular Flow流型。實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究對(duì)比結(jié)果如圖4所示，二者吻合較好，驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的有效性。

圖4 三相流量對(duì)液滴生成流型的影響。A1和A2分別是滴狀流型下實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比(Q1=300 μL/h, Q2=1200 μL/h, Q3=4800 μL/h)； B1和B2分別是狹窄射狀流型下實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比(Q1=300 μL/h, Q2=1200 μL/h, Q3=1800 μL/h) ； C1和C2分別是寬射狀流型下實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比(Q1=300 μL/h, Q2=2400 μL/h, Q3=4800 μL/h) ；D1和D2分別是管狀流型下實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比(Q1=300 μL/h, Q2=3000 μL/h, Q3=4800 μL/h)Fig.4 Flow patterns in different three-phase fluxes. A1 and A2, Comparison of Dripping flow patterns between experiment and numerical simulation (Q1=300 μL/h, Q2=1200 μL/h, Q3=4800 μL/h); B1 and B2, Comparison of Narrowing Jetting flow patterns between experiment and numerical simulation (Q1=300 μL/h, Q2=1200 μL/h, Q3=1800 μL/h); C1 and C2, Comparison of Widening Jetting flow patterns between experiment and numerical simulation (Q1=300 μL/h, Q2=2400 μL/h, Q3=4800 μL/h) ; D1 and D2, Comparison of Tubular Flow patterns between experiment and numerical simulation (Q1=300 μL/h, Q2=1200 μL/h, Q3=1800 μL/h)

當(dāng)固定中間油相流量和外部水相流量一定時(shí)(Q2=1200 μL/h，Q3=4800 μL/h)，內(nèi)部水相的改變對(duì)流型影響較小，此間雙乳液的生成模式一直為Dripping流(圖4A)。當(dāng)內(nèi)向流量較小為Q1/Q2<0.15時(shí)， 由于內(nèi)相液滴的產(chǎn)生較慢，遠(yuǎn)小于外部液滴的生成速度，因此會(huì)產(chǎn)生單乳液滴出現(xiàn)的現(xiàn)象，Q1/Q2=0.04時(shí)液滴包裹率僅為33.3%。隨著內(nèi)相流量的增加到Q1/Q2=0.2時(shí)，內(nèi)、外部液滴實(shí)現(xiàn)一對(duì)一包裹，可穩(wěn)定生成均一的雙乳液滴。

固定內(nèi)、外部水相流量一定時(shí)(Q1=300 μL/h，Q3=4800 μL/h)，隨著中間相流量的增加(Q2/Q1>5.4)，雙乳液滴的生成模式從Dripping流逐漸向Widening Jetting流轉(zhuǎn)換(圖4C)。當(dāng)Q2/Q1=6時(shí)，由于內(nèi)部液滴生成較快，形成多核型雙乳液滴。此時(shí)，生成的雙乳液滴不再為規(guī)則的圓形，而是前端較窄、后端較寬，但是液滴均一性較好。本數(shù)值研究中未考慮表面活性劑的影響，因此內(nèi)部液滴自發(fā)性相互融合。隨著中間相流量的持續(xù)增大(Q2/Q1>10)， 三相流型變?yōu)門ube Flow(圖4D)，此時(shí)僅可生成單分散性較好的內(nèi)部液滴。

固定內(nèi)部水相和中間油相流量一定時(shí)(Q1=300 μL/h，Q2=1200 μL/h)，當(dāng)外相流量較小Q3/Qsum<1.2(Qsum=Q1+Q2)，雙乳液滴的生成模式為Widening Jetting流，可形成多核型雙乳液滴。隨著外相流量的增加(Q3/Qsum=1.2～12.0)， 三相流型由Widening Jetting流轉(zhuǎn)向Dripping流，再逐漸向Narrowing Jetting流轉(zhuǎn)換(圖4B)。在射流階段，由于Rayleigh-Plateau流的不穩(wěn)定性，雙乳液滴的單分散性變差。

4.2 三相流量對(duì)W/O/W型雙乳液滴尺寸分布的影響

固定外部水量流量Q3=4800 μL/h，研究雙乳液滴尺寸隨內(nèi)部水相、中間油相流量變化關(guān)系如圖5所示。通過調(diào)節(jié)內(nèi)部水相Q1/Q2=0.05～0.40所得的雙乳液滴尺寸曲線(圖5A)可知，在其它條件固定時(shí)，雙乳液滴的內(nèi)徑隨內(nèi)部水相流量的增加呈顯著增加的趨勢，由0.26 mm增大至0.33 mm。而雙乳液滴的外徑僅從0.52 mm增加到0.53 mm，增加了1.9%，因此調(diào)節(jié)內(nèi)部水相流量有助于生成較薄殼型雙乳液滴。液滴表面剪切力基本公式為：

(8)

式中，μ為液體粘度， du/dy為速度梯度。內(nèi)相流量的增加使得內(nèi)、中兩相流體之間相對(duì)速度減小，因此內(nèi)部液滴表面的粘性剪切力減小，而對(duì)雙乳液滴外表面的剪切力沒有影響。

圖5 內(nèi)、中相流量對(duì)雙乳液滴尺寸的影響: (A)內(nèi)部水相流量Q1； (B)中間油相流量Q2Fig.5 Size of the double-emulsion droplets as a function of Q1 and Q2: (A)Flow rater of the inner water phase Q1；(B)Flow rater of the middle oil phase Q2

調(diào)節(jié)中間油相流量所獲得的W/O/W型雙乳液滴的內(nèi)、外直徑關(guān)系曲線如圖5B所示。當(dāng)固定內(nèi)、外部水相流量時(shí)，隨著中間油相流量的增加，雙乳液滴的外徑呈顯著增加的趨勢，而雙乳液滴的內(nèi)徑逐漸遞減，減小的幅度隨中間油相流量的增加而變緩。當(dāng)Q2/Q1從2變化到10時(shí)，雙乳液滴內(nèi)徑從305.00 μm減小到171.83 μm，減小43.67%；外徑從427.00 μm增加到625.75 μm，增大46.54%。中間油相既作為內(nèi)部液滴的連續(xù)相，又同時(shí)作為外部液滴的離散相，乳液滴內(nèi)、外徑尺寸隨中間油相流量增加呈相反變化趨勢。中間油相的增加使外部水相作用在雙乳液滴上的粘性剪切力減小，導(dǎo)致油相在雙乳液滴斷裂之前更快的聚集，形成尺寸更大的雙乳液滴。而油相作用于內(nèi)部液滴的粘性剪切力隨之增大，達(dá)到平衡(即夾斷液滴)時(shí)消耗的時(shí)間縮短，故生成的內(nèi)部液滴體積減小。

固定內(nèi)部水相、中間油相，W/O/W型雙乳液滴的內(nèi)、外直徑隨外部水相流量變化規(guī)律的關(guān)系曲線如圖6A所示，雙乳液滴的內(nèi)、外徑均隨外部水相流率的增加呈現(xiàn)顯著下降的趨勢。在Q3/Qsum=0.8～10.0范圍內(nèi)，雙乳液滴內(nèi)徑下降12.4%，外徑下降15.9%。根據(jù)Nabavi等[21]對(duì)雙乳液滴外表面剪切力τ2,3的推導(dǎo)公式(9)可知，外部流量的增加使雙乳液滴界面上產(chǎn)生更大的速度梯度，導(dǎo)致液滴的剪切力增加。

(9)

式中，b=Qsum/Q3，c=μ3/μ2。實(shí)驗(yàn)中雙乳液滴尺寸下降趨勢相對(duì)數(shù)值計(jì)算較為緩慢，Q3/Qsum=2.40時(shí)二者相差最大，實(shí)驗(yàn)結(jié)果比數(shù)值結(jié)果外徑小14.5%，內(nèi)徑小8.8%。Zhao等[25]對(duì)于三層環(huán)管微通道中氣泡的生成提出過相似的結(jié)論，即隨著外相流量的增大，氣泡尺寸逐漸減小。

固定外部水相流量Q3=4800 μL/h時(shí)，調(diào)節(jié)內(nèi)部水相和中間油相流量之和Qsum=15～50 μL/h獲得的W/O/W型雙乳液滴外徑隨Qsum的變化關(guān)系見圖6B。雙乳液滴的外徑隨著內(nèi)部水相和中間油相流量之和的增加呈現(xiàn)顯著增加的趨勢，而與內(nèi)部水相與中間油相流量比沒有關(guān)系。圖6B中第一部分(Q1/Q2=0．05～0．35)和第二部分(Q1/Q2=0.04～0.30)的內(nèi)相與中間相流量比相似，但二者之和Qsum相差很多，因此雙乳液滴外徑的差異也較大。Shao等[13]提出的雙同軸微通道中雙乳液滴生成大小的關(guān)系式也驗(yàn)證了本研究結(jié)果的正確性。

圖6 外相流量、內(nèi)中相流量之和對(duì)雙乳液滴尺寸的影響: (A)外相流量Q3；(B)內(nèi)、中相流量之和QsumFig.6 Size of the double-emulsion droplets as a function of Q3and Qsum: (A)Flow rate of the outer phase；(B)sum of flow rate of inner and middle phase Qsum

4.3 三相流量對(duì)W/O/W型雙乳液滴生成頻率的影響

以Q1=60～480 μL/h，Q2=600～36000 μL/h，Q3=1800～18000 μL/h為例，分析了三相流量對(duì)W/O/W型雙乳液滴生成頻率的影響規(guī)律。圖7為雙乳液滴生成頻率隨內(nèi)部水相、中間油相流量的變化關(guān)系圖。當(dāng)中間油相、外部水相流量一定時(shí)，隨著內(nèi)部流量的增加，雙乳液滴生成頻率輕微增大(圖7A)。當(dāng)內(nèi)相流量較小，Q1/Q2<0.15，內(nèi)部液滴生成頻率急劇增加，隨著Q1/Q2從0.05變化到0.13， 內(nèi)部液滴生成頻率增加了1.81倍。這是因?yàn)閮?nèi)部液滴表面剪切力增加使得內(nèi)部液滴更快被中間油相剪斷，此時(shí)外部液滴生成頻率高于內(nèi)部液滴。在外部液滴對(duì)內(nèi)部液滴實(shí)現(xiàn)一對(duì)一包裹之后(Q1/Q2>0.15)，內(nèi)、外部液滴生成頻率一致。內(nèi)部液滴生成頻率的增大對(duì)中間油相的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生一定影響，但隨著油相的延伸這種影響會(huì)越來越小。

當(dāng)固定內(nèi)、外部水相流量一定時(shí)，通過調(diào)節(jié)中間油相流量Q2/Q1=0.4～12.0獲得的W/O/W型雙乳液滴生成頻率關(guān)系曲線如圖7B所示，內(nèi)、外部液滴的生成頻率均隨著中間油相流量的增加而增大，且內(nèi)部液滴的生成頻率增加幅度更大。隨著Q2/Q1從3.4變化到12.0，內(nèi)部液滴生成頻率增加了2.9倍，外部液滴生成頻率增加了1.5倍。中間油相作為內(nèi)部液滴的連續(xù)相，流量的增加使得內(nèi)部液滴表面的粘性剪切力顯著增加，有效減少了液滴達(dá)到平衡的時(shí)間。當(dāng)中間相流量較大時(shí)，Q2/Q1>6，形成多核型雙乳液滴，此時(shí)內(nèi)部液滴的生成頻率大于外部液滴，且外部液滴的生成頻率趨于平緩。

W/O/W型雙乳液滴生成頻率隨外部水相流量變化規(guī)律的關(guān)系曲線如圖8所示，在其它條件固定時(shí)，隨著外部水相流量的增加，雙乳液滴生成頻率呈線性增大的趨勢。隨著Q3/Qsum從1.2變化到12.0，內(nèi)部液滴生成頻率從5.58 Hz增加到37.73 Hz; 外部液滴生成頻率從2.80 Hz增加到37.73 Hz，增大13.47倍。外部水相流量的增大顯著地增加了外部液滴表面的粘性剪切力，克服界面張力作用達(dá)到新平衡所用的時(shí)間縮短，因此液滴的生成時(shí)間減少，生成頻率增加。當(dāng)外部水相流量較低時(shí)，Q3/Qsum<1.2，形成多核型的雙乳液滴，此時(shí)內(nèi)部液滴的生成頻率高于外部液滴的生成頻率。

圖8 外部水相流量對(duì)雙乳液滴生成頻率的影響Fig.8 Frequency of double-emulsion droplets as a function of Q3

5 結(jié) 論

結(jié)合實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法研究了三重環(huán)管同軸微通道內(nèi)W/O/W型雙乳液滴的生成過程。中、外相流量對(duì)雙乳液滴生成模式有顯著影響，成功預(yù)測了在Dripping流和Jetting流(狹窄型和寬型)模式下，具有較高單分散度的單/多核型雙重乳液微滴的穩(wěn)定生成。雙乳液滴尺寸和生成頻率受三相流量共同影響，通過流量調(diào)節(jié)可獲得具有較寬粒徑分布范圍的雙乳液滴，實(shí)現(xiàn)對(duì)生成雙乳液滴的尺寸規(guī)格、核-殼大小比等的精確操控。微流控液滴技術(shù)的研究目前尚處于起步階段，為進(jìn)一步提高微乳液滴合成效率，還需要系統(tǒng)開展有關(guān)液體性質(zhì)以及多重乳液生成中力學(xué)機(jī)理的研究。

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