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0 前言
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材料表面处理对材料防腐和延长材料使用寿命有重要作用[1]。传统材料表面处理方法有喷砂技术、电镀刷处理技术和化学处理技术等[2]。但其在运用过程中产生环境污染、能耗高和对人体有害等缺点制约了其推广应用[3-6]。清洁环保的材料表面处理技术是必然发展的方向。为此 ARASH 等[7]研究了常压等离子体金属表面处理技术，使用微波辅助大气等离子体定量清除污染物，避免了对环境的污染且有较高的清理速度，但该技术在应用时对施工环境要求较高，不利于工程推广。NUO 等[8]提出微纳米气泡表面处理技术，该技术对环境友好且基本不会损伤基质材料，但由于对设备精密度要求较高且其处理效率低，并没有得到工业应用。为降低绿色清洁表面处理技术能耗和提高工程适用性，有学者提出冰粒射流表面处理技术，制冰方式是该技术应用的关键。冰粒射流的制冰技术最早采用破冰法，并采用不同介质的射流加速冰粒进行表面处理。例如： KLUZ 等[9]通过破碎冰块制备冰粒后，采用高速空气负压卷吸冰并加速冰粒，可有效去除工件表面油漆。KURIYAGAWA[10]采用破冰法制备冰粒后，由低温气流输送到喷嘴，与高速水流混合形成冰粒水射流，用来切割金属和软材料。但采用破冰法所获得的冰粒大小不一，且较难制取毫米以下的粒径冰粒，为解决破冰法技术瓶颈，张东速等[11]提出液氮冷却水雾制备冰粒，通过液氮气化形成深冷空间，将水送至雾化喷嘴雾化，在深冷空间内冷却得到小颗粒冰粒，但采用液氮气化的方式用量不易控制且制备效率低。为此，李德玉等[12-13]通过液氮喷雾冷却液滴制备冰粒，可连续制备平均粒径 100 μm冰粒，冰粒颗粒小且制备效率高，但该方法制取的冰粒极易发生接触，当腔室温度不能维持在−40℃以下时，冰粒相互粘结，附着于腔室壁面，堵塞冰粒出口[14]。冰粒射流在表面处理领域虽然具有较多优势，但并没有得到较好的工程应用，根本原因在于冰粒的制备和储存技术瓶颈并没有实在性突破。
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针对目前冰粒射流技术冰粒制备和储存问题，本文基于冰粒即时制备和即时利用的理念，提出粒径和硬度可控的冰粒制备技术[15]，并采用射流泵喷射器对冰粒即时引射和加速[16]，实现冰粒制备和利用的一体化，解决了冰粒粒径不可控和因冰粒存储导致的粘结和高能耗等问题。而高效的喷射器性能是决定冰粒即时利用与射流表面处理效果的关键。喷射器技术是一种广泛应用于磨料射流的喷射方法，可以有效引射并混合流固混合物[17]。熊源泉等[18]通过模拟手段得到喷射器内部的静压分布，发现工作喷嘴位置会影响气固喷射器内的静压大小，从而影响磨料的引射率。李敬彬等[19]基于射流泵技术设计了液氮-冰粒射流工作喷嘴结构，并通过试验验证了其能够及时的引射冰粒并达到很好的处理效果。王雨风等[20]研究了工作喷嘴发散段长度对喷射器引射性能的影响，发现合理设计的发散段长度能够显著提高喷射器处理效率。综上可知，已有喷射器结构研究聚焦其引射能力，但并未涉及对流固加速性能的研究。
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为此，本文基于冰粒即时制备和即时利用原理的冰粒空气射流技术，为提高表面处理效率，研究喷射器结构参数对冰粒引射和加速能力的影响，其中喷射器主要由工作喷嘴、混合腔和加速喷嘴组成。即时制备的冰粒通过自身重力与工作喷嘴喷出的高速气流负压卷吸作用进入混合腔，而后高速气流将冰粒引入加速喷嘴内充分混合加速喷出。基于前人研究[21-24]可知，工作喷嘴的引射能力取决于喷嘴膨胀比和位置，加速喷嘴的加速能力取决于加速喷嘴的直径比和长径比。为此本文基于ANSYS-FLUENT 气固两相流模型，分析不同喷射器喷嘴结构下的冰粒引射和加速规律。对设计的喷射器进行脱漆试验验证其表面处理能力，为冰粒空气射流在材料表面处理方面的应用提供理论支撑。
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1 冰粒空气射流喷射原理
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基于冰粒即时制备和利用的冰粒空气射流技术原理如图1 所示。利用异质成核的结冰原理，水经水泵加压后注入针管，通过更换针头的型号与调节注水压力实现对冰粒粒径的控制，制备的冰粒粒径范围为 0.1～2.52 mm；通过调节液氮加入量实现对冷壁温度的控制，进而实现对冰粒制备效率和冰粒温度的控制；冰粒在冷壁凝结完成后，刮刀从上向下运动将冰粒从冷壁刮下，然后刮刀复位，刮刀的往复运动快慢与针头的数量决定冰粒制备的质量流量[15]。而后进入冰粒利用系统，2 MPa 的气体经喷射器工作喷嘴喷射后形成高速射流，在喷嘴出口局部区域形成负压。即时制备的冰粒经低压气体输送至负压区域，引射至混合腔，与高速空气射流混合并初步加速，然后进入加速喷嘴充分加速，从喷嘴喷出形成高速冰粒空气射流。冰粒空气射流的工作效率决定于冰粒冲击动能，即决定于引射冰粒的质量和对冰粒的加速。因此，喷射器的引射能力和加速能力是决定表面处理效率的关键。
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图1 冰粒空气射流喷射原理
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Fig.1 Principle of ice particle air jet injection
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2 数值模拟
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2.1 物理模型及网格划分
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喷射器的引射能力决定于工作喷嘴的位置（Ln） 和膨胀比（工作喷嘴出口截面静压与环境压力比， n）。加速能力决定于加速喷嘴的直径比（Dn=D3 / D*） 和长径比（Ld=L3 / D3），参数如图2 所示。
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图2 冰粒空气射流物理模型
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Fig.2 Physical modeling of ice particle air jets
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模型的网格划分如图3 所示，根据研究需要，外流域沿流向的长度为 100 mm，外流域的半径为 30 mm。
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图3 网格化分
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Fig.3 Grid division
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网格采用 Workbench 中 ANSYS Mesh 模块完成，网格的数量约为 17.6 万个，最小网格体积为 6.29×10−11 m 3，平均网格质量为 0.85。为提高计算精度，对工作喷嘴、加速喷嘴及流场进行局部加密。
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2.2 数值模拟控制方程
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2.2.1 颗粒相控制方程
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在 Fluent-EDEM 耦合计算中，单颗颗粒运动遵循牛顿第二定律，任意颗粒 i 的运动规律为[25]：
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式中， 和分别是颗粒 i 的重力加速度和角加速度，mi和 Ii分别是颗粒 i 的质量和惯性矩，Fi和 Mi 分别是合力和扭矩。
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在喷嘴内部和射流流场中，固体颗粒所受作用力较多，但有些作用力较小，可以忽略，如虚拟质量力等。本文考虑了曳力、颗粒相互作用力、压力梯度力和 Magnus 力等。颗粒所受作用力表述为[25]：
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式中，fp，i 为颗粒 i 的曳力，fc，ij 为颗粒 i 和颗粒 j 的碰撞作用力，fd，ij 为颗粒 i 和颗粒 j 的阻尼力，fmag，i 为颗粒 i 的 Magnus 力，fsaff，i 为颗粒 i 的 Saffman 升力。
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2.2.2 传热计算方程
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冰粒空气射流采用 Hertz-Mindlin with Heat Conduction 接触模型进行计算，主要涉及以下几个控制方程[26]。
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（1）Hertz-Mindlin 无滑动接触模型
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法向力 Fn 表达式如下：
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式中，E* 为弹性模量，R* 为当量半径，δ n 为法向重叠函数。其中滚动摩擦通过在接触表面施加一个力矩来考虑。
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式中， 是滚动摩擦因数，Ri 是接触点到质心的距离，ωi 是物体在接触点处单位角速度矢量。
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（2）考虑热传导的接触模型
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颗粒间的接触显著以致热传导必须考虑。颗粒间的热流量由下式定义：
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式中，接触面积被加入热传递系数 hc中，hc表达式如下：
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式中， Fn 是法向力，r* 是从 Hertz 弹性接触理论计算的颗粒几何平均半径，E* 是有效弹性模量。
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（3）Temperature Update 模型
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联合式（2），确保热传递算法生效，每个颗粒的温度随时间变化量通过下式更新：
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式中，mp、Cp和 T 分别是质量、比热容和温度。右侧表示对流和传导热通量的总和。
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2.3 初始和边界条件
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在 EDEM 和 FLUENT 软件中设置的初始条件、边界条件见表1。冰粒自喷射器入口处开始运动，冰粒初始动能为零。
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2.4 数值模拟方案
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数值模拟考虑工作喷嘴和加速喷嘴对冰粒加速效果的影响，试验方案见表2。
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为更好地探究冰粒射流加速规律和加速过程，在喷射器上建立冰粒捕捉域，捕捉域宽度为 1.5 倍颗粒直径。通过对各捕捉域的气流速度、气体负压和动能数据分析，确定喷射器喷嘴最优结构参数。捕捉域位置如图4 所示。
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图4 喷射器的冰粒捕获区示意图
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Fig.4 Schematic diagram of ice particle capture area of ejector
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2.5 数值模拟结果与分析
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2.5.1 Ln、n 对冰粒冲击动能的影响
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2.5.1.1 对冰粒引射量的影响
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以 n=1.5，Dn=4.5，Ld=4.0 为例，说明工作喷嘴位置对气体负压的影响，计算结果如图5 所示。可以看出，对于不同 Ln的喷射器结构，形成的压力分布规律基本相同。气体压力在工作喷嘴出口处开始显著下降，在加速喷嘴内负压达到最大，从加速喷嘴喷出后气体压力产生波动而后逐渐趋于大气压力。但 Ln对混合腔内压力影响较大，工作喷嘴不同位置影响了混合腔内空间形态，从而对气体负压产生了较大影响。随着 Ln增大，混合腔内气体负压先降低后增加，在 Ln=0 mm 时达到最低。因此，可认为 Ln=0 mm 时更有利于引射冰粒。
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图5 不同 Ln对混合腔气体负压的影响
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Fig.5 Effection of different Ln on the negative pressure of the mixing chamber
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以 Ln=0 mm，Dn=4.5，Ld =4.0 为例，说明工作喷嘴膨胀比对气体负压的影响，计算结果如图6 所示。可以看出，工作喷嘴不同膨胀比形成的压力分布规律基本相同。气体压力在工作喷嘴出口处明显降低，在加速喷嘴入口处降至最低。气体压力进入加速喷嘴后，产生小幅波动。在自由射流段，随着射流的发展，气体压力逐渐趋于稳定。不同工作喷嘴膨胀比影响了混合腔内射流形态，从而对气体负压产生了较大影响。随着 n 增大，气体压力逐渐降低，在 n=1.5 时气体在混合腔产生的负压最大，因此可认为 n=1.5 时更有利于引射冰粒。
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图6 不同 n 对混合腔负压的影响
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Fig.6 Effect of different n on the negative pressure of mixing chamber
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2.5.1.2 对冰粒初步加速的影响
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冰粒在引射后会在高速气流作用下初步加速，加速效果以冰粒颗粒具有的动能表征。以 n=1.5， Dn=4.5，Ld=4.0 为例，说明工作喷嘴位置对冰粒冲击动能的影响，计算结果如图7 所示。
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图7 冰粒动能在不同 Ln下的变化
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Fig.7 Variation of kinetic energy of ice particles at different Ln
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由图7 可知，冰粒在进入加速喷嘴后冰粒动能持续增大，但 Ln=–5 mm 和 Ln=5 mm 时，冰粒动能在射流后半段有所降低。Ln=0 mm 冰粒动能一直增大，最大为 1.28 mJ。工作喷嘴不同位置，影响了混合腔内空间形态，从而对冰粒加速产生了较大影响。从图8 不同 Ln 下气流速度云图可以看出，在 Ln =0 mm 时气流波动较小，气体在加速喷嘴内完全膨胀，加速效果最好。而 Ln=–5 mm 和 Ln=5 mm 时，气流在进入自由流场时膨胀波压缩波交替明显，气体与周围环境进行剧烈的能量交换，导致射流流速降低。因此，Ln=0 mm 时更有利于冰粒的初步加速。
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图8 不同 Ln下气流速度云图
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Fig.8 Airflow velocity clouds at different Ln
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以 Ln=0 mm，Dn=4.5，Ld=4.0 为例，说明工作喷嘴膨胀比对冰粒加速的影响，计算结果如图9 所示。不同 n 下的冰粒动能在进入加速喷嘴后持续增加，在射流流场末端，n=0.8 和 n=1.5 时冰粒速度有所降低，但 n=1.5 时冰粒动能一直最大，并在靶距 75 mm 处达到峰值为 1.56 mJ。结合图10 不同 n 下的气流速度云图可以看出，n=1.5 的喷嘴，射流等速核较长，射流速度最大，虽然在自由射流阶段产生了一定波动，但其自身射流能量较大，能有效加速冰粒。而 n=0.8 和 n=1 的工作喷嘴，其本身射流速度不高，对冰粒的加速效果有限。因此，n=1.5 的喷嘴对冰粒的初步加速效果是最好的。
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图9 不同 n 下的冰粒动能变化
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Fig.9 Variation of kinetic energy of ice particles with different n
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图10 不同 n 下气流速度云图
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Fig.10 Airflow velocity clouds at different n
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2.5.2 Dn、Ld对冰粒冲击动能的影响
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2.5.2.1 对气体速度场的影响
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以 Ln=0 mm，n=1.5，Ld=4.0 为例，说明 Dn对气体速度的影响，计算结果如图11 所示。
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图11 不同 Dn 下的加速喷嘴轴向速度分布
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Fig.11 Axial velocity distribution of acceleration nozzle at different Dn
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由图11 可知，气体速度在进入工作喷嘴后一直加速，进入混合腔时速度开始逐渐降低。进入加速喷嘴后再次加速，但速度提高幅度不大。在自由射流段，随着射流的发展，气体速度持续降低。在加速喷嘴内，Dn 对气体速度有较大影响，随着 Dn 增大，气体速度先增大后减小。Dn=3.5 和 Dn=4.0 的气体速度差别不大，但 Dn=4.5 时的气体速度始终最小。
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同时结合图12 中不同Dn下气流速度云图可以看出，相比之下，在 Dn=4.0 时，气流波动小，气流能量损失小。而在 Dn=3.5 时，气体波动较大，与环境能量交换剧烈，射流能量降低。因此，相比较之下可认为 Dn=4.0 时更有利于气体流场稳定。
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图12 不同 Dn下的气流速度云图
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Fig.12 Airflow velocity clouds at different Dn
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以 Ln=0 mm，n=1.5，Dn=4.0 为例，说明加速喷嘴长径比对气体速度的影响，计算结果如图13 所示。气体速度在工作喷嘴入口处开始加速，在工作喷嘴出口处达到最大。超声速气体进入混合腔后，速度开始逐渐降低。进入加速喷嘴后再次加速，但速度增幅不大。在自由射流段，气体速度持续降低。气体速度在 Ld=4.0 时气体速度一直最大。从图14不同 Ld下气流速度云图可以看出，Ld=4.0 时，气流波动较小，气流的能量损失较小，且在自由射流阶段产生较长的等速核，Ld=3.0 时，气体在进入自由流场时波动明显，射流能量较低。而 Ld=5.0 时气流速度一直最小。因此，Ld=4.0 时气体流场更为稳定。
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图13 不同 Ld下的加速喷嘴轴向速度分布
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Fig.13 Axial velocity distribution of acceleration nozzle at different Ld
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图14 不同 Ld下的气流速度云图
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Fig.14 Airflow velocity clouds at different Ld
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2.5.2.2 对冰粒加速的影响
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以 Ln=0 mm，n=1.5，Ld=4.0 为例，说明加速喷嘴直径比对冰粒冲击动能的影响，计算结果如图15 所示。冰粒动能在进入加速喷嘴后开始增加，但在 Dn=3.5 时有所降低。在自由射流阶段，不同 Dn对冰粒动能影响不同，在 Dn=3.5 和 Dn=4.5 时冰粒动能在较大靶距处有所降低，但 Dn=4.0 时冰粒速度一直增大，在靶距 100 mm 处达到最大冲击动能为 1.28 mJ。
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图15 不同 Dn下的冰粒动能变化
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Fig.15 Variation of kinetic energy of ice particles with different Dn
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结合 2.5.1 节分析结果可知，不同 Dn影响了加速喷嘴内的空间结构，从而影响气流对冰粒的加速效果。在 Dn=4.0 时气流波动小且冰粒动能持续增大，对冰粒加速效果最佳。
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以 Ln=0 mm，n=1.5，Dn=4.5 为例，说明加速喷嘴长径比对冰粒冲击动能的影响，计算结果如图16 所示。冰粒在进入加速喷嘴后，Ld=4.0 时冰粒动能一直增大，Ld=3.0 和 Ld=5.0 时冰粒速度先降低后增大。在自由射流阶段，不同 Ld 下冰粒速度变化明显，在 Ld=3.0 和 Ld=5.0 时冰粒动能波动较大，但 Ld=4.0 时冰粒动能持续增大，并在靶距 100 mm 处达到最大冲击动能为 1.28 mJ。结合 2.5.1 节分析结果可知，不同加速喷嘴长径比影响了加速喷嘴内空间形态，从而影响了冰粒的加速。在 Ld=4.0 时气流波动小，且能达到最大的冲击动能，对冰粒加速效果最佳。
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图16 不同 Ld 下的冰粒动能变化
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Fig.16 Variation of kinetic energy of ice particles with different Ld
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结果表明，最优的喷射器结构是 Ln=0 mm， Ld=4.0，Dn=4.0 搭配膨胀比为 1.5 的工作喷嘴。此时，冰粒能达到的最大冲击动能为 1.56 mJ。
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3 冰粒空气射流脱漆试验
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3.1 试验系统
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试验系统如图17 所示，主要由供气系统、冰粒喷射器系统和试验平台组成。供气系统为系统提供压缩气体，通过减压阀调节气体压力为 2 MPa；试验平台用于固定铝合金试样，试验所采用的脱漆试样为 10 cm×10 cm 的铝合金板。在试验开始前预先对铝合金板均匀喷漆，喷漆厚度为 0.1 mm。
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为进一步分析不同喷射器喷嘴结构对材料表面处理的效果，采用 Attension Theta 光学接触角仪对冰粒空气射流表面处理过后的试件进行粗糙度测试，装置如图18 所示。对试样测量区域的数据进行提取，通过 Ra（表面粗糙度算术平均值）、Rp（均方根粗糙度）和 Sdr（界面面积与投影面积之比）三个指标来判断冰粒空气射流对铝合金的表面处理效果。
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图17 冰粒空气射流除漆试验系统
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Fig.17 Ice pellet air jet paint removal test system
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图18 形貌测试仪
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Fig.18 Test instrument for sample morphology
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3.2 试验方案
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为获得最优喷射器喷嘴结构参数，开展冰粒空气射流脱漆试验，试验方案见表3。脱漆效果以实际脱漆半径和脱漆后的金属表面形貌和粗糙度来表征。脱漆半径越大说明单位时间除漆面积越大，除漆效率越高。表面粗糙度与冰粒冲击动能相关，表面粗糙度越小说明冰粒具有的冲击动能越大，冰粒空气射流金属表面处理效果越好。由于本试验铝合金表面喷漆厚度小，且主要是为了验证喷射器具有较好的表面处理能力，因此试验时对材料表面产生少量破坏属于正常现象。
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3.3 试验结果与分析
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为了对比试验效果，给出冲蚀前的形貌测试结果如图19 所示，冲蚀前的粗糙度测试结果见表4。
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图19 未冲蚀的铝合金板的形貌测试结果
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Fig.19 Morphology test results of aluminum alloy plate without erosion
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3.3.1 Ln、n 对脱漆效果的影响
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不同 Ln、n 下对铝合金试样的脱漆效果如图20所示。以 n=1.0，Ld=4.0，Dn=4.5 为例，说明 Ln 对脱漆效果的影响。由图20 可以看出，随着 Ln 的增大，脱漆半径先增加后减小。在 Ln=0 mm 时产生的冲蚀区域半径最大为 21 mm，冲蚀效果也最好。
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图20 不同工作喷嘴结构下的除漆效果
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Fig.20 Paint removal effect under different working nozzle structures
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以 Ln=0 mm，Ld=4.0，Dn=4.0 为例，说明 n 对脱漆效果的影响。不同 n 下的冰粒空气射流脱漆效果随着 n 的增大而增大，膨胀比 n=1.5 时冰粒空气射流的表面处理效果最好，被射流冲蚀区域的喷漆清除也较为彻底。而后对试样进行表面形貌和表面粗糙度测试，表面形貌测试结果见图21，表面粗糙度测试结构见表5。从测试结果可以看出，随着 Ln 的增大，铝合金板的粗糙度先降低后增加，在 Ln=0 mm 时试件的表面粗糙度最小，为 1.437± 0.365 μm。从不同 n 下铝合金试件的形貌和表面粗糙度测试结果可以看出，随着 n 的增大，试件表面粗糙度一直降低。在 n=1.5 时，试件的表面粗糙度最小，为 1.156±0.136 μm。
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图21 不同 Ln、n 下铝合金板的形貌测试结果
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Fig.21 Morphological test results of aluminum alloy plate under different Ln and n
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3.3.2 Dn、Ld对脱漆效果的影响
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不同 Dn、Ld下试样脱漆效果如图22 所示。以 Ln=0 mm，Ld=4.0，n=1.5 为例，说明 Dn对脱漆效果的影响。从图22 可以看出，脱漆半径随着 Dn的增加先增大后减小，在 Dn 为 4.0 时脱漆半径最大为 20 mm。
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图22 不同 Dn，Ld下的除漆效果
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Fig.22 Paint removal effect with different Dn, Ld
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以 Ln=0 mm，Dn=4.0，n=1.5 为例，说明 Ld对脱漆效果的影响。从图22 可以看出，在给定靶距时，随着 Ld的增加，脱漆半径先增加后稳定，加速喷嘴长径比 Ld=4.0 时，脱漆半径可达到 23 mm。而后对试样进行表面形貌和粗糙度测试，表面形貌测试结果见图23，表面粗糙度测试结构见表6。从表6 结果可以看出，随着 Dn的增大，铝合金板的表面粗糙度先降低后增加，在 Dn=4.0 mm 时表面粗糙度最小，为 1.437±0.365 μm；随着 Ld 的增加，铝合金板的表面粗糙度先降低后增加，在 Ld=4.0 时时表面粗糙度最小，为 1.437±0.365 μm。
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图23 不同 Dn、Ld 下铝合金板的形貌测试结果
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Fig.23 Morphological test results of aluminum alloy plate under different Dn and Ld
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4 结论
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（1）提出一种即时制备和即时利用的冰粒射流表面处理技术，解决了传统冰粒射流除漆技术的冰粒粘结和堵塞问题。
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（2）采用 Fluent-EDEM 耦合的方法进行数值模拟研究，得出在 2 MPa 下可以充分引射加速冰粒的最优喷射器结构参数。
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（3）通过铝合金脱漆试验验证，所设计喷射器结构能使铝合金板表面粗糙度由 3.194 ± 0.489 μm 变为 1.156±0.136 μm，具有较好的表面处理效果。
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（4）冰粒即时制备和利用的喷射器结构可为冰粒空气射流表面处理领域提供理论和技术支撑。
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摘要
目前在冰粒射流表面处理领域普遍存在冰粒易粘结和堵塞等问题，严重影响表面处理效率。基于射流泵基本结构，提出冰粒即时制备和利用的冰粒空气射流表面处理技术，可解决冰粒粘结堵塞问题。为实现冰粒的高效利用和冰粒空气射流的高速喷射，研制冰粒引射和加速一体化喷射器结构。系统性研究喷射器工作喷嘴位置（Ld）、膨胀比（n）和加速喷嘴直径比 （Dn）、长径比（Ln）对冰粒引射能力和加速的影响，以冰粒冲击动能为综合评判指标，确定喷射器结构参数，并进行表面处理试验验证。研究结果表明：在 2 MPa 气压下，喷射器喷嘴参数为 n=1.5，Dn=4.0，Ld=4，Ln=0 mm 时，可以充分引射加速冰粒。该结构参数下进行铝合金板脱漆试验，可获得较大的脱漆半径并使铝合金板表面更光滑，铝合金表面粗糙度由 3.194 ±0.489 μm 变为 1.156±0.136 μm。冰粒的即时制备和利用解决了冰粒空气射流技术工程应用时存在的冰粒粘结和储存问题，可为材料表面处理领域提供一种新的技术方法。
Abstract
Ice-particle air jet surface treatment technology has the advantages of being green and harmless to the human body, and therefore, it has wide application prospects in the field of surface-material treatment. The existing ice-particle jet technology experiences difficulties, such as ice storage pellets and easy bonding, which lead to low efficiency in the surface treatment of ice-particle jets. Therefore, an efficient ice-particle air-jet injection method was proposed. Additionally, to avoid the blockage problem of ice-particle storage, a method for the instant preparation and utilization was proposed. To realize the instant utilization of ice particles and high-speed injection of ice-particle air jets, the basic structure of a jet pump was considered based on previous research, and the working and accelerating nozzles were combined by adjusting the injector structure. A working nozzle was used to suck the ice particles instantly and preliminary acceleration, whereas an accelerating nozzle was used to further accelerate the ice particles after induction to obtain a higher impact kinetic energy. Numerical simulations were performed using the coupled Fluent-EDEM method, and heat transfer was used to analyze the ice-particle ejection and acceleration laws under different structural parameters of the injector. The differences in the ice-particle ejection and acceleration performances of the working nozzle with different nozzle positions (Ld) and pressure ratios (n), and the accelerating nozzle with different diameter ratios (Dn) and length-to-diameter ratios (Ln), were investigated. The numerical simulation used the kinetic energy of ice particles as a comprehensive evaluation index, and determined the parameters of the jet structure that enabled ice particles to be utilized instantly. The simulation reached the maximum kinetic energy of the impact. Subsequently, a surface paint removal test was performed on an aluminum-alloy material using the parameters of the jet structure. The results showed that the instant utilization of ice particles and sufficient acceleration were realized. Additionally, the designed jet structure sufficiently removed paint and accelerated the surface treatment of the aluminum-alloy material. The test results showed that the designed injector structure achieved sufficient paint removal and a smoother surface on the aluminum-alloy surface, which demonstrates the scientificity and rationality of the designed structure. The simulation and test results showed that under an air pressure of 2 MPa, the nozzle parameters of the injector were n=1.5, Dn=4.0, Ld=4, and Ln=0 mm, which could sufficiently induce the accelerated ice particles, such that their kinetic energy in the ice air jet could reach its maximum value. Under the given test conditions, this jet had the best paint removal radius and surface treatment effect. The maximum paint removal radius obtained was 23 mm, and the surface roughness of the aluminum-alloy plate changed from 3.194 ± 0.489 μm to 1.156 ± 0.136 μm. The instantaneous preparation and utilization of ice particles solve the problem of engineering applications of ice-particle air-jet technology; that is, ice-particle adhesion and storage. Additionally, it provides a new methodology in the field of material surface treatment.
Keywords
surface treatment ； paint removal technology ； ice-particle jet ； jet pump ； nozzle design
