劉新陽(yáng)， 朱安福， 高傳昌， 胡亞州， 解克宇

(華北水利水電大學(xué) 電力學(xué)院, 鄭州 450045)

水下自激吸氣式射流裝置沖擊力時(shí)頻特性分析

劉新陽(yáng)， 朱安福， 高傳昌， 胡亞州， 解克宇

(華北水利水電大學(xué) 電力學(xué)院, 鄭州 450045)

利用水下射流循環(huán)試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)水下自激吸氣式射流裝置進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)，得到了裝置吸氣和不吸氣條件下沖擊力時(shí)域波形，運(yùn)用第二代小波變換和Wigner-Ville分布相結(jié)合的方法提取了沖擊力時(shí)頻特性，研究了裝置吸氣和不吸氣條件以及不同圍壓和靶距下沖擊力頻帶能量分布規(guī)律。結(jié)果表明，存在最優(yōu)下噴嘴直徑使裝置的沖擊力時(shí)域特征參數(shù)最佳；裝置沖擊力能量主要集中在低頻帶，且圍壓、靶距和吸氣對(duì)頻帶能量比影響較大；吸氣對(duì)裝置沖擊力頻率成分、能量密度分布和脈沖效果均有明顯影響，而圍壓和靶距只對(duì)能量密度分布和脈沖效果影響較大；碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力反映了裝置聚能和釋能的狀態(tài)且與沖擊力能量密度分布存在著對(duì)應(yīng)關(guān)系。

水下；自激吸氣；射流；沖擊力；時(shí)頻特性

研究表明水射流引入氣體可以明顯改善其沖擊性能[1-4]。水下自激吸氣式射流裝置是在自激脈沖射流和氣液射流研究基礎(chǔ)上提出的一種新型射流裝置，它通過(guò)在裝置腔體上布置吸氣孔，利用一定的工作壓力可以使裝置自吸氣，氣體在腔內(nèi)與水充分混合后，在下噴嘴出口形成水氣射流，在前期工作中通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比分析了吸氣和不吸氣條件裝置的沖擊性能，證明了裝置吸氣后可以提高水下沖擊力和沖蝕效果[5-6]。頻率特性是反映自激脈沖射流裝置的沖擊性能優(yōu)劣指標(biāo)之一，高壓自激脈沖射流沖擊力以高頻振蕩的形式體現(xiàn)，目前主要采用理論方法推導(dǎo)噴嘴的振蕩頻率模型并研究噴嘴直徑、腔長(zhǎng)、雙腔室、工作壓力和含氣率等結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)對(duì)噴嘴頻率的影響，得到了噴嘴最佳射流沖擊性能結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)的配比關(guān)系，通過(guò)試驗(yàn)采集了噴嘴沖擊力并進(jìn)行了頻率分析，從而驗(yàn)證了頻率模型的正確性[7-9]。低壓自激脈沖射流則以低頻脈沖的形式體現(xiàn)，主要采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究不同噴嘴腔長(zhǎng)、腔徑、上噴嘴直徑、下噴嘴直徑和工作壓力等結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)對(duì)腔內(nèi)空化氣囊變化過(guò)程、裝置能耗以及沖擊力脈沖效果的影響，通過(guò)頻域分析得到了結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)對(duì)噴嘴沖擊力頻率成分的影響[10-12]。水下自激吸氣式射流裝置屬于氣液射流范疇，與非淹沒(méi)自激脈沖射流相比發(fā)生較大的變化，而且吸氣、圍壓和靶距對(duì)沖擊性能影響也較大，因此為了研究水下自激吸氣式射流裝置沖擊力及其時(shí)頻特性，運(yùn)用自制的水下射流循環(huán)試驗(yàn)系統(tǒng)，開(kāi)展了裝置在吸氣和不吸氣條件以及不同圍壓和靶距下的沖擊試驗(yàn)，獲取了沖擊力時(shí)域波形，研究了下噴嘴直徑和吸氣對(duì)沖擊力時(shí)域特征參數(shù)的影響，運(yùn)用第二代小波變換對(duì)沖擊力在不同頻帶進(jìn)行分解，分析了吸氣和不吸氣沖擊力頻帶能量比以及吸氣對(duì)沖擊力能量的影響，運(yùn)用Wigner-Ville分布提取了裝置沖擊力時(shí)頻特性，分析了吸氣、圍壓和靶距對(duì)沖擊力的能量密度分布規(guī)律和脈沖效果的影響。

1 沖擊試驗(yàn)

圖1 自激吸氣式脈沖射流裝置Fig.1 Self-excitation inspiration pulsed jet device

水下自激吸氣式射流裝置如圖1所示，由上噴嘴、腔體、碰撞體、下噴嘴和吸氣孔組成，吸氣孔沿周向均勻布置，數(shù)量4個(gè)，其內(nèi)徑以及位置的選擇見(jiàn)參考文獻(xiàn)[13]，在裝置腔體上布置2個(gè)典型測(cè)點(diǎn)，分別為碰撞體測(cè)點(diǎn)和下噴嘴測(cè)點(diǎn)。水下射流循環(huán)試驗(yàn)系統(tǒng)和平臺(tái)如圖2和圖3所示，可以完成裝置在吸氣和不吸氣的沖擊試驗(yàn)，其工作過(guò)程如下：首先利用注水泵從蓄水池抽水并給壓力容器罐注水，注滿后開(kāi)啟離心泵抽水加壓，水流進(jìn)入壓力容器罐內(nèi)的水下自激吸氣式射流裝置，然后對(duì)工作壓力和圍壓進(jìn)行調(diào)整，如果吸氣開(kāi)啟氣體渦輪流量計(jì)，水流自裝置流出后形成射流，沖擊靶盤(pán)產(chǎn)生沖擊力，最后水流回到蓄水池。壓力容器罐是模擬水下環(huán)境的關(guān)鍵設(shè)備(見(jiàn)圖3)，最大可以承受1 Mpa的壓力，具體結(jié)構(gòu)可見(jiàn)參考文獻(xiàn)[5]，電磁流量計(jì)用于測(cè)量工作流量；閘閥和壓力表用來(lái)調(diào)節(jié)工作壓力和圍壓；吸氣孔外接吸氣管并與氣體渦輪流量連接；靶盤(pán)由不同厚度的墊片組成，用于控制靶距，靶盤(pán)上的壓力測(cè)點(diǎn)分布如圖4所示，其中靶心1個(gè)測(cè)點(diǎn)，第1圈4個(gè)測(cè)點(diǎn)，其余每圈布置8個(gè)測(cè)點(diǎn)，試驗(yàn)過(guò)程中每圈取4個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)上布置氣動(dòng)接頭且外接測(cè)壓管，測(cè)壓管通過(guò)壓力容器罐測(cè)壓蓋板與壓力傳感器連接，腔體上典型測(cè)點(diǎn)壓力測(cè)量方法與靶盤(pán)相同。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括數(shù)據(jù)采集儀和計(jì)算機(jī)，用于接收和處理壓力傳感器的信號(hào)，在計(jì)算機(jī)上運(yùn)用振動(dòng)信號(hào)采集、分析軟件對(duì)壓力信號(hào)進(jìn)行分析和存貯，得到?jīng)_擊力時(shí)域波形。關(guān)于電磁流量計(jì)，氣體渦輪流量計(jì)和壓力傳感器的精度在參考文獻(xiàn)[13]中有詳細(xì)的說(shuō)明，這里不再贅述。

圖2 水下射流循環(huán)試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.2 Circulation experiment system of underwater jet

圖3 水下射流試驗(yàn)平臺(tái)Fig.3 Experiment platform of underwater jet

圖4 靶盤(pán)壓力測(cè)點(diǎn)分布(mm)Fig.4 Pressure measuring points distribution of target plate

自激脈沖射流裝置屬于低壓大流量范疇，上噴嘴直徑范圍在4～12.5 mm之間，工作壓力在0～4 Mpa之間，本文水下自激吸氣式射流裝置上噴嘴直徑取10 mm，工作壓力取2.2 Mpa；下噴嘴直徑對(duì)裝置的沖擊力影響較大，其范圍根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果確定；腔徑和腔長(zhǎng)取85 mm和55 mm；碰撞體角度為120°；結(jié)合工作壓力和壓力容器罐的承受壓力，圍壓采用0.2 Mpa、0.3 Mpa、0.4 Mpa、0.5 Mpa和0.6 Mpa；設(shè)置采樣頻率1 500 Hz，采集時(shí)間60 s。開(kāi)展裝置在不同圍壓和靶距下的沖擊試驗(yàn)，測(cè)得靶盤(pán)各圈測(cè)點(diǎn)和腔體測(cè)點(diǎn)沖擊力時(shí)域波形。靶距根據(jù)沖擊力的衰減情況和沖擊范圍確定，圖5給出了下噴嘴直徑16 mm和圍壓0.6 Mpa時(shí)靶距對(duì)靶心和各圈時(shí)均沖擊力的影響，可以看出，靶距160 mm的沖擊力曲線最平緩，靶心沖擊力和第1圈沖擊力基本相等，說(shuō)明了下噴嘴出口射流完全擴(kuò)散與衰減，而靶距60 mm時(shí)，從靶心到第2圈沖擊力迅速下降，而第2圈到第5圈基本不變化，說(shuō)明了射流還沒(méi)有完全擴(kuò)散，沖擊范圍小，因此靶距采用80 mm、100 mm、120 mm和140 mm。

圖5 靶距對(duì)裝置時(shí)均沖擊力的影響Fig.5 Influence of standoff distance on time-average impact power

2 時(shí)頻分析方法

為了描述水下自激吸氣式射流裝置沖擊力時(shí)頻特性，必須借助信號(hào)處理領(lǐng)域中的時(shí)頻分析方法，Winger-Ville分布具有良好的時(shí)頻能量聚集性，在水下目標(biāo)特性提取、振動(dòng)分析、故障診斷[14-17]等方面得到了廣泛的應(yīng)用，但Winger-Ville分布處理多分量信號(hào)時(shí)存在著嚴(yán)重的交叉項(xiàng)的干擾問(wèn)題，目前主要采取兩種方法解決：一是對(duì)Winger-Ville分布加不同的核函數(shù)，形成Cohen類(lèi)分布，二是對(duì)將原信號(hào)分解為分量的形式，再對(duì)分量進(jìn)行時(shí)頻分析。小波變換是一種多分辨分析方法，可以實(shí)現(xiàn)信號(hào)的分解，在各個(gè)領(lǐng)域也得到廣泛的應(yīng)用，相比經(jīng)典小波，第二代小波引入剖分、預(yù)測(cè)和更新等環(huán)節(jié)，不依賴(lài)于傅里葉變換，實(shí)時(shí)性好，可以在時(shí)域中構(gòu)造中自適應(yīng)、非線性的小波基函數(shù)，由于小波基函數(shù)不再是唯一的，所以可以匹配不同信號(hào)的非平穩(wěn)特征[18]。論文提出采用第二代小波變換和時(shí)頻分布相結(jié)合的時(shí)頻特性分析方法，首先利用第二代小波變換按一定層次分解和重構(gòu)水下自激吸氣式射流裝置的沖擊力，得到不同頻帶沖擊力并求解頻帶能量比，然后對(duì)各頻帶沖擊力進(jìn)行Wigner-Ville分布分析，得到裝置沖擊力能量密度分布規(guī)律。

3 沖擊力時(shí)域分析

圖6和圖7分別給出了靶距80 mm和圍壓0.6 Mpa條件下下噴嘴直徑對(duì)靶心沖擊力時(shí)域波形和沖擊力時(shí)域特征參數(shù)的影響，圖7中均值反映了沖擊力時(shí)均值，方差反映了沖擊力波動(dòng)大小，均方值反映了沖擊力平均能量[19]，結(jié)合圖6和圖7可知沖擊力時(shí)均值、波動(dòng)范圍、平均能量均是下噴嘴直徑16 mm為最佳。

圖6 下噴嘴直徑對(duì)沖擊力時(shí)域波形的影響Fig.6 Influence of below nozzle diameter on impact time domain waveform

圖7 下噴嘴直徑對(duì)沖擊力時(shí)域特征參數(shù)的影響Fig.7 Influence of below nozzle diameter on impact time domain characteristic parameter

圖8和圖9給出下噴嘴直徑對(duì)吸氣量和碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力的影響，由圖8可以看出，下噴嘴直徑14 mm時(shí)，吸氣量隨著圍壓增大先不變，后下降；下噴嘴直徑16 mm、18 mm、20 mm和22 mm時(shí)，吸氣量隨著圍壓的增大而減小，吸氣量分別在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之間變化。由圖9可知，下噴嘴直徑16 mm的碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力負(fù)壓值最低，說(shuō)明了裝置腔內(nèi)射流核兩側(cè)的負(fù)壓區(qū)域最大，導(dǎo)致下噴嘴直徑16 mm的吸氣量最大。因此論文主要分析下噴嘴直徑16 mm的沖擊力時(shí)頻特性。

圖8 下噴嘴直徑對(duì)裝置吸氣量的影響Fig.8 Influence of under nozzle diameter on inspiration capacity

圖9 下噴嘴直徑對(duì)碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力的影響Fig.9 Influence of below nozzle diameter on inspiration volume and typical measurement points

4 沖擊力時(shí)頻特性分析

4.1 沖擊力頻帶能量分析

圖10 68.75～137.5 Hz頻帶沖擊力功率譜Fig.10 Impact power spectrum of frequency band 68.75-137.5 Hz

沖擊試驗(yàn)采樣頻率為1 500 Hz，根據(jù)采樣定理，奈奎斯特頻率為750 Hz，運(yùn)用第二代小波將沖擊力在0～750 Hz之間進(jìn)行3層分解，得到4個(gè)頻帶，即0～68.75 Hz、68.75～137.5 Hz、137.5～350 Hz和350～750 Hz，分別求出4個(gè)頻帶沖擊力能量，將各個(gè)頻帶能量與沖擊力總能量比值作為頻帶能量比[20]。由于137.5～350 Hz和350～750 Hz頻帶能量比很小，這里不列出。表1和表2給出了裝置0～68.75 Hz和68.75～137.5 Hz頻帶沖擊力能量比，可以看出裝置吸氣和不吸氣沖擊力能量主要集中在0～68.75 Hz和68.75～137.5 Hz頻帶，而且68.75～137.5 Hz頻帶能量比遠(yuǎn)小于0～68.75 Hz頻帶。圖10給出了裝置吸氣后圍壓0.2 MPa和靶距100 mm時(shí)頻帶68.75～137.5 Hz沖擊力功率譜，可以看出能量主要集中在80 Hz與100 Hz兩個(gè)頻率成分上。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)供電電源為50 Hz頻率交流電，因此電噪聲是沖擊力噪聲的主要來(lái)源，試驗(yàn)前對(duì)連接壓力傳感器的系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)據(jù)空采，其功率譜分析如圖11所示，電噪聲能量集中在100 Hz和200 Hz，原因在于諧波導(dǎo)致出現(xiàn)了電噪聲倍頻成分。比較圖10和圖11可以認(rèn)為68.75～137.5 Hz頻帶100 Hz頻率成分為電噪聲，而且80 Hz頻率能量小于頻率100 Hz電噪聲能量，因此68.75～137.5 Hz頻帶沖擊力能量也可以忽略。由表1可知，裝置吸氣后0～68.75 Hz頻帶沖擊力能量比增加，且隨著圍壓和靶距的增加，提高幅度越來(lái)越大，但頻帶能量比下降。

表1 0～68.75 Hz頻帶沖擊力能量比Tab.1 Impact energy ratio of frequency band 0-68.75 Hz

表2 68.75～137.5 Hz頻帶沖擊力能量比Tab.2 Impact energy ratio of frequency band 68.75-137.5 Hz

圖11 空采信號(hào)功率譜Fig.11 Power spectrum of empty collection signal

4.2 沖擊力能量密度分析

不同的核函數(shù)對(duì)應(yīng)不同的Cohen類(lèi)分布[21]，采用Rihaczek、Choi-William和平滑偽Wigner-Ville等分布對(duì)裝置吸氣以及圍壓0.2 Mpa和靶距100 mm時(shí)頻帶0～68.75 Hz的沖擊力進(jìn)行了時(shí)頻分析，其中Rihaczek、Choi-William分布得到的能量密度分布等值線如圖12所示，平滑偽Wigner分布得到的能量密度分布等值線如圖14(b)所示，時(shí)間取0～5.4 s，由于能量集中在低頻帶上，頻率取0～3 Hz，可以看出三種分布得到的能量密度分布規(guī)律基本一致，但平滑偽Wigner-Ville分布能量密度分布等值線最為光滑，因此選擇平滑偽Wigner-Ville分布作為沖擊力時(shí)頻分析方法。

圖12 核函數(shù)對(duì)沖擊力能量密度分布的影響Fig.12 Influence of kernel function on distribution of impact energy density

圖13～圖18給出了靶距100 mm時(shí)原始和0～68.75 Hz頻帶沖擊力時(shí)域波形以及裝置吸氣和不吸氣沖擊力能量密度分布等值線，可以看出，裝置不吸氣時(shí)頻率成分隨時(shí)間變化不大，且能量密度分布等值線變化比較平緩，裝置吸氣后等值線變化具有明顯的波動(dòng)性，在波動(dòng)處頻率成分增加。裝置吸氣和不吸氣條件能量均集中在1 Hz頻率之內(nèi)，但吸氣后同頻率成分能量密度明顯高于不吸氣。裝置吸氣后能量密度在波動(dòng)處最大，與時(shí)域波形相比較發(fā)現(xiàn)，波動(dòng)處對(duì)應(yīng)裝置沖擊力峰值，說(shuō)明裝置吸氣后沖擊力具有明顯的脈沖效果。在同一時(shí)間段內(nèi)，隨著頻率增大能量密度急劇下降，裝置不吸氣能量等值線差值小，吸氣后能量等值線差值變大，吸氣后能量密度隨頻率衰減速度明顯高于不吸氣。圍壓對(duì)裝置吸氣和不吸氣沖擊力頻率成分沒(méi)有明顯的影響，只是改變了不同頻率的能量密度，能量密度等值線差值隨著圍壓增加而變小。吸氣后高圍壓時(shí)波動(dòng)處沖擊力能量密度隨時(shí)間變化要小于低圍壓，說(shuō)明其脈沖效果不如低圍壓，不同圍壓下沖擊力脈沖效果周期均約為1.3 s。

圖13 圍壓0.2 MPa原始和 0～68.75 Hz頻帶沖擊力時(shí)域波形Fig.13 Impact time domain waveform of original and frequency band 0-68.75 Hz for confining pressure 0.2 MPa

圖14 圍壓0.2 MPa沖擊力能量密度分布Fig.14 Distribution of impact energy density for confining pressure 0.2 MPa

圖15 圍壓0.4 Mpa原始和 0～68.75 Hz頻帶沖擊力時(shí)域波形Fig.15 Impact time domain waveform of original and frequency band 0-68.75 Hz for confining pressure 0.4 MPa

圖16 圍壓0.4 Mpa沖擊力能量密度分布Fig.16 Distribution of impact energy density for confining pressure 0.4 Mpa

圖17 圍壓0.6 MPa原始和0～68.75 Hz頻帶沖擊力時(shí)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

圖18 圍壓0.6 MPa 沖擊力能量密度分布Fig.18 Distribution of impact energy density for confining pressure 0.6 MPa

圖19給出了圍壓0.6 MPa時(shí)裝置吸氣后測(cè)點(diǎn)壓力時(shí)域波形，碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力和下噴嘴測(cè)點(diǎn)壓力時(shí)域波形均具有明顯的脈沖效果，且碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力為負(fù)值，與圖18(b)比較發(fā)現(xiàn)吸氣后沖擊力能量密度最大值出現(xiàn)時(shí)間與下噴嘴測(cè)點(diǎn)壓力最大值出現(xiàn)時(shí)間是同步地，與碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力最小值是同步地。在0.5～1 s時(shí)段，碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力上升且接近大氣壓，裝置沖擊力能量密度最小，此時(shí)裝置處于聚能狀態(tài)且腔內(nèi)射流核兩側(cè)氣體渦團(tuán)最大；在1～1.5 s時(shí)段，碰撞體測(cè)點(diǎn)壓力下降，裝置沖擊力能量密度最大，此時(shí)裝置處于釋能狀態(tài)且腔內(nèi)射流核兩側(cè)氣體渦團(tuán)最小，說(shuō)明沖擊力能量密度最大值和最小值與裝置釋能和聚能狀態(tài)在時(shí)間上是同步地。

圖19 裝置吸氣后圍壓0.6 MPa測(cè)點(diǎn)壓力時(shí)域波形Fig.19 Time domain waveform of measuring points for confining pressure 0.6 MPa after inspiration

圖20 靶距120 mm沖擊力能量密度分布Fig.20 Distribution of impact energy density for target distance 120 mm

圖20為裝置吸氣后靶距120 mm條件下沖擊力能量密度分布，可以看出靶距的變化不會(huì)影響沖擊力頻率成分，只是對(duì)能量密度大小有影響。靶距越大，沖擊力能量密度越小，脈沖效果越差，但脈沖效果變化周期不變，對(duì)于其它靶距的能量密度分布規(guī)律與此類(lèi)似，這里不再贅述。

4.3 小波分解層數(shù)的選擇

小波分解層數(shù)選擇對(duì)沖擊力時(shí)頻特性分析結(jié)果影響較大，分解層數(shù)越多，能量泄漏現(xiàn)象越嚴(yán)重[22]。論文對(duì)比分析了圍壓0.2 MPa和靶距100 mm時(shí)3層和4層分解能量密度分布，4層分解在3層的基礎(chǔ)上將0～68.75 Hz頻帶進(jìn)一步分解為0～34.375 Hz和34.375～68.75 Hz兩個(gè)頻帶，圖21給出了34.375～68.75 Hz頻帶的能量密度分布，可以看出沖擊力能量密度集中在頻率80～90 Hz之間，出現(xiàn)了能量泄漏，因此選擇分解層數(shù)為3，將沖擊力分解為4個(gè)頻帶是合理的。

圖21 頻帶34.375～68.75 Hz沖擊力能量密度分布Fig.21 Impact energy release of frequency band 34.375-68.75 Hz

5 結(jié) 論

(1)下噴嘴直徑16 mm時(shí)裝置沖擊力波動(dòng)范圍、時(shí)均沖擊力、平均能量以及吸氣量均為最佳。

(2)裝置吸氣后90%以上沖擊力能量集中在0～68.75Hz頻帶，且圍壓和靶距越大頻帶沖擊力提高幅度越大。

(3)裝置吸氣后沖擊力能量密度增大，在波動(dòng)處頻率成分增加，且能量密度和沖擊力最大，脈沖效果明顯；隨著圍壓和靶距增加沖擊力頻率成分變化不大，但能量密度減小，脈沖效果變差。

(4)裝置吸氣后產(chǎn)生了釋能和聚能狀態(tài)，其中釋能狀態(tài)對(duì)應(yīng)沖擊力能量密度最大值，而聚能狀態(tài)對(duì)應(yīng)沖擊力能量密度最小值。

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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

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目( 51309099)

2015-08-25 修改稿收到日期：2015-11-30

劉新陽(yáng) 男，博士，副教授，1979年3月生

TE248

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.24.034