流体机械

D/mm	Q/（L⋅s^-1）	d₉₀/μm	d₅₀/μm	d₂₀/μm
1.5	0.01	611.35	419.24	285.69
0.02	568.69	398.55	274.00
0.03	450.95	321.84	217.76
2.0	0.01	549.73	418.61	310.66
0.02	535.30	401.21	294.83
0.03	500.27	328.49	193.00
2.5	0.01	787.83	561.34	379.99
0.02	707.53	521.90	378.29
0.03	527.63	359.13	238.59
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0.02	851.71	658.46	476.49
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d₅₀/μm

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762.47

539.06

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D/mm

Q/（L⋅s^-1）

d₉₀/μm

d₅₀/μm

d₂₀/μm

1.5

0.01

611.35

419.24

285.69

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568.69

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680.21

522.48

0.02

824.76

609.21

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585.46

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476.49

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762.47

539.06

405.71

D/ $m m$	Q/（（L⋅s^-1）	粒径25%~75% 分布区间/ $μ m$
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0.02	364~508
0.03	288~413
2.0	0.01	387~520
0.02	368~495
0.03	289~447
2.5	0.01	515~716
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3.5	0.01	628~797
0.02	544~772
0.03	494~628
4.0	0.01	723~942
0.02	595~790
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分布区间/

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D/ $m m$	Q/（（L⋅s^-1）	粒径25%~75% 分布区间/ $μ m$
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0.02

595~790

0.03

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液氮-冰粒射流即时制备冰粒的粒径影响因素研究

钟侯 ¹ , 张士豪 ¹ , 杨栋 ¹ , 陆华 ¹^,² , 陈宏 ² , 胡静茹 ¹ , 李敬彬 ¹ , 黄中伟 ¹

流体机械 | 试验研究 2025,53(12): 1-11

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流体机械 |试验研究 2025 , 53 (12) : 1 -11

液氮-冰粒射流即时制备冰粒的粒径影响因素研究

全屏

钟侯¹, 张士豪¹, 杨栋¹, 陆华¹^,², 陈宏², 胡静茹¹, 李敬彬¹, 黄中伟¹

作者信息

¹中国石油大学（北京）油气资源与工程全国重点实验室，北京 102249

²南通中远海运船务工程有限公司，江苏南通 226006

通讯作者:

黄中伟（1972），男，博士，教授，博士生导师，国家杰出青年科学基金获得者，主要从事油气钻完井及地热能开发等研究工作，通信地址：102249北京市昌平区府学路18号中国石油大学（北京）油气资源与探测国家重点实验室，E-mail：huangzw@cup.edu.cn。

作者简介:

钟侯（2001），男，博士研究生，主要研究方向为油气井流体力学，E-mail：2025310132@student.cup.edu.cn。

Investigation of factors affecting ice grain size in instantaneously generated liquid nitrogen‑ice jets

Hou ZHONG¹, Shihao ZHANG¹, Dong YANG¹, Hua LU¹^,², Hong CHEN², Jingru HU¹, Jingbin LI¹, Zhongwei HUANG¹

Affiliations

¹State Key Laboratory of Petroleum Resources and Engineering，China University of Petroleum，Beijing 102249，China

²Nantong COSCO Shipping & Shipping Engineering Co.，Ltd.，Nantong 226006，China

出版时间: 2025-12-31 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.001

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摘要

收起

为高效制备冰粒射流用特定粒径冰粒，采用直接接触低温沉降法制备冰粒，系统研究了供水流量（Q）与雾化喷嘴出口直径（D）对冰粒粒径分布的影响，并结合韦伯数（We）、斯蒂芬数（St）和毕渥数（Bi）分析了雾化特性与凝固传热规律。结果表明，雾化过程由D与Q共同调控，流量固定时，随喷嘴直径增大，流速降低、径比（d/D）减小，雾化机制由惯性破碎转向表面张力主导；喷嘴直径固定时，流量增大使雾化模式由过渡态转变为惯性破碎主导；凝固过程中显热传递占主导，内部导热热阻不可忽略，外部对流仍为重要限制因素之一；小粒径冰粒因比表面积大、温度梯度小，表现出快速凝固特性；大粒径冰粒则存在中心冷却滞后，显著延长相变时间；D=2.5~3.5 mm喷嘴制备的冰粒圆形度接近1，具备良好的磨耗性能；优选工艺参数为喷嘴直径D=3.0 mm、流量Q=0.02L/s。该研究揭示了工艺参数对冰粒粒径与热传递特性的作用规律，可为冰粒射流技术的优化设计与工程应用提供理论支撑。

关键词

冰粒射流 / 粒径分布 / 雾化机制 / 凝固传热 / 工艺优化

Abstract

收起

To efficiently produce ice particles of targeted sizes for ice air jet applications，ice particles were generated using a direct contact cryo genic settling method.The effects of water flow rate （Q） and atomizing‑nozzle exit diameter （D） on the particle size distribution were systematically investigated. In addition，the atomization behavior and solidification heat transfer characteristics were analyzed using the Weber number （We），Stefan number （St），and Biot number （Bi）.The results show that the atomization process is jointly governed by D and Q.At a fixed flow rate，increasing D reduces the exit velocity and the diameter ratio （d/D），shifting the atomization mechanism from inertia‑dominated breakup to a surface‑tension‑dominated regime.At a fixed nozzle diameter，increasing Q drives the atomization mode from a transitional regime toward inertia‑dominated breakup.During solidification，sensible‑heat transfer is dominant.Internal conduc‑tion resistance is non‑negligible，while external convection remains an important limiting factor.Small ice particles，with large specific surface area and low internal temperature gradients，exhibit faster solidification，whereas large particles suffer from delayed core cooling，which significantly prolongs the phase‑change time.Ice particles produced using nozzles with D=2.5~3.5 mm exhibit a circularity close to 1，indicating favorable wear performance.The optimal operating parameters are identified as D=3.0 mm and Q=0.02 L/s. This study elucidates how process parameters govern ice‑particle size and heat‑transfer characteristics，providing theoretical support for the optimized design and engineering implementation of ice‑particle jet technologies

Key words

ice particle jet / particle size distribution / atomization mechanism / solidification heat transfer / process optimization

引用本文

钟侯, 张士豪, 杨栋, 陆华, 陈宏, 胡静茹, 李敬彬, 黄中伟. 液氮-冰粒射流即时制备冰粒的粒径影响因素研究. 流体机械, 2025 , 53 (12) : 1 -11 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.001

Hou ZHONG, Shihao ZHANG, Dong YANG, Hua LU, Hong CHEN, Jingru HU, Jingbin LI, Zhongwei HUANG. Investigation of factors affecting ice grain size in instantaneously generated liquid nitrogen‑ice jets[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (12) : 1 -11 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.001

正文

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0　引言

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射流抛光技术在船舶、航空及医疗等领域中应用广泛。冰粒射流作为一种新型气-磨料射流技术，具有绿色环保、无二次污染和低损伤等优势，但高效制备特定粒径冰粒仍是其工程应用的关键问题。冰粒射流技术是一种特殊的表面处理技术，其原理是由压缩后低温空气携带低温冰粒冲击靶件，同时低温下的冰粒因其具有良好的硬度与强度，可运用到需要冲蚀和抛光作业等场景^［1］。其中，冰粒射流技术因其冲击靶件表面损伤较小、绿色作业且作业后无污染等优点，受到众多学者的关注^［2］。磨料射流的冲击强度与其磨料的硬度和粒径大小息息相关^［3］。FLETCHER^［4］给出冰的莫氏硬度与温度的变化关系：温度降低到-40 ℃时，冰的莫氏硬度为4。江华阳等^［5］对冰黏附强度（黏结力）进行了试验测试，同时强调了温度对冰的黏结力影响。HOBBS^［6］的研究表明，当环境温度在-30 ℃以下时，冰粒的黏结力几乎为零。

为确保冰粒的物理性质，必须维持冰粒温度处于一个较低值。目前，制备冰粒的常用方法有真空速冷法、机械破碎法及直接接触法^［7］。GALECKI等^［8］采用机械破碎冰块的方法制备出粒径为3 mm的冰粒，但由于存在机械切削过程，使得制备的冰粒温度偏高；刘曦^［9］对真空速冷法的试验过程、试验装置与制冰机理进行了详细阐述；SHIN等^［10］通过真空闪蒸法在低温真空环境内喷水雾，制备出颗粒呈球形且直径小于300 μm的冰粒。但真空速冷法所需的试验条件苛刻、实验装置成本高；机械破碎法工艺成熟、实现难度较低，但制备过程中存在机械摩擦生热、冰粒温度偏高及形貌可控性不足等问题；直接接触法因其作业条件易开展、作业方式简便等优点，具有较大的生产潜力。

直接接触法是一种采用雾化低温冷媒与雾化水滴直接接触后凝固成冰的制冰方法。李德玉^［11］基于直接接触法，研制了雾化喷嘴与液氮雾化喷嘴相配合即时制备冰粒的试验系统；KANNO等^［12］给出了雾化水滴在低温气体环境中相变快速制取冰粒的装置；李敬彬等^［13］发明一种前混式液氮-冰粒射流装置，通过液氮快速冷却雾化后的水滴，从而得到液氮-冰粒磨料射流；胡静茹等^［14］采用液氮雾化系统制冷、水雾化系统生成微小水滴从而制备冰粒，成功制备出的冰粒粒径在150 μm左右。冰粒粒径的影响因素较多且十分复杂。基于直接接触法即时制备冰粒时，制冰结构的降温效果对冰粒制备起到重要作用，同时，温度对冰粒的硬度与黏结力有直接影响；但目前对冰粒制备技术的研究主要集中于冰的力学性能上，而冰粒粒径在实际试验中难掌控，且相关研究对冰粒粒径大小的影响参数研究尚不充分。

本文基于直接接触制冰方法，系统探究3种不同水流量与6种不同雾化喷嘴出口直径对冰粒粒径及凝固温度等关键参数的影响规律；同时，通过实时监测制冰结构内温度场演变过程，定量统计冰粒粒径分布特征，并解析其形成机制。研究旨在揭示工艺参数对冰粒粒径的调控规律，为冰粒射流技术中冰粒的即时制备提供试验依据，并基于此建立粒径-参数映射关系，为不同应用场景的冰粒制备参数优选提供理论支撑。

1　试验设备及过程

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1.1　试验设备

冰粒制备试验系统如图1所示，不同雾化喷嘴实物图如图2所示。

本系统以液氮为制冷剂，使其与水滴直接接触后冷却相变制冰。试验过程中，使用温度采集器对系统温度进行全程监测（采样频率0.016 s）。

1.2　试验过程

冰粒即时制备试验过程可分为预冷阶段和制冰阶段。预冷阶段——通入液氮在系统内蒸发吸热，降低内部环境温度，待降至设定值时，开始制冰；制冰阶段——顶部产生的雾化水滴在结构内冷却凝固。最后，在底部收集到即时制备的低温冰粒。

试验采用的工况：液氮雾化压力为2.0 MPa，水喷嘴供水流量Q分别为0.01，0.02，0.03 L/s；水喷嘴结构出口直径D分别为1.5，2.0，2.5，3.0，3.5，4.0 mm，对应排量分别为3.5，5.0，6.1，8.0，12.5，15.0 L/min。

1.3　雾化原理

液体射流雾化机理如图3所示。雾化的形成分为两个过程：初级雾化与二次雾化。液体雾化的形成，一方面是由于表面张力促使液滴成为球形；另一方面是湍流的径向速度分量和作用于液体表面的空气动力促使其碎裂^［15］。

2　试验结果分析

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2.1　试验结果

图4、图5分别示出典型工况（Q=0.02 L/s，D=2.5 mm）下，制冰全过程的环境温度变化，以及冰粒产出后5 s内的温度演化过程。图6示出按照供水流量Q分组展示了不同工况下的粒径统计结果，箱体表示四分位距（interquartile range，IQR），反映粒径分布中间50%数据的离散范围。冰粒粒径统计结果见表1（其中，d₉₀，d₅₀，d₂₀分别表示累计概率90%，50%，20%粒径）、表2。图7示出冰粒粒径均值（d_ave）随喷嘴出口直径D的变化规律曲线。在雾化特性方面，图8示出不同条件（Q=0.01，0.02，0.03 L/s）下，D=2.5 mm的雾化流场形态（其中，α为雾化锥角）。以D=2.5 mm为例，图9示出了不同工况下归一化冰粒粒径分布的直方图。进一步地，将Q=0.03 L/s时的冰粒微观形貌通过低温显微成像进行表征，结果如图10所示。

冰粒粒径分布采用对数正态分布拟合，其公式如下：

y = y 0 + A 2 π w x e - l n (x / c) 2 / (2 w 2)

（1）

式中，y为拟合值；y

0

为基线值；A为振幅；w为表征粒径分布的离散程度；c为尺度参数，表征粒径分布的特征尺度。

冰粒粒径的累计概率采用玻尔兹曼拟合，其公式如下：

y = A 1 - A 2 1 + e (x - x 0) / d x + A 2

（2）

式中，A₁，A₂分别为拟合曲线的上、下渐近值；x₀为曲线拐点；dx为曲线斜率。

出口流速、比表面积及韦伯数（We）随冰粒粒径的变化关系，可采用单指数衰减函数进行拟合，其表达式如下：

y = y 0 + A 3 e - x / t 1

（3）

式中，A₃为振幅或差值；t₁为时间常数或特征时间。

冰粒粒径数据经区间归一化方法处理，相应计算公式如下：

d g = d - d m i n / d m a x - d m i n

（4）

式中，d_g为归一化冰粒粒径；d为粒径；d_min为区间内粒径最小值；d_max为区间内粒径最大值。

2.2　相变过程热力学分析

冰粒制备过程中，水滴由液态向固态的热传递过程可分为4个阶段^［16］：预冷阶段（主要受对流传热和传质传热控制）、复辉阶段（以相变潜热释放为特征）、冷凝阶段（以对流传热和传质传热为主）、冷却阶段（主要受对流传热支配）。鉴于该过程宏观特征显著，难以获取精确的局部参数，本研究选用单位体积对流换热量表征冰粒外表面对流换热强度，对凝固过程中以显热为主导的传热特性进行简化描述，需要指出的是，单位体积对流换热量难以直接反映大粒径冰粒的内部温度梯度与中心相变滞后等内部导热效应。

2.2.1　制冰过程环境温度分析

从图4可以看出，在预冷阶段，雾化液氮射流使制冰结构内温度迅速下降，环境平均温度在200 s内降至-170 ℃，局部最低温度可达-180 ℃；进入制冰阶段后，雾化水的喷入引起温度显著回升，并最终在-160 ℃左右达到稳定。

2.2.2　冰粒粒径与比表面积的影响分析

冰粒比表面积公式（假设冰粒为球形）：

A s p = A V = 6 ρ d

（5）

式中，A_ice为冰粒面积，mm²；V为冰粒计算体积，mm³。

圆形度计算公式：

N = 4 π A / L 2

（6）

式中，L为冰粒周长，mm。

由圆形度修正后冰粒比表面积公式：

A s p * = N A s p = 6 N ρ d

（7）

单位体积对流换热公式^［17-18］：

q = h A s p (T i c e - T c o o l a n t)

（8）

式中，q为单位体积对流换热强度，W/m³；T_coolant为环境温度，℃；T_ice为冰粒温度，℃；h为换热系数，W/（m²·K），取h=120 W/（m²·K）。

作为表征冰粒与冷媒传热特性的核心参数，比表面积A_sp决定了二者的有效接触面积，并受密度与圆形度调控，如图11、图12所示。

仅对流传热条件下，当粒径均值d_ave由700.36 μm减小至426.33 μm时，比表面积A_sp显著增加64.28%，意味着单位体积冰粒可提供的有效换热面积大幅提升。

单位体积对流换热强度随d_ave变化关系如图13所示。由图13中拟合结果可得，当d_ave由426.33 μm增至700.36 μm时，式（8）所代表的单位体积对流换热强度降低21.96%，表明小粒径冰粒的单位体积外表面对流换热能力更强^［19］。需要指出的是，该指标表征的是外表面对流换热贡献，并不直接等同于整体凝固完成时间：实际过程中，小粒径冰粒内部导热距离更短、温度分布更易均匀，因此在相同沉降距离下更易快速完成冷却与凝固；相反，大粒径冰粒可能出现中心区域冷却滞后，整体凝固仍受内部导热路径与温度梯度的影响，从而延长相变完成时间^［20］。此外，小粒径冰粒可能更易随冷媒流动，使局部换热系数略有提升，进一步强化换热。

2.2.3　冰粒粒径对相变传热规律的影响

从图5可以看出，不同雾化喷嘴所制冰粒的温度存在明显差异，具体表现为冰粒温度随着喷嘴出口直径增大而升高；试验测得温度范围为-58~-30 ℃，最大温差28 ℃。为探究其热力学机理，引入斯蒂芬数（St）与毕渥数（Bi）进行分析。其中，St表征显热与潜热的比值，决定了相变凝固的完成程度；Bi反映内部导热热阻与外部对流热阻的相对大小^［18］。

S t = c p Δ T L f

（9）

B i = h d k i c e

（10）

式中，∆T为环境温度与冰点的差值，℃；c_p为水的比热容，J/（kg⋅℃），c_p=4.186×10³ J/（kg⋅℃）；k_ice为冰的热导率，W/（m⋅K），k_ice=2.18 W/（m⋅K）。

St与Bi随d_ave的变化如图14所示。试验结果表明，在D=1.5~4.0 mm，Q=0.01~0.03 L/s条件下，St为2.015~2.020，Bi为0.16~0.38。各工况下St>1，说明冰粒凝固以显热传递为主，且内外热阻相当。当Q=0.02 L/s时，D由1.5 mm增至4.0 mm，Bi由0.196增至0.321，表明小喷嘴（D<2.0 mm，Bi<0.25）生成的小粒径冰粒（d_ave<450 μm），内部温度梯度小，冷却迅速且均匀；大喷嘴（D>2.0 mm，Bi>0.25）所形成的大粒径冰粒（d_ave>500 μm），中心区域冷却滞后，相变时间延长。该结果符合Bi随粒径增大而升高的理论趋势，进一步验证小粒径冰粒的表面对流换热强度更高。

2.3　雾化作用影响分析

冰粒粒径主要取决于喷嘴雾化过程，该过程受流量、出口直径及流速影响，可通过韦伯数（We）定量表征。系统分析不同工况下We与出口流速的关联，可明确冰粒粒径的分布规律^［21］。

2.3.1　雾化破碎区间分类

We表征惯性力与表面张力的比值，反映液滴的破碎程度，其公式如下：

W e = ρ v 2 D / σ

（11）

式中，ρ为水密度，kg/m³；v为出口流速，m/s；σ为水-空气表面张力，N/m，σ=0.072 N/m（25 ℃）。

根据试验参数（D=1.5~4.0 mm，Q=0.01~0.03 L/s）计算得到We范围为0.05~9.00。依据We，可将雾化过程划分为3个区间^［21］。（1）表面张力主导区（We<0.20）：界面稳定，破碎程度较弱，易形成较大液滴/块，粒径偏大；（2）过渡区（0.20<We<2.00）：惯性力与表面张力作用接近，破碎加强，粒径呈减小趋势；（3）惯性力主导区（We>2.00）：惯性力作用更显著，破碎进一步增强，粒径进一步减小。需要指出的是，本研究We上限约为9.00，仍处于低We范围内，上述分区主要用于解释变化趋势，而非典型的“强雾化/完全雾化”状态。

2.3.2　流量与流速对冰粒粒径影响

喷嘴出口流速v由下式计算：

v = 4 Q / π D 2

（12）

图15，16分别示出喷嘴出口流速v随喷嘴出口直径D、冰粒粒径均值d_ave的变化。从图可以看出，当D=2.0 mm时，Q由0.01 L/s增加至0.03 L/s，v由3.183 m/s增大至9.549 m/s，We从422.223增大至3 799.504，d_ave由449.69 μm减小至377.57 μm，雾化机制由过渡区转变为惯性力主导。当Q=0.02 L/s时，D由1.5 mm增至4.0 mm，v由11.318 m/s降至1.592 m/s，We从4 002.498降至211.026，d_ave由426.33 μm增大至700.36 μm，雾化机制由惯性力主导转变为表面张力主导。

固定出口直径D时，冰粒粒径均值d_ave随流量Q增大而减小，是由于Q增大后流速升高，导致惯性破碎增强，使液滴初始直径减小；固定Q时，d_ave随D增大而增大，流速v降低后雾化作用减弱，导致液滴破碎过程转变为表面张力主导，从而使初始液滴直径增大^［22-23］。

2.4　喷嘴结构的尺寸效应影响分析

喷嘴的结构尺寸对冰粒粒径具有直接影响^［24］。试验结果表明，固定流量Q时，冰粒粒径均值d_ave与喷嘴出口直径D呈正相关，且粒径分布随D增大而趋于集中。例如，当Q=0.02 L/s时，D由1.5 mm增至4.0 mm，d_ave由426.33 μm增加到700.36 μm，增幅达64.28%。

2.4.1　冰粒粒径与喷嘴尺寸效应影响规律

径比（d/D）为冰粒粒径d与喷嘴出口直径D之比，用于无量纲表征液滴破碎后的相对尺度，反映喷嘴尺度对粒径的缩放效应。图17示出d/D与We随d_ave变化关系，可直观表征不同工况下雾化破碎强度与尺度效应的耦合特征。

基于液滴或液团在湍流扰动与气动力作用下的破碎标度分析，d与D可满足相应标度律关系；将其无量纲化后，满足湍流标度律^［20］：

d / D = k W e - 0.6, k ∈ (0.27 ~ 0.63)

（13）

结果表明，We=9.00，d/D=0.23时，惯性作用显著，形成小尺寸液滴，凝固速度快，冰粒温度低； We=0.86，d/D=0.22时，雾化过程由剪切作用主导，液滴粒径适中，凝固速度适中，温度约为-50℃； We=0.053，d/D=0.21时，由表面张力主导，液滴未充分破碎，导致液滴尺寸偏大，凝固缓慢，冰粒温度较高（-30 ℃）且易团聚。

2.4.2　标度律拟合

对试验数据进行最小二乘拟合：

d / D = 0.42 W e - 0.6

（14）

拟合曲线及其试验数据的对比结果如图18所示。进一步验证：当D从1.5 mm增至4.0 mm（相对变化ΔD/D₀=1.67），We从4 002降低至211，d_ave从426.33 μm增至700.36 μm，d/D由0.284降至0.175。D增大使d/D减小，由于初始雾化所产生的液滴尺寸明显增大，导致d_ave显著升高，且D=2.5~3.5 mm区间（d/D≈0.22~0.25）粒径增幅最为显著，符合惯性力与表面张力共同作用的理论平衡区间。

2.5　冰粒形貌分析

磨料射流的冲蚀性能受多因素影响，其中，颗粒形状是关键因素之一。球形冰粒在射流中表现出更佳的冲蚀效果^［25-26］。

2.5.1　冰粒间黏附团聚分析

流量Q=0.03 L/s时，冰粒形貌随喷嘴出口直径D变化显著：D=1.5~2.0 mm时，粒径小，表面粗糙、毛刺多，源于雾化微液滴附着表面后凝固形成；D=2.0~2.5 mm时，粒径增大且边缘不规则，因大粒径冰粒易黏附微液滴并发生再凝固；D=3.0~4.0 mm时，冰粒粒径进一步增大，边界清晰，且非球形特征减少，表明凝固过程更稳定、团聚效应减弱。

由上述分析可知，Q=0.03 L/s条件下，D=2.0~3.5mm时，冰粒形貌规则、团聚少。其中，D=3.0 mm时，冰粒接近球形、粒径适中、均匀且冰粒几乎无黏结，为最优喷嘴尺寸。

2.5.2　冰粒颗粒参数分析

圆形度是评价磨耗性能的重要指标，用于表征颗粒球形程度，其值越接近1，颗粒越规则，如图19所示。可以看出，D=1.5~2.5 mm时，圆形度波动大，形状复杂度高；D=2.5~3.5 mm时，圆形度稳定接近1，其形貌趋近球形，有利于获得更稳定的冲蚀和磨耗表现；D=4.0 mm时，圆形度波动大，非球形程度高。

3　应用前景分析

收起

冰粒射流性能随冰粒粒径变化显著，不同粒径可匹配不同表面作业需求。文中结合典型表面处理磨料粒径范围，对冰粒射流的潜在应用场景进行归纳，为应用扩展与参数选型提供依据。考虑其绿色环保、低损伤、无尘且无残留等优势，冰粒射流具有广泛的应用前景。

（1）气动喷丸表面处理。清理金属铸件或零部件表面的漆层、锈层等各种表面附着物。基于现有的气动喷丸技术，其中喷丸粒径选择279.4，457.2，584.2 μm^［27］。由此可知，基于该范围的表面处理，在硬度相近条件下亦可选择冰粒射流技术作表面处理，优化作业性能。

（2）磨料射流表面处理。采用粒径为500 μm的河沙或海沙作为磨料，开展船舶工件表面除锈处理^［28］。这在一定程度上表明，粒径处于相近范围的冰粒有望作为替代磨料应用于船舶表面除锈等场景。文中建立的制备方法可实现约500 μm冰粒的稳定、高效制备，为其工程化应用提供了粒径保障。

（3）医疗器具表面处理。外科手术器械易因腐蚀、化学氧化，产生镀层变色和锈蚀麻点等缺陷^［29］。其修复/清洁多为毫米级局部处理，且对精密表面低损伤与无残留要求较高，因而冰粒射流具有一定应用潜力。

（4）气体除尘技术表面处理。基于工业发展而产生的大气污染，导致粉尘排放问题逐渐严重^［30］，为减少环境污染，基于气动与冰粒融化的冰粒射流技术，在处理表面集尘污染时，有其独特的运用优势。

（5）煤矿破岩技术运用。传统磨料射流冲击破碎煤岩存在粉尘爆炸、器具磨损严重等问题，利用冰粒射流冲击靶体后的融化、冲击后无磨料残留、冲蚀能力适中等一系列优点，为煤岩破碎提供优秀的技术思路。在此技术上，控制冰粒的不同粒径，对于煤岩破碎的冲击性能的强弱控制具有直接影响。

4　结论

收起

（1）制冰结构的环境温度显著影响凝固效率。为实现冰粒的高硬度特性，预冷阶段需将结构内温度降至约-170 ℃，该条件下即时制备的冰粒温度介于-60~-30 ℃。

（2）基于We将雾化过程划分为表面张力主导区（We<200）、过渡区（200<We<2 000）和惯性力主导区（We>2 000）。高We、低径比（We=9 005.6，d/D=0.233），产生小粒径冰粒，凝固迅速，温度较低；中We、中径比（We=864.6，d/D=0.222），粒径与凝固速度适中，冰粒温度为-50 ℃；低We、高径比（We=52.8，d/D=0.205），产生冰粒粒径大，凝固慢、温度高（-30 ℃）且易团聚。

（3）冰粒传热速率主要受粒径影响，凝固过程以显热传递为主，且内部导热阻不可忽略但仍小于对流热阻。仅考虑对流换热条件时，当d_ave由426.33 μm增至700.36 μm，单位体积对流换热强度降低21.96%，表明外表面对流换热贡献减弱。整体凝固速度除受外部流场传热影响外，还受内部导热路径与温度梯度影响。小粒径冰粒因比表面积大、传热路径短，具备更优的冷却性能。

（4）在Q=0.02 L/s条件下，D由1.5 mm增至4.0 mm，出口流速下降，径比（d/D）减小，雾化破碎程度减弱并由惯性增强区向表面张力主导区转变，最终导致冰粒粒径显著增大。固定D=2.0 mm时，随供水流量增加，出口速度提高、We数增大，雾化破碎增强并趋于惯性主导，从而使生成冰粒粒径减小。

（5）冰粒形貌受喷嘴结构影响显著。D=2.5~3.5 mm时，冰粒圆形度接近1，形貌规则、磨耗性能最佳；其中，D=3.0 mm，Q=0.02 L/s为最优工艺参数组合。

（6）冰粒射流技术具备良好的工程应用前景，通过调控工艺参数可实现冰粒粒径的精准控制，满足多种表面处理场景的需求，为其工程化推广提供了理论依据与技术支撑。

参考文献

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文献

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2025年第53卷第12期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.001

接收时间：2025-07-07
首发时间：2026-10-22
出版时间：2025-12-31

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收稿日期：2025-07-07
修回日期：2025-10-17

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¹中国石油大学（北京）油气资源与工程全国重点实验室，北京 102249

²南通中远海运船务工程有限公司，江苏南通 226006

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

D/mm	Q/（L⋅s^-1）	d₉₀/μm	d₅₀/μm	d₂₀/μm
1.5	0.01	611.35	419.24	285.69
0.02	568.69	398.55	274.00
0.03	450.95	321.84	217.76
2.0	0.01	549.73	418.61	310.66
0.02	535.30	401.21	294.83
0.03	500.27	328.49	193.00
2.5	0.01	787.83	561.34	379.99
0.02	707.53	521.90	378.29
0.03	527.63	359.13	238.59
3.0	0.01	817.39	639.12	481.56
0.02	590.93	471.58	362.75
0.03	565.66	428.12	306.85
3.5	0.01	847.62	680.21	522.48
0.02	824.76	609.21	422.38
0.03	661.88	527.30	399.46
4.0	0.01	1 011.08	776.66	585.46
0.02	851.71	658.46	476.49
0.03	762.47	539.06	405.71

D/mm

Q/（L⋅s^-1）

d₉₀/μm

d₅₀/μm

d₂₀/μm

1.5

0.01

611.35

419.24

285.69

0.02

568.69

398.55

274.00

0.03

450.95

321.84

217.76

2.0

0.01

549.73

418.61

310.66

0.02

535.30

401.21

294.83

0.03

500.27

328.49

193.00

2.5

0.01

787.83

561.34

379.99

0.02

707.53

521.90

378.29

0.03

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3.0

0.01

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0.02

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0.03

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3.5

0.01

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0.02

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422.38

0.03

661.88

527.30

399.46

4.0

0.01

1 011.08

776.66

585.46

0.02

851.71

658.46

476.49

0.03

762.47

539.06

405.71

D/ $m m$	Q/（（L⋅s^-1）	粒径25%~75% 分布区间/ $μ m$
1.5	0.01	375~546
0.02	364~508
0.03	288~413
2.0	0.01	387~520
0.02	368~495
0.03	289~447
2.5	0.01	515~716
0.02	472~651
0.03	325~469
3.0	0.01	595~773
0.02	444~566
0.03	394~521
3.5	0.01	628~797
0.02	544~772
0.03	494~628
4.0	0.01	723~942
0.02	595~790
0.03	495~695

m m

Q/（（L⋅s^-1）

粒径25%~75%
分布区间/

μ m

1.5

0.01

375~546

0.02

364~508

0.03

288~413

2.0

0.01

387~520

0.02

368~495

0.03

289~447

2.5

0.01

515~716

0.02

472~651

0.03

325~469

3.0

0.01

595~773

0.02

444~566

0.03

394~521

3.5

0.01

628~797

0.02

544~772

0.03

494~628

4.0

0.01

723~942

0.02

595~790

0.03

495~695