基于時頻分析的自激吸氣脈沖射流噴嘴結構參數對壓力脈動的影響

高傳昌，唐林鈞，胡亞州，曾新樂，黃 丹

(1.華北水利水電大學，鄭州 450045；2.云南電力試驗研究院(集團)有限公司，昆明 650000)

水庫在防洪抗旱、發電等方面的作用日益突出，也是合理調配水資源的重要保障，為保證水庫的正常運作以及庫容量有增無減，國內每年花費大量的資金用于修建新的大壩以維持總的庫容量[1]。研究者也不斷嘗試應用新的技術對水庫清淤，通過采用水下射流技術等方法對河道及水庫進行清淤，確保了總的庫容量水平[2]。自激脈沖射流裝置參數與沖擊性能緊密相關，許多學者進行了相關裝置參數的研究。葛兆龍等[3]通過應用大渦模擬進行試驗，并在PIV的基礎上建立了自激振蕩噴嘴設計準則；李瑋等[4]對噴嘴結構進行了對比分析，根據射流的特性，得到了合理的噴嘴參數配比；劉新陽等[5]利用射流裝置，對比吸氣與不吸氣2種狀態下的沖擊特性；裴江紅等[6]建立自激振蕩裝置模型，分析了脈動壓力的頻率變化規律；韓健等[7]運用黃變換(HHT)這一新的檢測方法，對噴嘴振蕩腔內的壓力脈動信號進行分析；徐平平等[8]通過采集的實測壓力信號，分別運用小波分析和HHT對信號進行處理，比較2者在時頻分析中的適用性。

有關自激脈沖射流噴嘴結構參數和運行參數的研究較多，但很少涉及到運用時頻分析來研究結構參數對自激脈沖射流壓力脈動的影響。本文以試驗為基礎，對采集的脈動壓力信號進行去噪，通過比較不同結構參數下壓力脈動的時頻特性，得出了噴嘴結構參數對壓力脈動影響程度的大小，為優化自激脈沖射流裝置結構提供理論依據。

1 試驗裝置與試驗內容

1.1 試驗裝置

試驗裝置系統由5部分組成：自激脈沖射流噴嘴、壓力容器罐、動力系統、循環水池、采集系統。圖1為自激吸氣脈沖射流噴嘴以及壓力測試點位置分布圖，通過測量各點的壓力脈動特性來研究噴嘴的時頻特性。

圖1 自激吸氣脈沖射流噴嘴及壓力測試位置Fig.1 Self excitation pulse jet nozzle and pressure test position

1.2 試驗內容

自激吸氣脈沖射流噴嘴結構參數主要包括上噴嘴直徑d1

為10 mm、下噴嘴直徑d2為16、18、20、22 mm、腔體的腔徑Dc為85、120 mm和腔長Lc為45、55、70、85、95 mm以及碰撞體擴散角為120°。本次試驗是在碰撞體形狀和上噴嘴直徑不變的情況下，進行其他不同噴嘴結構參數下的自激吸氣脈沖射流壓力脈動特征的試驗，運用時頻特性分析方法，研究工作壓力為2.0 MPa，圍壓為0.1 MPa，靶距為100 mm下的噴嘴結構參數對腔體內壓力脈動和沖擊壓力脈動的影響。

2 壓力脈動信號分析方法

傅里葉分析是頻域分析的基本工具，在頻域里更清晰地顯示出實際信號的規律，但丟失了信號的時域特性。而提升小波分析擁有更廣的適用性，不依賴于傅里葉變換。可將第2代小波對信號進行去噪，實現信號的無損壓縮，結合Savitzky-Golay平滑濾波保留信號的真實性；并在Wigner-Ville的基礎上加上短時窗函數，同時對頻域、時域進行平滑，降低交叉項的影響，運用平滑偽Wigner-Ville時頻分布呈現信號的時頻分布，滿足本文壓力脈動信號的時頻分析[9]。

3 試驗結果與分析

3.1 下噴嘴直徑對射流壓力脈動的時頻分析

3.1.1 腔體內壓力脈動的時頻特性分析

圖2是在腔體的腔徑和腔長不變時，對不同下噴嘴直徑對腔體上游(N1)處和下噴嘴出口(N4)處的壓力脈動時域圖和頻域圖。由圖2(a)和圖2(b)的時域分布圖可知，腔體上游處和 下噴嘴出口處的壓力脈動周期隨下噴嘴直徑的增大而逐漸減小，而腔體上游處的壓力脈動的時域分布較下噴嘴出口處的周期大，分布更加規則，特別是d2=16 mm時，壓力脈動周期性更強，腔體上游處的壓力脈動均為負值，下噴嘴出口處的壓力脈動均為正值，由于腔體上游在上噴嘴出口處附近，上噴嘴工作流體卷吸了腔體上游處的部分流體后使之成為負壓脈動區。由圖2(c)和圖2(d)的頻域圖可以看出，下噴嘴直徑d2=16 mm時，腔體上游處和下噴嘴出口處的主頻明顯，壓力脈動幅值最大，其他3個下噴嘴直徑下的壓力變動幅度急劇下降，下噴嘴出口處的壓力幅值大于腔體上游的脈動幅值，同時在腔體上游處主頻中含有多個諧頻成分，說明腔體上游處內部壓力脈動比較紊亂，能量耗散較大，在下噴嘴出口處壓力脈動主頻比較明顯，諧頻成分較少，說明腔體上游的壓力脈動經腔體、碰撞體和下噴嘴調制后，壓力脈動相對穩定。

圖2 不同下噴嘴直徑對壓力脈動影響的時域圖和頻域圖Fig.2 The time domain and frequency domain of the effect of different nozzle diameters on pressure pulsation

圖3和圖4是分別運用平滑偽Wigner-Ville時頻分布分析不同下噴嘴直徑分別對腔體上游處和下噴嘴出口處壓力脈動影響的時頻圖。限于篇幅，且當下噴嘴直徑為20 mm以及22 mm時的頻帶紊亂，本文只給出了下噴嘴直徑為16和18 mm的時頻圖。從圖3中可以看出，當d2=16 mm時，腔體上游處的脈動頻帶隨時間分布較均勻，說明壓力脈動比較穩定，18 mm次之。由圖4可知，當下噴嘴直徑d2=16 mm時，頻帶隨時間雖有斷裂，但沒有跳躍，當d2=18 mm時，頻帶出現突然跳躍，壓力脈動穩定性差。

圖3 不同下噴嘴直徑對腔體上游(N1)處壓力脈動影響時頻圖Fig.3 The effect of different nozzle diameter on the pressure fluctuation at the upstream (N1) of the chamber

圖4 不同下噴嘴直徑對下噴嘴出口處壓力脈動影響時頻圖Fig.4 The effect of different nozzle diameters on the pressure pulsation at the lower nozzle outlet

3.1.2 靶心射流沖擊壓力脈動的時頻特性分析

圖5為不同下噴嘴直徑對靶心(N0)處壓力脈動信號影響時頻圖。由圖5(a)可知，靶心能量、頻率以及沖擊力隨著下噴嘴直徑的增大而逐漸減少，而頻率在減少時有一段平緩的過渡過程，這是由于腔體內部的液氣渦環振蕩的影響以及下噴嘴直徑增大時，噴嘴射流更容易擴散，沖擊能量有所減少；由圖5(b)知，不同噴嘴直徑下的振蕩幅值變化很小，頻帶帶寬主要集中在4～8 Hz，變化趨勢大致相同；由圖5(c)、(d)知，當下噴嘴直徑d2=16 mm和d2=18 mm時，壓力脈動頻帶隨時間成帶狀分布，振蕩頻率成分比較穩定。

綜上所述，當下噴嘴直徑d2=16 mm時，時域以及時頻分布較為規則，振蕩較為穩定。為了更好地分析各結構對壓力脈動信號的影響，找出較優結構參數，以下研究在上噴嘴直徑d1=10 mm和下噴嘴直徑d2=16 mm的基礎上進一步對腔徑、腔長進行壓力脈動信號的分析。

3.2 腔徑對射流脈動壓力的時頻分析

3.2.1 腔體內壓力脈動的時頻特性分析

圖6為不同腔徑對腔體下游壓力脈動影響，對碰撞體(N3)處的脈動影響與腔體下游處基本類似，文中不再贅述。由圖6(a)可知，當腔徑為85 mm時，噴嘴腔體內振蕩幅值明顯高于一般性結構的噴嘴，壓力脈動振蕩更穩定；由圖6(b)可知，不同腔徑的最大幅值基本相同，但腔徑為85 mm時的幅值更加集中，高幅值范圍較寬。當腔徑為85 mm時，振蕩幅值高于腔徑為120 mm的幅值，選擇85 mm的腔徑可以有效提高腔內的壓力脈動幅值。

圖5 不同下噴嘴直徑對靶心(N0)處壓力脈動影響圖Fig.5 Influence of different nozzle diameter on pressure pulsation at the bull's eye (N0)

圖6 不同腔徑對壓力脈動影響的信號圖Fig.6 The signal map of the effect of different cavity diameter on pressure pulsation

3.2.2 靶心射流沖擊壓力脈動時頻特性分析

圖7為不同腔徑對靶心處射流沖擊壓力脈動影響圖。從圖7中可以看出，不同腔徑對噴嘴射流壓力脈動頻率大小及幅值影響都較小，存在合適的腔徑大小與其他結構參數配比，使得射流壓力脈動出現較低頻的高能量脈沖。其中，在腔徑85 mm時出現高能量低頻脈沖。

綜上所述，當腔徑為85 mm時，在靶心處壓力脈動信號圖的分布規律與腔徑120 mm時大致相同，這是由于射流在下噴嘴出口處發生擴散，對靶心沖擊能量有所減少，區別不大。而在腔體下游以及碰撞體處時，腔徑為85 mm的振蕩幅值更大，壓力脈動更加穩定。為了更好地研究腔長對壓力脈動信號的影響，選取10-16-85-Lc的自激吸氣脈沖射流噴嘴結構，分析腔長對壓力脈動信號的影響。

圖7 不同腔徑對靶心(N0)處壓力脈動信號影響的時域圖和頻域圖Fig.7 The time domain and frequency domain maps of the effects of different cavities on the pressure pulsation signal at the bull's-eye (N0)

3.3 腔長對射流脈動壓力的時頻分析

3.3.1 腔體內壓力脈動的時頻特性分析

圖8為不同腔長對碰撞體壓力脈動影響圖。下噴嘴處(N4)壓力脈動時頻特性與碰撞體處(N3)趨勢類似，文中不再給出。從圖8可以看出，隨著噴嘴腔長的增大，腔體內壓力脈動振蕩規律變得有些紊亂，振蕩頻率變大，腔體內壓力峰值持續時間隨著腔長的增大而增大，在腔長45 mm時，振蕩幅值較小，且振蕩頻率成分較多，低頻振蕩中夾雜多種諧頻振蕩。當腔長為55 mm時，幅值有了較大的提高，壓力脈動時域圖更有規律性。碰撞體(N3)頻率一般都小于2 Hz，并出現0.6 Hz左右高幅值低頻壓力脈動。

圖8 不同腔長對壓力脈動影響圖Fig.8 Effects of different cavities on pressure fluctuation

圖9 不同腔長對靶心(N0)處射流沖擊壓力脈動影響圖Fig.9 Influence of different cavity length on jet pressure fluctuation at the target (N0)

3.3.2 腔長對靶心射流沖擊壓力脈動的時頻特性分析

圖9為不同腔長對靶心(N0)處射流壓力脈動影響圖。從圖9中可以看出，不同腔長之間射流的振蕩頻率差別較大，振蕩幅值總體變化較小，其中在腔長55 mm時振蕩幅值最大。振蕩幅值隨著腔長的增加而變大，頻率相對較低。腔體內壓力脈動是一個聚能、釋能的過程，較長的腔長噴嘴吸氣后液氣混合流充滿腔體內部的聚能時間較長，不能有效激勵分離區新渦量脈動的產生，腔長過長容易出現了腔體內壓力振蕩不穩定的狀況。

4 結 論

通過時頻分析方法來分析結構參數對壓力脈動的影響，系統地研究了不同的下噴嘴直徑、腔徑以及腔長等不同結構參數對腔體內以及靶心處壓力脈動的影響，研究結構參數對自激吸氣射流的影響機理更加直觀，得出了自激吸氣脈沖射流噴嘴最優結構參數為：當上噴嘴直徑為10 mm，下噴嘴直徑為16 mm，腔徑為85 mm，腔長為55 mm，與參考文獻[10]應用統計學方法研究結果一致。本文經分析主要有以下幾點結論。

(1)下噴嘴直徑大小對腔體內部壓力脈動及射流壓力脈動頻率的變化影響較小，對腔體內的壓力脈動幅值影響較大，當下噴嘴直徑為16 mm時脈動振蕩更加穩定，可以保證射流的穩定性。

(2)單因素腔徑大小對腔體內壓力脈動及射流壓力脈動時頻特性影響較小。當腔徑為85 mm時頻率更加集中，確保射流有較高的持續性。

(3)腔長過大時會導致反饋擾動頻率成分過多，腔長過短時不能形成穩定的剪切層，脈動壓力振蕩不穩定。當腔長為55 mm時，出現低頻高幅值的范圍更大，進一步提高了射流的沖擊力。

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[1] 秦 超, 戴秋萍, 薛 冰. 水庫清淤的必要性與影響因素分析[J]. 山東水利, 2015,(6):9-10.

[2] 陶國武, 周澤宇. 國內水庫泥沙淤積治理綜述[J]. 吉林水利, 2016,(1):36-38.

[3] 葛兆龍, 周 哲, 盧義玉,等. 影響自激振蕩脈沖射流性能的噴嘴結構參數研究[J]. 四川大學學報(工程科學版), 2013,45(5):160-165.

[4] 李 瑋, 紀照生, 劉景宇,等. 自激振蕩脈沖射流噴嘴結構優選試驗研究[J]. 石油礦場機械, 2015,(7):57-60.

[5] 劉新陽,朱安福,高傳昌,等. 水下自激吸氣式射流裝置沖擊力時頻特性分析[J]. 振動與沖擊,2016,(24):213-220.

[6] 裴江紅, 廖振方, 唐川林. 自激振蕩脈沖射流頻率特性實驗研究[J]. 中國機械工程, 2009,20(1):60-63.

[7] 韓 健, 柳 靖, 汪 暉,等. 自振射流噴嘴振蕩腔內信號檢測方法[J]. 工程科學學報, 2015,(9):1 191-1 197.

[8] 徐平平, 柳 靖, 馬 飛,等. 自振射流噴嘴腔內壓力信號分析方法的研究[J]. 振動與沖擊, 2015,34(17):180-184.

[9] 張德豐. Matlab小波分析[M]. 北京：機械工業出版社,2012.

[10] 劉新陽, 高傳昌, 胡亞州,等. 吸氣對水下自激脈沖射流裝置壓力特性的影響[J]. 應用基礎與工程科學學報, 2016,(2):282-294.