水下自激吸气式射流装置冲击力时频特性分析

刘新阳， 朱安福， 高传昌， 胡亚州， 解克宇

(华北水利水电大学 电力学院, 郑州 450045)

水下自激吸气式射流装置冲击力时频特性分析

刘新阳， 朱安福， 高传昌， 胡亚州， 解克宇

(华北水利水电大学 电力学院, 郑州 450045)

利用水下射流循环试验系统对水下自激吸气式射流装置进行了冲击试验，得到了装置吸气和不吸气条件下冲击力时域波形，运用第二代小波变换和Wigner-Ville分布相结合的方法提取了冲击力时频特性，研究了装置吸气和不吸气条件以及不同围压和靶距下冲击力频带能量分布规律。结果表明，存在最优下喷嘴直径使装置的冲击力时域特征参数最佳；装置冲击力能量主要集中在低频带，且围压、靶距和吸气对频带能量比影响较大；吸气对装置冲击力频率成分、能量密度分布和脉冲效果均有明显影响，而围压和靶距只对能量密度分布和脉冲效果影响较大；碰撞体测点压力反映了装置聚能和释能的状态且与冲击力能量密度分布存在着对应关系。

水下；自激吸气；射流；冲击力；时频特性

研究表明水射流引入气体可以明显改善其冲击性能[1-4]。水下自激吸气式射流装置是在自激脉冲射流和气液射流研究基础上提出的一种新型射流装置，它通过在装置腔体上布置吸气孔，利用一定的工作压力可以使装置自吸气，气体在腔内与水充分混合后，在下喷嘴出口形成水气射流，在前期工作中通过试验对比分析了吸气和不吸气条件装置的冲击性能，证明了装置吸气后可以提高水下冲击力和冲蚀效果[5-6]。频率特性是反映自激脉冲射流装置的冲击性能优劣指标之一，高压自激脉冲射流冲击力以高频振荡的形式体现，目前主要采用理论方法推导喷嘴的振荡频率模型并研究喷嘴直径、腔长、双腔室、工作压力和含气率等结构和运行参数对喷嘴频率的影响，得到了喷嘴最佳射流冲击性能结构和运行参数的配比关系，通过试验采集了喷嘴冲击力并进行了频率分析，从而验证了频率模型的正确性[7-9]。低压自激脉冲射流则以低频脉冲的形式体现，主要采用数值模拟和试验研究不同喷嘴腔长、腔径、上喷嘴直径、下喷嘴直径和工作压力等结构和运行参数对腔内空化气囊变化过程、装置能耗以及冲击力脉冲效果的影响，通过频域分析得到了结构和运行参数对喷嘴冲击力频率成分的影响[10-12]。水下自激吸气式射流装置属于气液射流范畴，与非淹没自激脉冲射流相比发生较大的变化，而且吸气、围压和靶距对冲击性能影响也较大，因此为了研究水下自激吸气式射流装置冲击力及其时频特性，运用自制的水下射流循环试验系统，开展了装置在吸气和不吸气条件以及不同围压和靶距下的冲击试验，获取了冲击力时域波形，研究了下喷嘴直径和吸气对冲击力时域特征参数的影响，运用第二代小波变换对冲击力在不同频带进行分解，分析了吸气和不吸气冲击力频带能量比以及吸气对冲击力能量的影响，运用Wigner-Ville分布提取了装置冲击力时频特性，分析了吸气、围压和靶距对冲击力的能量密度分布规律和脉冲效果的影响。

1 冲击试验

图1 自激吸气式脉冲射流装置Fig.1 Self-excitation inspiration pulsed jet device

水下自激吸气式射流装置如图1所示，由上喷嘴、腔体、碰撞体、下喷嘴和吸气孔组成，吸气孔沿周向均匀布置，数量4个，其内径以及位置的选择见参考文献[13]，在装置腔体上布置2个典型测点，分别为碰撞体测点和下喷嘴测点。水下射流循环试验系统和平台如图2和图3所示，可以完成装置在吸气和不吸气的冲击试验，其工作过程如下：首先利用注水泵从蓄水池抽水并给压力容器罐注水，注满后开启离心泵抽水加压，水流进入压力容器罐内的水下自激吸气式射流装置，然后对工作压力和围压进行调整，如果吸气开启气体涡轮流量计，水流自装置流出后形成射流，冲击靶盘产生冲击力，最后水流回到蓄水池。压力容器罐是模拟水下环境的关键设备(见图3)，最大可以承受1 Mpa的压力，具体结构可见参考文献[5]，电磁流量计用于测量工作流量；闸阀和压力表用来调节工作压力和围压；吸气孔外接吸气管并与气体涡轮流量连接；靶盘由不同厚度的垫片组成，用于控制靶距，靶盘上的压力测点分布如图4所示，其中靶心1个测点，第1圈4个测点，其余每圈布置8个测点，试验过程中每圈取4个测点，测点上布置气动接头且外接测压管，测压管通过压力容器罐测压盖板与压力传感器连接，腔体上典型测点压力测量方法与靶盘相同。数据采集系统包括数据采集仪和计算机，用于接收和处理压力传感器的信号，在计算机上运用振动信号采集、分析软件对压力信号进行分析和存贮，得到冲击力时域波形。关于电磁流量计，气体涡轮流量计和压力传感器的精度在参考文献[13]中有详细的说明，这里不再赘述。

图2 水下射流循环试验系统Fig.2 Circulation experiment system of underwater jet

图3 水下射流试验平台Fig.3 Experiment platform of underwater jet

图4 靶盘压力测点分布(mm)Fig.4 Pressure measuring points distribution of target plate

自激脉冲射流装置属于低压大流量范畴，上喷嘴直径范围在4～12.5 mm之间，工作压力在0～4 Mpa之间，本文水下自激吸气式射流装置上喷嘴直径取10 mm，工作压力取2.2 Mpa；下喷嘴直径对装置的冲击力影响较大，其范围根据试验结果确定；腔径和腔长取85 mm和55 mm；碰撞体角度为120°；结合工作压力和压力容器罐的承受压力，围压采用0.2 Mpa、0.3 Mpa、0.4 Mpa、0.5 Mpa和0.6 Mpa；设置采样频率1 500 Hz，采集时间60 s。开展装置在不同围压和靶距下的冲击试验，测得靶盘各圈测点和腔体测点冲击力时域波形。靶距根据冲击力的衰减情况和冲击范围确定，图5给出了下喷嘴直径16 mm和围压0.6 Mpa时靶距对靶心和各圈时均冲击力的影响，可以看出，靶距160 mm的冲击力曲线最平缓，靶心冲击力和第1圈冲击力基本相等，说明了下喷嘴出口射流完全扩散与衰减，而靶距60 mm时，从靶心到第2圈冲击力迅速下降，而第2圈到第5圈基本不变化，说明了射流还没有完全扩散，冲击范围小，因此靶距采用80 mm、100 mm、120 mm和140 mm。

图5 靶距对装置时均冲击力的影响Fig.5 Influence of standoff distance on time-average impact power

2 时频分析方法

为了描述水下自激吸气式射流装置冲击力时频特性，必须借助信号处理领域中的时频分析方法，Winger-Ville分布具有良好的时频能量聚集性，在水下目标特性提取、振动分析、故障诊断[14-17]等方面得到了广泛的应用，但Winger-Ville分布处理多分量信号时存在着严重的交叉项的干扰问题，目前主要采取两种方法解决：一是对Winger-Ville分布加不同的核函数，形成Cohen类分布，二是对将原信号分解为分量的形式，再对分量进行时频分析。小波变换是一种多分辨分析方法，可以实现信号的分解，在各个领域也得到广泛的应用，相比经典小波，第二代小波引入剖分、预测和更新等环节，不依赖于傅里叶变换，实时性好，可以在时域中构造中自适应、非线性的小波基函数，由于小波基函数不再是唯一的，所以可以匹配不同信号的非平稳特征[18]。论文提出采用第二代小波变换和时频分布相结合的时频特性分析方法，首先利用第二代小波变换按一定层次分解和重构水下自激吸气式射流装置的冲击力，得到不同频带冲击力并求解频带能量比，然后对各频带冲击力进行Wigner-Ville分布分析，得到装置冲击力能量密度分布规律。

3 冲击力时域分析

图6和图7分别给出了靶距80 mm和围压0.6 Mpa条件下下喷嘴直径对靶心冲击力时域波形和冲击力时域特征参数的影响，图7中均值反映了冲击力时均值，方差反映了冲击力波动大小，均方值反映了冲击力平均能量[19]，结合图6和图7可知冲击力时均值、波动范围、平均能量均是下喷嘴直径16 mm为最佳。

图6 下喷嘴直径对冲击力时域波形的影响Fig.6 Influence of below nozzle diameter on impact time domain waveform

图7 下喷嘴直径对冲击力时域特征参数的影响Fig.7 Influence of below nozzle diameter on impact time domain characteristic parameter

图8和图9给出下喷嘴直径对吸气量和碰撞体测点压力的影响，由图8可以看出，下喷嘴直径14 mm时，吸气量随着围压增大先不变，后下降；下喷嘴直径16 mm、18 mm、20 mm和22 mm时，吸气量随着围压的增大而减小，吸气量分别在11.11～9.22 m3/h、10.24～8.42 m3/h、10.14～7.88 m3/h和 10.96～4.82 m3/h之间变化。由图9可知，下喷嘴直径16 mm的碰撞体测点压力负压值最低，说明了装置腔内射流核两侧的负压区域最大，导致下喷嘴直径16 mm的吸气量最大。因此论文主要分析下喷嘴直径16 mm的冲击力时频特性。

图8 下喷嘴直径对装置吸气量的影响Fig.8 Influence of under nozzle diameter on inspiration capacity

图9 下喷嘴直径对碰撞体测点压力的影响Fig.9 Influence of below nozzle diameter on inspiration volume and typical measurement points

4 冲击力时频特性分析

4.1 冲击力频带能量分析

图10 68.75～137.5 Hz频带冲击力功率谱Fig.10 Impact power spectrum of frequency band 68.75-137.5 Hz

冲击试验采样频率为1 500 Hz，根据采样定理，奈奎斯特频率为750 Hz，运用第二代小波将冲击力在0～750 Hz之间进行3层分解，得到4个频带，即0～68.75 Hz、68.75～137.5 Hz、137.5～350 Hz和350～750 Hz，分别求出4个频带冲击力能量，将各个频带能量与冲击力总能量比值作为频带能量比[20]。由于137.5～350 Hz和350～750 Hz频带能量比很小，这里不列出。表1和表2给出了装置0～68.75 Hz和68.75～137.5 Hz频带冲击力能量比，可以看出装置吸气和不吸气冲击力能量主要集中在0～68.75 Hz和68.75～137.5 Hz频带，而且68.75～137.5 Hz频带能量比远小于0～68.75 Hz频带。图10给出了装置吸气后围压0.2 MPa和靶距100 mm时频带68.75～137.5 Hz冲击力功率谱，可以看出能量主要集中在80 Hz与100 Hz两个频率成分上。数据采集系统供电电源为50 Hz频率交流电，因此电噪声是冲击力噪声的主要来源，试验前对连接压力传感器的系统进行了数据空采，其功率谱分析如图11所示，电噪声能量集中在100 Hz和200 Hz，原因在于谐波导致出现了电噪声倍频成分。比较图10和图11可以认为68.75～137.5 Hz频带100 Hz频率成分为电噪声，而且80 Hz频率能量小于频率100 Hz电噪声能量，因此68.75～137.5 Hz频带冲击力能量也可以忽略。由表1可知，装置吸气后0～68.75 Hz频带冲击力能量比增加，且随着围压和靶距的增加，提高幅度越来越大，但频带能量比下降。

表1 0～68.75 Hz频带冲击力能量比Tab.1 Impact energy ratio of frequency band 0-68.75 Hz

表2 68.75～137.5 Hz频带冲击力能量比Tab.2 Impact energy ratio of frequency band 68.75-137.5 Hz

图11 空采信号功率谱Fig.11 Power spectrum of empty collection signal

4.2 冲击力能量密度分析

不同的核函数对应不同的Cohen类分布[21]，采用Rihaczek、Choi-William和平滑伪Wigner-Ville等分布对装置吸气以及围压0.2 Mpa和靶距100 mm时频带0～68.75 Hz的冲击力进行了时频分析，其中Rihaczek、Choi-William分布得到的能量密度分布等值线如图12所示，平滑伪Wigner分布得到的能量密度分布等值线如图14(b)所示，时间取0～5.4 s，由于能量集中在低频带上，频率取0～3 Hz，可以看出三种分布得到的能量密度分布规律基本一致，但平滑伪Wigner-Ville分布能量密度分布等值线最为光滑，因此选择平滑伪Wigner-Ville分布作为冲击力时频分析方法。

图12 核函数对冲击力能量密度分布的影响Fig.12 Influence of kernel function on distribution of impact energy density

图13～图18给出了靶距100 mm时原始和0～68.75 Hz频带冲击力时域波形以及装置吸气和不吸气冲击力能量密度分布等值线，可以看出，装置不吸气时频率成分随时间变化不大，且能量密度分布等值线变化比较平缓，装置吸气后等值线变化具有明显的波动性，在波动处频率成分增加。装置吸气和不吸气条件能量均集中在1 Hz频率之内，但吸气后同频率成分能量密度明显高于不吸气。装置吸气后能量密度在波动处最大，与时域波形相比较发现，波动处对应装置冲击力峰值，说明装置吸气后冲击力具有明显的脉冲效果。在同一时间段内，随着频率增大能量密度急剧下降，装置不吸气能量等值线差值小，吸气后能量等值线差值变大，吸气后能量密度随频率衰减速度明显高于不吸气。围压对装置吸气和不吸气冲击力频率成分没有明显的影响，只是改变了不同频率的能量密度，能量密度等值线差值随着围压增加而变小。吸气后高围压时波动处冲击力能量密度随时间变化要小于低围压，说明其脉冲效果不如低围压，不同围压下冲击力脉冲效果周期均约为1.3 s。

图13 围压0.2 MPa原始和 0～68.75 Hz频带冲击力时域波形Fig.13 Impact time domain waveform of original and frequency band 0-68.75 Hz for confining pressure 0.2 MPa

图14 围压0.2 MPa冲击力能量密度分布Fig.14 Distribution of impact energy density for confining pressure 0.2 MPa

图15 围压0.4 Mpa原始和 0～68.75 Hz频带冲击力时域波形Fig.15 Impact time domain waveform of original and frequency band 0-68.75 Hz for confining pressure 0.4 MPa

图16 围压0.4 Mpa冲击力能量密度分布Fig.16 Distribution of impact energy density for confining pressure 0.4 Mpa

图17 围压0.6 MPa原始和0～68.75 Hz频带冲击力时域波形Fig.17 Time domain waveform of impact for original and frequency band 0-68.75 Hz for confining pressure 0.6 MPa

图18 围压0.6 MPa 冲击力能量密度分布Fig.18 Distribution of impact energy density for confining pressure 0.6 MPa

图19给出了围压0.6 MPa时装置吸气后测点压力时域波形，碰撞体测点压力和下喷嘴测点压力时域波形均具有明显的脉冲效果，且碰撞体测点压力为负值，与图18(b)比较发现吸气后冲击力能量密度最大值出现时间与下喷嘴测点压力最大值出现时间是同步地，与碰撞体测点压力最小值是同步地。在0.5～1 s时段，碰撞体测点压力上升且接近大气压，装置冲击力能量密度最小，此时装置处于聚能状态且腔内射流核两侧气体涡团最大；在1～1.5 s时段，碰撞体测点压力下降，装置冲击力能量密度最大，此时装置处于释能状态且腔内射流核两侧气体涡团最小，说明冲击力能量密度最大值和最小值与装置释能和聚能状态在时间上是同步地。

图19 装置吸气后围压0.6 MPa测点压力时域波形Fig.19 Time domain waveform of measuring points for confining pressure 0.6 MPa after inspiration

图20 靶距120 mm冲击力能量密度分布Fig.20 Distribution of impact energy density for target distance 120 mm

图20为装置吸气后靶距120 mm条件下冲击力能量密度分布，可以看出靶距的变化不会影响冲击力频率成分，只是对能量密度大小有影响。靶距越大，冲击力能量密度越小，脉冲效果越差，但脉冲效果变化周期不变，对于其它靶距的能量密度分布规律与此类似，这里不再赘述。

4.3 小波分解层数的选择

小波分解层数选择对冲击力时频特性分析结果影响较大，分解层数越多，能量泄漏现象越严重[22]。论文对比分析了围压0.2 MPa和靶距100 mm时3层和4层分解能量密度分布，4层分解在3层的基础上将0～68.75 Hz频带进一步分解为0～34.375 Hz和34.375～68.75 Hz两个频带，图21给出了34.375～68.75 Hz频带的能量密度分布，可以看出冲击力能量密度集中在频率80～90 Hz之间，出现了能量泄漏，因此选择分解层数为3，将冲击力分解为4个频带是合理的。

图21 频带34.375～68.75 Hz冲击力能量密度分布Fig.21 Impact energy release of frequency band 34.375-68.75 Hz

5 结 论

(1)下喷嘴直径16 mm时装置冲击力波动范围、时均冲击力、平均能量以及吸气量均为最佳。

(2)装置吸气后90%以上冲击力能量集中在0～68.75Hz频带，且围压和靶距越大频带冲击力提高幅度越大。

(3)装置吸气后冲击力能量密度增大，在波动处频率成分增加，且能量密度和冲击力最大，脉冲效果明显；随着围压和靶距增加冲击力频率成分变化不大，但能量密度减小，脉冲效果变差。

(4)装置吸气后产生了释能和聚能状态，其中释能状态对应冲击力能量密度最大值，而聚能状态对应冲击力能量密度最小值。

[1] JIANG X, SIAMAS G A, JAGUS K. Physical modelling and advanced simulation of gas-liquid two-phase jet flows in atomication and sprays[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2010,36(2):131-167.

[2] HIROTA Y, KANNO I, FUJIWARA K, et al. Damage-free wafer cleaning by water and gas mixture jet[C]//IEEE International Symposium on Semiconductor Manufacturing Conference Proceedings. San Jose, CA, 2005:219-222.

[3] CHILLMAN A, RAMULU M, HASHISH M. Water jet and water-air jet surface processing of a titanium alloy: a parametric evaluation[J]. Journal of Manufacturing Science and Engineering,2010,132(1): 1-10.

[4] 胡东,唐川林,张凤华. 脉冲气液射流冲蚀特性实验分析[J]. 振动与冲击,2013,32(11):141-144. HU Dong, TANG Chuanlin, ZHANG Fenghua. Erosion characteristic of a pulsed air-water jet[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013,32(11):141-144.

[5] 刘新阳,高传昌,赵礼,等.自激脉冲淹没水射流装置性能试验研究[J].水力发电学报,2012,31(5):297-301. LIU Xinyang, GAO Chuanchang, ZHAO Li, et al. Experimental study on performance of self-excitation pulse submerged water jet equipment[J]. Journal of Hydroelectric Engineering, 2012, 31(5):297-301.

[6] 高传昌,赵礼,刘新阳,等.淹没条件下自激脉冲射流冲蚀试验研究[J].排灌机械工程学报,2012,30(1):53-56. GAO Chuanchang, ZHAO Li, LIU Xinyang, et al. Experiment research on erosion of self-excited inspired pulsatile jet in submerge conditions[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering,2012,30(1):53-56.

[7] 唐川林,胡东,张凤华,等.自振脉冲气液射流振动分析[J].力学学报,2013,45(4):534-539. TANG Chuanlin, HU Dong, ZHANG Fenghua, et al. Vibration analysis of the self-excited oscillation pulsed air-water jet[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2013,45(4):534-539.

[8] 王萍辉,马飞.自激振动空化射流振动分析试验[J].机械工程学报,2009,45(10):89-94. WANG Pinghui, MA Fei. Vibration analysis experiment of self-resonating cavitating water jet[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2009,45(10):89-94.

[9] 裴江红,唐川林,胡东.双腔室自激振荡喷嘴频率特性研究[J].振动与冲击,2011,30(4):29-45. PEI Jianghong,TANG Chuanlin, HU Dong. Self-excited oscillation frequency feature of a pulsed water jet nozzle with double-chamber[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011,30(4):29-45.

[10] 王健,李江云.自激式喷嘴的三维非定常空化模型仿真研究[J].武汉大学学报(工学版),2014,47(4):542-547. WANG Jian, LI Jiangyun. Simulation study of three-dimensional unsteady cavitation model of self-excited pulse jet[J] . Engineering Journal of Wuhan University, 2014,47(4):542-547.

[11] 陈颂英,胡涛,曲延鹏,等.低压大流量自激脉冲空化射流试验研究[J].工程热物理学报,2014,35(10):1964-1967. CHEN Songying, HU Tao, QU Yanpeng, et al. Experimental research of self-excited pulsed cavitation jet in low-press and large-flux[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2014,35(10):1964-1967.

[12] 王循明,王乐勤,焦磊.自激脉冲射流喷嘴参数对装置能耗影响分析[J] .工程热物理学报,2008,29(5):780-782. WANG Xunming, WANG Leqin, JIAO Lei. The energy loss analysis of the self-excited oscillation pulsed jet with parameters change[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2008, 29(5):780-782.

[13] 黄晓亮.自激吸气脉冲射流装置的吸气性能研究[D].郑州:华北水利水电大学,2012.

[14] 孙世钧,李秀坤. 经验模态分解WVD方法的水下目标特征提取[J].哈尔滨工程大学学报,2013,34(8):967-971. SUN Shijun, LI Xiukun. Underwater target feature extraction using empirical mode decomposition and WVD method[J]. Journal of Harbin Engineering University,2013,34(8):967-971.

[15] 郭奇,刘卜瑜,史立波,等.基于二次EEMD的Winger-Ville分布旋转机械故障信号分析及试验研究[J].振动与冲击,2012,31(13):129-133. GUO Qi, LIU Boyu, SHI Libo, et al. Experimental study and fault signals analysis of rotating machinery based on dual EEMD and Wigner-Ville distribution[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012,31(13):129-133.

[16] 潘虹. 基于LMD与Wigner-Ville分布的水力机组振动信号分析[J].排灌机械工程学报,2014,32(3):220-224. PAN Hong. Analysis on vibration signal of hydropower unit based on localmean decomposition and Wigner-Ville distribution[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering,2014,32(3):220-224.

[17] 郭洪涛,徐来武,吴继飞,等.非平稳脉动压力数据的SPWVD时频分析技术研究[J].实验流体力学,2011,25(5):40-44. GUO Hongtao, XU Laiwu, WU Jifei, et al. Investigation on SPWVD time-frequency analysis technique for unstationary fluctuating pressure data[J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics,2011,25(5):40-44.

[18] 高立新,殷海晨,张建宇,等.第二代小波分析在轴承故障诊断中的应用[J].北京工业大学学报,2009,35(5):577-581. GAO Lixin, YIN Haichen, ZHANG Jianyu, et al. An application of the second generation of wavelet transform in the fault dagnosis of tolling bearings[J]. Journal of Beijing University of Technology,2009,35(5):577-581.

[19] 蔡共宣,林富生. 工程测试与信号处理[M]. 2版.武汉: 华中科技大学出版社, 2011.

[20] 中国生,敖丽萍,赵奎.基于小波包能量谱爆炸参量对爆破振动信号能量分布的影响[J].爆炸与冲击,2009,29(3): 300-305. ZHONG Guosheng, AO Liping, ZHAO Kui. Influence of explosion parameters on energy distribution of blasting vibration signal based on wavelet packet energy spectrum[J]. Explosion and Shock Waves,2009,29(3): 300-305.

[21] 张贤达. 现代信号处理[M].2版.北京:清华大学出版社,2010.

[22] 冯志鹏,李学军,褚福磊. 基于平衡小波包分解的水轮机非平稳振动信号希尔伯特谱分析[J].中国电机工程学报,2006,26(12):79-84. FENG Zhipeng, LI Xuejun, CHU Fulei. Application of stationary wavelet packets decomposition based hilbert spectrum to nonstationary hydraulic turbine vibration signal analysis[J].Proceeding of the CSEE,2006,26(12):79-84.

Analysis of impact time-frequency characteristics for underwater self-excitation inspiration pulsed jet devices

LIU Xinyang, ZHU Anfu, GAO Chuanchang, HU Yazhou, XIE Keyu

(School of Electric Power, North China University of Water Resources and Electric power, Zhengzhou 450045, China)

The impact experiment of an underwater self-excited pulsed jet device was conducted through a circulation experiment system of an underwater jet. The impact time domain waveform was obtained. The time-frequency characteristics of impact was extracted by the method of integrating the second generation wavelet with Wigner-Ville distribution. The energy distribution law of impact frequency band was studied in inspiration and non-inspiration conditions, different confined pressure, and target distance. The results show that there exists an optimal below nozzle diameter that can make the impact time domain characteristic parameters maximized. The impact energy of device mainly concentrates on low frequency band. Confining pressure, standoff distance and inspiration have large influence on frequency band energy. Inspiration has obvious influence on the impact frequency components, energy density distribution, and pulse effect, but confining pressure and standoff distance only have great influence on the impact energy density distribution and pulse effect. The pressure of collision body measuring point reflects the state of energy accumulation and energy release of device, and has corresponding relationship with the impact energy density distribution.

underwater; self-excitation inspiration; jet; impact; time-frequency characteristics

国家自然科学基金项目( 51309099)

2015-08-25 修改稿收到日期：2015-11-30

刘新阳 男，博士，副教授，1979年3月生

TE248

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.24.034