帶有自由介面大變形過程的流體動力學研究廣泛應用於我們日常生活和工農業生產安全、現代高精製造技術中。但自由介面在極短時間內的劇烈變形對觀測手段的時空解析度提出了苛刻的要求，常規流體力學實驗方法難以有效的觀測記錄。
2、自由介面大變形演化的動力學機理研究實驗
1/2.實驗方法
圖1-1 撞擊過程自由介面動態大變形觀測實驗系統
2/2.二次微液滴噴射過程的自由介面大變形研究
圖2-1 潤溼性對液滴鋪展收縮過程的影響
透過高速觀測平臺觀測了低慣性液滴衝擊光滑表面的自由介面大變形過程。發現衝擊慣性=26~54的液滴在部分潤溼性表面上鋪展收縮過程中，中心射流斷裂形成二次微液滴噴射。
圖2-2 液滴鋪展收縮動力學過程
基於液滴自由介面大變形形貌分析揭示了低慣性鋪展模式下二次微液滴的發射機理和大變形過程中主要特徵與慣性力的關係。中心射流斷裂細節分析表明低慣性液滴鋪展模式下二次微液滴發射的內在驅動因素是毛細表面波在液膜中的匯聚傳播。
圖2-3 液膜收縮模式相圖
液膜收縮動力學分析表明在中心射流形成前液膜厚度等於表面毛細波的波高，表面毛細波的等效直徑線性遞減；中心射流形成後，射流等效直徑的擴張符合標度律。
圖2-4 液滴薄膜收縮過程中中心射流形成、斷裂到二次微液滴彈射過程，液滴衝擊慣性為=33.4
對液膜收縮形成二次微液滴過程的主要特徵的慣性影響分析表明，根據潤溼介面接觸粘性是否影響，動力學主要特徵可以分為慣性不變特徵和慣性變化特徵。慣性不變特徵包括歸一化後退時間、中心射流噴射時間、頂尖形成時間、後退波特徵波速和歸一化射流高度、頂尖直徑和液滴直徑等。慣性變化特徵包括歸一化後退波高、頂尖高度和二次液滴速度、動能等。特徵隨慣性變化滿足分段線性關係，轉變極值發生在衝擊慣性=40~42之間。
3/2.奈米顆粒對液滴自由介面大變形影響研究
圖3-1 銀奈米流體衝擊光滑基板的自由介面大變形演變數值模型驗證
科研人員使用實驗觀測和SPH數值模擬相結合的方法研究奈米顆粒對液滴衝擊固壁的自由介面大變形動力學過程，用SPH模擬結果與高速攝像儀拍攝的實驗結果對比驗證數值模型對奈米流體液滴的自由介面大變形過程的預測準確性。圖3-1(a)和(b)分別展示了納米流體液滴以韋伯數為5.12和44.37的慣性衝擊光滑壁面的自由介面變形演化過程的實驗與數值預測對比。發現SPH模型對液滴衝擊過程中自由介面的形貌提供了較為準確的預測。
圖3-2 去離子水和奈米流體液滴衝擊光滑壁面後的形貌演化對比
去離子水和奈米流體液滴的實驗和模擬對比值都位於Y=X線附近，說明SPH模型對最大潤溼係數的預測精度在可接受的範圍內。在探究變形過程的影響機理，並根據數值模擬結果對含奈米顆粒的液滴在等溫光滑壁面和伴隨熱輸運的光滑壁面上的鋪展潤溼過程進行了詳細分析。均勻分散的低體積濃度奈米流體滿足牛頓流體特徵。SPH數值模型可以準確的預測液滴形貌變化和接觸線運動特徵，最大潤溼半徑預測誤差小於4%。
圖3-3 奈米流體液滴在光滑壁面上鋪展過程液滴及內部速度向量場
透過對奈米顆粒對液滴潤溼行為的影響主要發生在接觸線後退階段，其機理為毛細流帶動奈米顆粒在接觸線附近累積，對接觸線運動產生釘扎效應。奈米流體液滴在等溫和加熱光滑基板上的潤溼過程進行了數值分析得到，奈米流體鋪展過程中液滴內部始終保持層流，最大歸一化潤溼半徑與韋伯數和雷諾數的擬合關係為：
熱輸運過程導致液滴內部形成層狀溫度分佈，自然對流浮力改變了液滴底部層的區域性速度場，但不影響液滴自由介面的變形。
圖3-4 奈米流體液滴低慣性衝擊 80℃加熱基板的自由介面大變形過程
液滴初始慣性地不同帶來了兩種不同的熱分佈模式，低慣性衝擊下高溫區位於潤溼區中心，低溫區位於接觸線周圍；較高慣性衝擊下，衝擊壓迫使流體快速向四周鋪展，高溫區位於接觸線附近，而低溫區位於潤溼區中心。
4/2.液滴微通道滲透過程的自由介面大變形研究
圖4-1 帶有 T 型微通道基板的幾何結構簡圖
基於T型微通道幾何模型對伴隨液滴鋪展過程的微通道滲流過程進行了數值模擬，研究了滲流透過微通道節點的自由介面大變形動力學機理。透過高速攝像儀採集結果及液滴鋪展過程慣性階段的Power定律和粘性階段的Tanner定律對比表明，SPH數值模型能夠準確預測液滴潤溼及微通道滲流過程的自由介面變形形貌。
圖4-2 液滴鋪展 SPH 數值模型驗證
科研人員從自由介面大變形角度分析，滲流液體在多孔介質的微通道中存在四種滲流模式。在疏水錶面，液滴處於Cassie-Baxter狀態，流體隨著鋪展進行退出 T 型微通道，形成回退模式。在親水錶面，不同衝擊慣性力與毛細力作用下微通道節點處的自由液麵進行阻尼諧振，根據諧振振幅依次出現懸垂或捕獲(SOC)、非對稱橫向滲透(ATP)和對稱橫向滲透(STP)三種模式。
圖4-3 T 形微通道中的液滴滲透模式
此外，分析了微通道孔徑特徵尺寸、基板表面潤溼性和液滴衝擊慣性對滲透模式轉變的影響。結果表明增強潤溼性會降低滲透模式轉變所需要的慣性力；增大微通道孔徑特徵尺寸會提高滲透模式從懸垂或捕獲(SOC)轉變為非對稱橫向滲透(ATP)所需要的慣性力，降低從非對稱橫向滲透(ATP)轉變為對稱橫向滲透(STP)所需要的慣性力。
圖4-4 橫向滲透模式的實驗觀察
對液滴在並列 T 型微通道組成的多孔基板上的鋪展滲透過程研究表明，隨著衝擊慣性增大，液滴在多孔基板中的滲透模式組合從單純的SOC模式轉變為ATP-SOC兩層環形分佈，最後轉變為STP-ATP-SOC三層環形分佈；增大孔隙率會抑制橫向滲流蠕動，使橫向滲透率出現輕微下降。
圖4-3 橫向滲透機理與液滴在並列 T 型微通道孔板上的鋪展
5/2.相變過程自由介面大變形研究
相變過程是典型的熱流耦合模擬難題，熱輸運過程透過控制相態轉變模式對自由介面大變形過程產生直接影響。在相變過程自由介面大變形研究中，科研人員選擇石英玻璃電熔和液滴潤溼高溫基板兩個典型過程研究了固液相變和液氣相變兩個自由介面大變形過程，分析了熱輸運對自由介面大變形過程的控制機理和引數化影響。針對固液相變，基於SPH-FEM耦合求解方法對石英玻璃電熔過程進行了數值模擬，根據模擬結果詳細分析了石英熔化過程的相變模式演化。
圖5-1 石英玻璃電熔過程
圖5-2 模型驗證
石英錠在環形加熱模式下以整體坍塌形式進行自由介面變形，熔化結束時刻底部中心區域出現圓錐形不完全熔化夾雜。熔化過程中，不同熱引數下石英內部存在兩段式和連續式兩種相變模式。提高初始溫度促使固態石英轉變為糊狀石英，提高加熱器溫度促使糊狀石英轉變為熔融液體石英。提出熱引數最佳化加底部加熱器區域性熱場調節方案消除了不完全熔化夾雜。
圖5-3 液滴潤溼加熱基板(120℃)的自由介面大變形過程，液滴的初始溫度為 20℃，初始衝擊慣性為24.4
針對液氣相變，基於均勻混合物假設分析了含奈米顆粒的液滴潤溼高溫基板的蒸發沸騰過程。透過分析揭示了潤溼過程中接觸蒸發和回彈蒸發兩種相變模式。提高加熱溫度相變模式從接觸蒸發轉變為回彈蒸發，而提高奈米顆粒體積濃度相變模式先從接觸蒸發轉變為回彈蒸發再變回接觸蒸發。潤溼過程液滴經歷了鋪展、收縮和最後蒸發消失三個階段，蒸發速率的峰值發生在液滴收縮階段。
圖5-4 液滴在高溫加熱基板上歸一化潤溼半徑隨時間變化規律
基於液滴自由介面大變形形貌分析揭示了低慣性鋪展模式下二次微液滴的發射機理和大變形過程中主要特徵與慣性力的關係。中心射流斷裂細節分析表明低慣性液滴鋪展模式下二次微液滴發射的內在驅動因素是毛細表面波在液膜中的匯聚傳播。
3、實驗結果
(1) 液膜收縮過程中中心射流和二次液滴噴射發生在液滴衝擊部分潤溼性表面且衝擊慣性為韋伯數=26~54，其機理為表面毛細波匯聚擠壓在液滴中心部位形成射流及頂尖結構，進而在Rayleigh-Plateau不穩定性作用下發生頂尖夾斷，形成二次微液滴。
(2) 含奈米顆粒的液體衝擊光滑表面過程中奈米顆粒會遲滯接觸線後退，其機理為奈米顆粒在接觸線附近累積，對接觸線產生釘扎效應。
(3) 伴隨鋪展過程含T型微通道的基板中液滴前驅在透過通道節點時存在回退(Retraction)、懸掛或捕捉(SOC)、單邊非對稱(ATP)、雙邊對稱(STP)四種滲透模式。增強潤溼性會降低滲透模式轉變所需要的慣性力；增大微通道孔徑尺寸會提高滲透模式從 SOC轉變為ATP所需要的慣性力，降低從 ATP 轉變為STP所需要的慣性力。
(4) 以石英電熔和液滴潤溼高溫基板為例研究了固液相變和液氣相變過程。電熔過程中石英錠在環形加熱模式下整體坍塌，不同熱引數下內部存在兩段式和連續式兩種熔化相變模式。熔化結束時，底部中心區域出現不完全熔化夾雜，提高加熱器溫度或降低初始溫度有利於抑制這種不完全熔化。高溫基板潤溼過程中隨著基板溫度升高，液滴存在接觸蒸發和回彈蒸發兩種模式。潤溼過程包括液滴鋪展、收縮和蒸發消失三個階段，蒸發速率的峰值發生在收縮階段。
4、總結