叶奇昉 陈江平
(上海交通大学制冷研究所 上海 200240)
热力膨胀阀噪声是当前汽车空调行业消费者投诉的重要问题之一。特别是在变工况条件下产生的瞬态“啸叫”,经常令人难以忍受。2005年国际汽车空调协会将热力膨胀阀的流动噪声问题列为市场反馈问题之首。
当前,中国国内外针对热力膨胀阀流动噪声的研究还不成熟。Fuchs等[1]对节流短管的稳态噪声进行了研究,获得了节流短管内径、长度与噪声特性的关系。Amini[2]对以空气为工质的节流阀进行了实验研究。对阀的阀头,阀座结构进行了改进,噪声降低了约10%。目前对热力膨胀阀噪声的研究还刚刚起步,大多数研究都见于一些厂家的专利申请中。对热力膨胀阀噪声产生的机理以及控制方法都没有明确的结论。在可查的文献中,只有美国Illnois大学制冷空调中心对热力膨胀阀在不同工况下的稳态噪声进行了实验研究[3-5],并对实验结果进行了初步分析,获得了热力膨胀阀的稳态噪声与系统工作条件关系的定性结果。然而,热力膨胀阀“啸叫”是伴随着空调系统的瞬态变化而出现(如系统机启动、关闭过程,压缩机转速突变等),持续时间在5 s内。目前针对热力膨胀阀瞬态噪声的研究还很薄弱,没有查到公开发表的文献。
本文建立了热力膨胀阀瞬态噪声试验台,对制冷系统开机过程中热力膨胀阀啸叫噪声进行了试验研究。获得了不同的温包充注,不同阀内结构的热力膨胀阀振动的噪声特性。结果表明:温包内采取交叉充注、低蒸干压力充注、阀内安装碟形弹簧有利于降低膨胀阀啸叫噪声。
测试系统如图1所示,测试系统主要测量压缩机转速、制冷剂流量、系统各处的制冷剂温度、压力、管路与热力膨胀阀振动、膨胀阀噪声等参数。压缩机出口制冷剂流量采用质量流量计测量,测量精度在±1%。制冷剂温度采用经过标定的0.15 mm的OMEGA热电偶测量,其测试精度在±0.2%;制冷剂压力采用高频响应压电式压力传感器,其响应频率为50 kHz,测量精度为±0.1%;空气干湿球温度采用铂电阻测量,测量误差在±0.2℃之内;热力膨胀阀与管路振动加速度采用K.S型加速度传感器测量,将加速度传感器的X方向定为制冷剂沿管路的流动方向,Y方向定为垂直向内的方向,Z方向定义为平行于热力膨胀阀进口平面朝上的方向;膨胀阀噪声采用声级计测量。
图1 实验系统示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental rig
压缩机由停机到转速突变至1 900 r/min时,膨胀阀产生啸叫,膨胀阀振动情况如图2。如图所示:压缩机突然开机后膨胀阀振动加速度剧烈增加,达到±4.5 m/s2,此时膨胀阀产生啸叫。啸叫持续大约4 s后,膨胀阀振动加速度幅值突降,幅值大小逐渐稳定,啸叫消失。
图2 系统开机时膨胀阀振动情况Fig.2 Vibrations of expansion valve during start-up process
图3 给出了系统开机时一号膨胀阀产生啸叫和啸叫消失后的噪声频谱图。由图可知:当膨胀阀产生啸叫时,噪声的峰值频率分别148 Hz、543 Hz、1 628 Hz,其中543 Hz为最高峰值;啸叫消失后,543 Hz的噪声峰值随之消失。
图3 系统开机过程膨胀阀噪声特性Fig.3 Noise of expansion valve during start-up process
当压缩机由停机到1 900 r/min时,不同的气箱头充注方式下膨胀阀啸叫噪声的频谱特性如图4。由图可知:对于两种不同的充注方式的制冷系统,气体充注的啸叫噪声的峰值频率大约在528 Hz,交叉充注的啸叫噪声峰值频率约为518 Hz,啸叫频率越高,声音越尖,人体越不适应;而气体充注的噪声峰值远高于交叉充注噪声峰值。当系统启动时压缩机转速瞬时达到额定转速,此时压缩机吸入制冷剂蒸气比容较小,压缩机吸排气压差小,容积效率高,故压缩机的制冷剂质量流量很大,其启动瞬时的最大制冷剂流量可以达到正常运行时制冷剂质量流量的3-4倍[6],而过热度在启动后的短时间内也将比正常运行时高15℃以上[6]。而交叉充注的温度-压力曲线斜率较小,在过热度剧烈升高时,与气体充注相比阀门开度相对较小,也使得流经膨胀阀的制冷剂质量流量与机械能相对较小,从而使得制冷剂的声能降低。
图4 不同的充注方式对啸叫噪声的影响Fig.4 Effect of charge in bulb on whistle noise
图5 给出了不同充注方式对膨胀阀振动的影响。由图可知:制冷系统启动时,气体充注的膨胀阀振动加速度幅值以及啸叫的延续时间都大于交叉充注的膨胀阀。显然,气体充注对于防止热力膨胀阀啸叫是不利的。
图5 不同的充注方式对膨胀阀振动的影响Fig5 Effect of charge in bulb on vibration of TXV
当汽车空调热力膨胀阀温包内充注工质为气液两相时,温包内压力由温度决定;随着温度的逐渐升高,温包内充注工质将在某一特定温度由气液两相变为气相。当温度继续升高后,温包内工质呈现过热状态。此时温包内的温度压力曲线与没有蒸干时相比更加平缓,斜率更低。
当压缩机由停机到1 900 r/min时,不同的气箱头蒸干压力值的膨胀阀啸叫噪声的频谱特性如图6,图6a中蒸干压力约为0.56 MPa,图6b中蒸干压力约为0.42 MPa。由图6可知:当pMOP=0.56 MPa时,啸叫噪声的峰值频率约为518 Hz,噪声峰值大约为68 dB;当pMOP=0.42 MPa时,啸叫噪声的峰值频率约为508 Hz,噪声峰值大约为64 dB。
这是由于系统刚刚冷启动时蒸发压力与蒸发温度维持在较高值,而系统过热度常常达到20℃ -25℃。对于图6a,蒸干压力较低,当膨胀阀下方膜片温度超过对应的蒸干温度时,气箱头内充注工质变为过热状态。此时温度-压力曲线斜率大为减小,膨胀阀开启速度也大为降低,流经膨胀阀的制冷剂质量流量的增长速度也随之降低,制冷剂流动声能也减小,导致噪声声压也降低。
图6 蒸干压力对啸叫噪声的影响Fig.6 Effect of evaporated pressure on whistle noise
本文采用了两个不同结构的膨胀阀作为研究对象,其阀内运动部件如图7所示。其主要区别在于一号膨胀阀加入碟形弹簧以限制阀座在阀内水平方向振动。
在阀座周围安装碟形弹簧是为了限制阀座与阀球在水平方向的运动,从而降低阀内运动部件的振动幅度。当压缩机由停机到1 900 r/min时,安装碟形弹簧与没有安装碟形弹簧的膨胀阀啸叫噪声的频谱特性如图8。由图8可知:安装碟形弹簧的膨胀阀啸叫频率与没有安装碟形弹簧膨胀阀啸叫频率一致,都在538 Hz左右,但噪声幅值降低大约4.5 dB。安装碟形弹簧有利于降低膨胀阀噪声。
图7 膨胀阀运动部件示意图Fig.7 Schematic diagram of moving parts of expansion valves
图8 碟形弹簧对啸叫噪声的影响Fig.8 Effect of butterfly spring on whistle noise
对制冷系统启动过程的热力膨胀阀的噪声问题进行了试验研究,获得了热力膨胀阀参数对瞬态噪声的影响,获得如下结论:
(1)系统启动过程中热力膨胀阀将产生啸叫,啸叫噪声频率在530 Hz左右,持续时间4 s左右。
(2)系统启动过程中产生的啸叫受到热力膨胀阀温包充注方式的影响。采用交叉充注以及低蒸干压力充注能够有效的降低膨胀阀噪声频率与幅值。
(3)在热力膨胀阀中安装碟形弹簧可限制阀内运动部件在水平方向振动,有利于降低膨胀阀啸叫噪声。
1 Fuchs H V.Generation and control of noise in water supply installations Part 2:sound source mechanisms[J].Applied Acoustics,1993,38:59-85.
2 Amini,Owen I.A practical solution to the problem of noise and vibration in a pressure-reducing valve[J].Experimental Thermal& Fluid Science,1995,10(1):136-141.
3 Rodarte E,Miller N R,Hrnjak P,et al.Use of stereolithography as a design tool for developing quiet plate mobile air conditioning evaporators[C].1998 SAE International Congress and Exposition,Detroit:1998.
4 Rodarte E,Miller N R,Hrnjak P.Refrigerant expansion noise propagation through downstream tube walls[C].1999 SAE International Congress and Exposition,Detroit:1999.
5 Rodarte E,Miller N R,Hrnjak P.Noise generation from expansion devices in refrigerant[C].1999 SAE International Congress and Exposition,Detroit:1999.
6 陈文勇,陈芝久,陈佑华.冷柜启动过程中电子膨胀阀的控制[J].流体机械,2005,33(10):77-80.