運(yùn)行參數(shù)對(duì)自激脈沖射流特性影響的小波分析

高傳昌，李 歡，胡一偉，胡亞州

(華北水利水電大學(xué)，鄭州 450045)

自激脈沖射流是一種在特定結(jié)構(gòu)裝置下通過(guò)自激形成的脈沖式射流，除兼有空化射流與脈沖射流的優(yōu)點(diǎn)外，自激脈沖射流在合適的裝置結(jié)構(gòu)下具有更高的沖擊力與更好的沖蝕破損效果[1-4]，且可在一定條件下實(shí)現(xiàn)頻率控制[5-7]，是當(dāng)前研究脈沖射流的焦點(diǎn)。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)自激脈沖射流噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)、運(yùn)行參數(shù)和脈沖頻率特性對(duì)沖擊性能的影響進(jìn)行了大量的研究。王樂(lè)勤等[8]通過(guò)低壓大流量自激振蕩脈沖射流試驗(yàn)得到了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)配比關(guān)系；劉新陽(yáng)等[9]得出了裝置的結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)對(duì)裝置的吸氣量沖擊壓力與沖擊效果有很大的影響；胡東等[10]和Chillman等[11]對(duì)比分析了脈沖氣液射流腔長(zhǎng)、吸氣量、工作壓力、靶距以及吸氣孔布置方式對(duì)射流沖蝕效果的影響；高傳昌等[12]和廖華林等[13]分析了工作壓力、圍壓、靶距等對(duì)射流沖擊性能的影響；唐川林等[14]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究不同形狀噴嘴射流對(duì)腔內(nèi)壓力脈動(dòng)峰值的影響規(guī)律；王萍輝等[15]研究自激振動(dòng)空化射流振動(dòng)特性、頻率特性和結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)自激振蕩射流空化效果的影響；馬飛等[16]通過(guò)直接采集腔內(nèi)壓力信號(hào)獲取自振射流的頻譜特征，分析了來(lái)流速度對(duì)自振射流振蕩特性的影響。

目前，學(xué)者主要就自激脈沖射流裝置的幾何參數(shù)、運(yùn)行參數(shù)和脈沖頻率對(duì)射流沖擊特性的影響進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究，而關(guān)于射流沖擊特性時(shí)頻分析的文獻(xiàn)甚少。因此，本文以低壓大流量自激吸氣脈沖射流裝置沖擊試驗(yàn)為基礎(chǔ)，采用Savitzky-Golay平滑后的提升小波法分析不同運(yùn)行參數(shù)下自激脈沖射流壓力脈動(dòng)的時(shí)頻特性，研究不同運(yùn)行參數(shù)對(duì)裝置內(nèi)壓力脈動(dòng)和靶心沖擊壓力脈動(dòng)的影響，為工程應(yīng)用提供理論支撐。

1 試驗(yàn)裝置與試驗(yàn)內(nèi)容

1.1 試驗(yàn)裝置及測(cè)試系統(tǒng)

圖1為自激脈沖射流裝置結(jié)構(gòu)圖，該裝置是由上噴嘴、下噴嘴、腔體，碰撞體和吸氣孔組成。在裝置上布置兩個(gè)測(cè)壓點(diǎn)，分別為腔室上游測(cè)點(diǎn)和下噴嘴測(cè)點(diǎn)。自激脈沖射流測(cè)試系統(tǒng)如圖2所示，可以完成裝置的壓力脈動(dòng)試驗(yàn)，其工作過(guò)程如下：首先運(yùn)用注水泵給壓力容器罐注水，注滿水后開(kāi)啟動(dòng)力泵組提供工作壓力水進(jìn)入壓力容器罐內(nèi)的自激吸氣脈沖射流裝置，然后通過(guò)閘閥和穩(wěn)壓器對(duì)工作壓力和圍壓進(jìn)行調(diào)整到試驗(yàn)設(shè)計(jì)值，如果裝置吸氣孔開(kāi)啟氣體旋進(jìn)漩渦流量計(jì)，經(jīng)裝置形成的脈沖液氣射流。沖擊靶盤(pán)產(chǎn)生沖擊力，靶盤(pán)中心設(shè)置1個(gè)測(cè)壓點(diǎn)。壓力容器罐是模擬水深的設(shè)備，電磁流量計(jì)用來(lái)測(cè)量工作水流量，吸氣孔對(duì)外接吸氣管并與氣體旋進(jìn)漩渦流量計(jì)連接，數(shù)據(jù)采集儀用于接受壓力傳感器、電磁流量計(jì)和氣體旋進(jìn)漩渦流量計(jì)的信號(hào)，經(jīng)計(jì)算機(jī)對(duì)壓力信號(hào)進(jìn)行分析和存儲(chǔ)，得到壓力脈動(dòng)的時(shí)域波形。

圖1 自激吸氣脈沖射流裝置結(jié)構(gòu)圖Fig. 1 Thestructure diagram of self-excited suction pulsed jet

1-動(dòng)力泵組；2-電磁流量計(jì)；3-閘閥；4-壓力表；5-自激吸氣脈沖射流裝置；6-壓力罐；7-靶盤(pán)；8-壓力傳感器；9-數(shù)據(jù)采集儀；10-計(jì)算機(jī)；11-注水泵圖2 自激吸氣脈沖射流測(cè)試系統(tǒng)Fig. 2 Test system of self-excited inspiratory pulsed jet

1.2 試驗(yàn)內(nèi)容

自激脈沖射流裝置的結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：上噴嘴直徑范圍在8～12 mm之間，下噴嘴直徑范圍在14～22 mm之間，腔徑范圍在85～125 mm之間，腔長(zhǎng)范圍在45～85 mm之間，本文取上噴嘴直徑10 mm，下噴嘴直徑16 mm，腔徑120 mm，腔長(zhǎng)70 mm以及碰撞體角度為120°的自激吸氣脈沖射流裝置；工作壓力范圍在1.2～2.8 MPa之間，圍壓(模擬水深)范圍在0.1～0.6 MPa(10～60 m)之間；采樣頻率為1 500 Hz，采樣時(shí)間為60 s。開(kāi)展不同工作壓力和圍壓下裝置吸氣和不吸氣的壓力脈動(dòng)試驗(yàn)，測(cè)得裝置內(nèi)和靶盤(pán)上測(cè)點(diǎn)的壓力脈動(dòng)的時(shí)域波形。

2 時(shí)頻分析方法

小波變換是通過(guò)選擇合適的小波基，并結(jié)合相應(yīng)的平移因子和尺度因子，表征信號(hào)在頻域和時(shí)域的局部特征。提升小波變換是在小波變換基礎(chǔ)上，采用簡(jiǎn)單地提升方法構(gòu)造而來(lái)的[17]，可在時(shí)域中完成非線性、自構(gòu)造和雙正交小波的構(gòu)造，構(gòu)造簡(jiǎn)單靈活，可通過(guò)提升改善小波函數(shù)完成構(gòu)造具有期望特性的小波函數(shù)[18]。研究發(fā)現(xiàn)，提升小波對(duì)信號(hào)突變特征具有一定的放大功能，且提升小波變換具有小波基不唯一的特點(diǎn)，可有效的匹配信號(hào)自身特征。因此本文采用提升小波分析探究裝置的壓力脈動(dòng)特性。

對(duì)采集到的脈動(dòng)壓力信號(hào)初步分析發(fā)現(xiàn)，壓力信號(hào)存在雜亂無(wú)章的波動(dòng)波形，波形不光滑，對(duì)比發(fā)現(xiàn)此波動(dòng)波形與空采信號(hào)的雜亂波形類(lèi)似，由此可以看出，壓力信號(hào)的失真主要是由于采集過(guò)程中噪音的混入。因此需要對(duì)信號(hào)進(jìn)行平滑去噪以還原原始信號(hào)的真實(shí)特征。本文在對(duì)原始信號(hào)的平滑去噪探索過(guò)程中，首先進(jìn)行了FFT低通濾波，發(fā)現(xiàn)濾波效果不明顯，接著對(duì)原始信號(hào)的提升小波分解和經(jīng)過(guò)Savitzky-Golay[19,20]平滑后信號(hào)的提升小波分解進(jìn)行了對(duì)比分析，分析結(jié)果如圖3所示。

圖3為脈動(dòng)壓力原始信號(hào)通過(guò)不同方法分解后各層頻帶能量統(tǒng)計(jì)，其中Ca頻帶(低頻帶)表示真實(shí)信號(hào)的逼近信號(hào)頻帶，Cd頻帶(高頻帶)表示真實(shí)信號(hào)的細(xì)節(jié)信號(hào)頻帶。由圖3可以看出隨著小波分解層數(shù)的增加，壓力信號(hào)的低頻帶能量逐漸減少，高頻帶能量逐漸增加，但由Savitzky-Golay平滑后的壓力信號(hào)提升小波分解的頻帶能量明顯小于僅進(jìn)行提升小波分解的頻帶能量，且各層逼近信號(hào)的頻帶能量基本穩(wěn)定，由此可見(jiàn)，壓力信號(hào)經(jīng)Savitzky-Golay平滑后低頻帶的逼近信號(hào)更加接近真實(shí)信號(hào)，去噪效果明顯。因此本文壓力脈動(dòng)均采用Savitzky-Golay平滑后提升小波法進(jìn)行分析。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 圍壓對(duì)壓力脈動(dòng)的影響

3.1.1 圍壓對(duì)腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)的影響

圖4為裝置在工作壓力2.2 MPa下，不同圍壓對(duì)腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)影響的時(shí)頻圖。

由圖4可以看出，裝置不吸氣時(shí)，各個(gè)圍壓下的腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)無(wú)明顯周期性變化，其中圍壓小于30 m的壓力脈動(dòng)幅值比圍壓大于30 m的幅值大，且產(chǎn)生主頻率小于2.0 Hz范圍，如圖4(a)和圖4(c)所示；裝置吸氣后，圍壓小于30 m的腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)具有明顯的周期性變化[見(jiàn)圖4(b)]，其髙幅值的壓力脈動(dòng)產(chǎn)生主頻率小于1.0 Hz范圍，并且顯著高于圍壓大于30 m的壓力脈動(dòng)的幅值，如圖4(d)所示；在試驗(yàn)圍壓范圍內(nèi)，裝置吸氣后的腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)幅值均大于裝置不吸氣的腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)幅值。

圖4 不同圍壓下腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)時(shí)頻圖Fig.4 The time-frequency diagram of pressure fluctuation in the lower chamber under different confining pressure

3.1.2 圍壓對(duì)靶心沖擊壓力脈動(dòng)的影響

圖5為裝置在工作壓力2.2 MPa下，不同圍壓對(duì)射流靶心沖擊壓力脈動(dòng)影響的時(shí)頻圖。

由圖5可知，裝置對(duì)靶心的射流沖擊力和壓力脈動(dòng)幅值隨著圍壓的增加逐漸降低并趨于穩(wěn)定，主頻帶穩(wěn)定在4～8 Hz；當(dāng)圍壓小于30 m時(shí)，裝置吸氣后的射流沖擊力和壓力脈動(dòng)幅值明顯高于裝置不吸氣，但裝置吸氣后二者的下降幅度比裝置不吸氣大；當(dāng)圍壓大于30 m時(shí)，裝置吸氣和不吸氣的射流沖擊力和壓力脈動(dòng)幅值基本類(lèi)同。

圖5 不同圍壓下射流沖擊靶心壓力脈動(dòng)的時(shí)頻圖Fig.5 The time frequency under different confining pressure pulsation jet target

圖6為裝置在工作壓力2.2 MPa下，射流沖擊力(時(shí)均值)、射流壓力脈動(dòng)頻率和裝置吸氣量(時(shí)均值)隨圍壓變化的關(guān)系曲線。由圖6可知，射流沖擊力均隨圍壓的增大逐漸下降，而射流壓力脈動(dòng)頻率均隨圍壓的增大逐漸上升；由圖6可見(jiàn)，在試驗(yàn)圍壓范圍內(nèi)，裝置吸氣時(shí)的射流沖擊力大于裝置不吸氣時(shí)的射流沖擊力，裝置吸氣時(shí)的射流脈動(dòng)頻率小于裝置不吸氣時(shí)的頻率，其中裝置不吸氣時(shí)，在圍壓0.2～0.5 MPa之間，頻率上升變化較小；從圖6(b)可知，裝置吸氣量隨圍壓的增大逐漸下降。由此可見(jiàn)，圍壓的大小對(duì)射流沖擊力、射流脈動(dòng)頻率和裝置吸氣量均有一定的影響。

3.2 工作壓力對(duì)沖擊壓力脈動(dòng)的影響

由上節(jié)討論可知，裝置吸氣后腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)和靶心沖擊力在試驗(yàn)圍壓范圍內(nèi)均高于裝置不吸氣的狀況，且隨圍壓變化的趨勢(shì)基本相同，下面僅就裝置吸氣時(shí)在圍壓0.4 MPa下不同工作壓力對(duì)裝置沖擊壓力脈動(dòng)的影響進(jìn)行分析。

圖6 圍壓對(duì)射流沖擊靶心壓力脈動(dòng)的影響Fig.6 The effect of confining pressure on the jet impact pressure pulsation

3.2.1 工作壓力對(duì)裝置內(nèi)壓力脈動(dòng)的影響

工作壓力對(duì)裝置腔體內(nèi)和下噴嘴出口處壓力脈動(dòng)的影響如圖7和圖8所示。

由圖7可知，腔體內(nèi)的真空度隨著工作壓力的增大逐漸增大，而壓力脈動(dòng)幅值變化不大，且壓力脈動(dòng)頻率成分復(fù)雜，壓力脈動(dòng)紊亂，主頻不明顯；裝置下噴嘴出口處的壓力脈動(dòng)隨工作壓力的增大逐漸減小，壓力脈動(dòng)頻率及其振蕩比較穩(wěn)定，主頻頻帶比較明顯，如圖8所示。從圖7和圖8的裝置壓力脈動(dòng)的變化狀況可以說(shuō)明，振蕩不穩(wěn)定和主頻不明顯的壓力脈動(dòng)經(jīng)裝置振蕩腔后可調(diào)整到下噴嘴出口處振蕩比較穩(wěn)定和主頻頻帶明顯的壓力脈動(dòng)，而且下噴嘴出口處的壓力脈動(dòng)均值比腔體內(nèi)的壓力脈動(dòng)均值提高了20倍左右。由此表明，自激吸氣脈沖射流裝置具有選擇、放大和穩(wěn)定壓力脈動(dòng)的功能。

圖7 工作壓力對(duì)腔體內(nèi)壓力脈動(dòng)的影響Fig.7 The effect of working pressure on pressure fluctuation in the chamber

圖8 工作壓力對(duì)下噴嘴出口處壓力脈動(dòng)的影響Fig.8 The effect of working pressure on pressure fluctuation at lower outletnozzle

3.2.2 工作壓力對(duì)靶心沖擊壓力脈動(dòng)的影響

圖9為工作壓力對(duì)靶心沖擊壓力脈動(dòng)影響的時(shí)頻圖。

由圖9可見(jiàn)，靶心沖擊壓力脈動(dòng)隨工作壓力的增大逐漸上升，沖擊壓力脈動(dòng)及其頻率比較穩(wěn)定，主頻頻帶比較明顯。由圖8和圖9比較可以看出，靶心沖擊壓力脈動(dòng)與下噴嘴出口處的壓力脈動(dòng)隨工作壓力的變化相反，且壓力脈動(dòng)的主頻帶也發(fā)生了變化，約從4～6.5 Hz變化到9～11 Hz。這是由于隨著工作壓力的增大，上噴嘴的流速增大，裝置腔體內(nèi)單位時(shí)間的物質(zhì)量增多，引起下噴嘴出口處的流速水頭和能量損失增加，下噴嘴的高速射流沖擊到靶心的滯止壓力得到了提高，因此就造成了上噴嘴出口和靶心的壓力脈動(dòng)隨工作壓力相反變化，而下噴嘴出口到靶心的壓力脈動(dòng)主頻帶發(fā)生的變化與射流沖擊靶心距和圍壓大小有關(guān)。

圖9 工作壓力對(duì)靶心沖擊壓力脈動(dòng)的影響Fig.9 The effect of working pressure on the target

裝置靶心的射流沖擊力(時(shí)均值)、射流沖擊壓力脈動(dòng)頻率和裝置吸氣量(時(shí)均值)隨工作壓力的增加逐漸上升，如圖10所示。從圖10和圖6(b)比較可以得出，當(dāng)自激吸氣脈沖射流裝置與沖蝕物體的固有頻率一定時(shí)，應(yīng)選擇不同的工作壓力與圍壓調(diào)制出合適脈動(dòng)頻率的射流沖擊壓力脈動(dòng)來(lái)提高作業(yè)效果。

圖10 工作壓力對(duì)頻率、沖擊力和吸氣量的影響Fig.10 The effect of working pressure on frequency、impact force and suction volume

4 結(jié) 語(yǔ)

本文運(yùn)用Savitzky-Golay平滑后提升小波方法，初步研究了圍壓、工作壓力等運(yùn)行參數(shù)對(duì)水下自激脈沖射流裝置沖擊壓力脈動(dòng)特性的影響，得到了以下結(jié)論。

(1)圍壓的大小對(duì)腔體內(nèi)和靶心沖擊壓力脈動(dòng)的影響不同，圍壓低于30 m時(shí)的射流沖擊壓力脈動(dòng)幅值均大于圍壓高于30 m以上的射流沖擊壓力脈動(dòng)幅值；在試驗(yàn)圍壓范圍內(nèi)，裝置的射流沖擊壓力脈動(dòng)隨著圍壓的增大逐漸降低，但裝置吸氣后的射流沖擊力和壓力脈動(dòng)幅值均大于裝置不吸氣，而裝置吸氣后的射流壓力脈動(dòng)頻率小于裝置不吸氣的頻率，且二者的射流壓力脈動(dòng)頻率的主頻帶比較明顯。

(2)裝置內(nèi)壓力脈動(dòng)和靶心沖擊壓力脈動(dòng)隨工作壓力的增大變化相反，裝置腔體內(nèi)和下噴嘴出口處的壓力脈動(dòng)值隨工作壓力的增大逐漸下降，而靶心沖擊壓力脈動(dòng)值隨工作壓力的增大逐漸上升；裝置腔體內(nèi)的壓力脈動(dòng)及其頻率較紊亂，主頻帶不明顯，下噴嘴出口處和靶心沖擊壓力脈動(dòng)及其頻率比較穩(wěn)定，主頻帶明顯，下噴嘴出口處的壓力脈動(dòng)值比腔體內(nèi)的高，而靶心沖擊壓力脈動(dòng)值高于下噴嘴出口處的壓力脈動(dòng)值，因此自激吸氣脈沖射流裝置具有選擇、放大和穩(wěn)定射流壓力脈動(dòng)的功能。

由于水下自激脈沖射流裝置試驗(yàn)環(huán)境的復(fù)雜性和影響裝置射流沖擊壓力特性的因素除運(yùn)行參數(shù)外，還有裝置的幾何參數(shù)等，本文所得的結(jié)果無(wú)疑是不完善的，因此需要對(duì)水下自激吸氣脈沖射流裝置沖擊壓力特性進(jìn)行深入系統(tǒng)的研究，得到不同工作壓力和圍壓下脈動(dòng)頻率的水下自激吸氣脈沖射流裝置，以期應(yīng)用于不同的工程。

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參考文獻(xiàn)：

[1] Chahine G L, Conn A F, Johnson V E, et al. Cleaning and cutting with self-resonating pulsed water jets[C]∥ 2nd U.S. Water Jet Conference,1983:167-176.

[2] Mazurkiewicz M. An analysis of one possibility for pulsating a high pressure water jet[C]∥ Proceedings of the Second U.S.Water Jet Conference, 1983．

[3] 王循明, 王樂(lè)勤, 焦 磊. 自激脈沖射流噴嘴參數(shù)對(duì)裝置能耗影響分析[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 2008,29(5):780-782.

[4] 李江云, 徐如良, 王樂(lè)勤. 自激脈沖噴嘴發(fā)生機(jī)理數(shù)值模擬[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 2004,25(2):241-243.

[5] 孫赫晨. 調(diào)頻流控振蕩技術(shù)與脈沖燃燒的實(shí)驗(yàn)研究[D]. 北京：北京建筑工程學(xué)院, 2012.

[6] 向清江, 惲強(qiáng)龍, 李 紅,等. 附壁振蕩射流元件頻率范圍的試驗(yàn)[J]. 江蘇大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2012,33(2):160-164.

[7] 唐川林, 胡 東, 裴江紅. 自激振蕩脈沖射流噴嘴頻率特性實(shí)驗(yàn)研究[J]. 石油學(xué)報(bào), 2007,28(4):122-125.

[8] 王樂(lè)勤, 王循明, 徐如良,等. 低壓大流量自激振蕩脈沖射流噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究[J]. 流體機(jī)械, 2004,32(3):7-10.

[9] 劉新陽(yáng), 高傳昌, 張 川,等. 自激吸氣式脈沖射流裝置壓力及流動(dòng)特性研究[J]. 四川大學(xué)學(xué)報(bào)(工程科學(xué)版), 2016,48(3):41-47.

[10] 胡 東, 唐川林, 張鳳華. 脈沖氣液射流沖蝕特性實(shí)驗(yàn)分析[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2013,32(11):141-144.

[11] Chillman A, Ramulu M, Hashish M．Water jet and water-air jet surface processing of a titanium alloy A parametric evolution [J].Journal of Manufacturing Science and Engineering，2010,132(1):1-8．

[12] 高傳昌, 黃曉亮, 趙 禮,等. 不同圍壓下自激吸氣式脈沖射流裝置性能試驗(yàn)研究[J]. 應(yīng)用基礎(chǔ)與工程科學(xué)學(xué)報(bào), 2011,19(6):971-977.

[13] 廖華林, 李立冬,易 燦,等. 圍壓對(duì)水射流動(dòng)力學(xué)特性影響的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)科技論文, 2009,4(11):838-843.

[14] 唐川林, 王曉明, 胡 東,等. 自振脈沖噴嘴中異形結(jié)構(gòu)對(duì)射流振蕩頻率的影響[J]. 礦山機(jī)械, 2015,(1):15-20.

[15] 王萍輝, 馬 飛. 自激振動(dòng)空化射流振動(dòng)分析試驗(yàn)[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2009,45(10):89-95.

[16] 馬 飛, 蔡騰飛, 柳 靖,等. 自振射流頻率特性的試驗(yàn)研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2016,52(14):182-187.

[17] 孫增壽,范科舉, 張 波. 基于第二代小波變換的結(jié)構(gòu)損傷檢測(cè)研究進(jìn)展[J]. 鄭州大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版), 2010,31(1):1-5.

[18] 陳 淮, 萬(wàn)擁軍, 孫增壽,等. 基于第二代小波變換的結(jié)構(gòu)損傷識(shí)別[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2014,11(1):24-28.

[19] 蔡天凈, 唐 瀚. Savitzky-Golay平滑濾波器的最小二乘擬合原理綜述[J]. 數(shù)字通信, 2011,38(1):63-68.

[20] 朱紅運(yùn), 王長(zhǎng)龍, 王建斌,等. 基于奇異值分解和Savitzky-Golay濾波器的信號(hào)降噪方法[J]. 計(jì)算機(jī)應(yīng)用, 2015,35(10):3 004-3 007.