电子膨胀阀内啸叫噪声特性及发声规律的实验研究

周绍华 詹飞龙 丁国良 孟建军 王庆杰

(1 上海交通大学制冷与低温研究所 上海 200240；2 海信日立空调系统有限公司 青岛 266400)

多联式空调系统因具有能效高[1-2]、安装美观和使用舒适等优点[3-4]，逐渐被用户广泛使用。在多联式空调系统中，为控制流经各室内机的制冷剂质量流量，每台室内机单元中均配有各自的电子膨胀阀。在制热工况且阀前后有较大过冷度时，制冷剂流经室内机电子膨胀阀时会发出尖锐刺耳类似“口哨声”的啸叫噪声，该噪声将直接被室内用户所接收，严重影响用户的正常作息及使用舒适性。为消除上述噪声，需了解其产生机理及发声规律，从而指导降噪设计。

现有的针对电子膨胀阀内噪声的研究主要为两相流动噪声[5-7]。该类研究中阀前的制冷剂过冷度一般很小或为气液两相状态，节流后均为气液两相状态，该类研究重点关注制冷剂两相流型与噪声大小及特征的对应关系。T. Umeda等[8]发现，当电子膨胀阀前两相流型为弹状流时，制冷剂流经电子膨胀阀时会产生“嘶嘶”声且噪声声压级最大；随着制冷剂质量流量的增加，弹状流逐渐转变为稳定的环状流后，噪声明显减弱。S. Hirakuni等[9]在电子膨胀阀进出口处直接安装多孔金属片以将弹状流型转变为泡状流型，从而降低流动噪声。电子膨胀阀内的两相流动噪声特征为“嘶嘶”声，其噪声源为气泡的高频振荡，显然与阀前后均有较大过冷度时产生的类似“口哨”声的啸叫噪声存在本质区别。

啸叫噪声方面的研究主要集中于气阀啸叫噪声[10-11]。K. Balatka等[12]使用纹影法对氮气流经环锥型流道时的流动状态进行了观测。M. Nakano等[13]对啸叫气动锥型阀进行了实验研究，发现当气体沿着阀芯外沿顺势冲击到阀腔内壁面时，会产生刺耳的类似“口哨声”的噪声。由于氮气等气体与制冷剂物性方面的巨大差异，显然气动锥阀内啸叫噪声产生机理及其发声规律无法应用于流经液态制冷剂的电子膨胀阀中。

啸叫噪声的产生与阀前后制冷剂状态、制冷剂质量流量等参数密切相关，因此对阀前后制冷剂状态及质量流量的精确测量与控制是对其产生啸叫噪声研究的前提。家用多联式空调机组在用户端使用或企业研发时，无法对流经各室内机的制冷剂质量流量、制冷剂状态等参数进行精确测量与控制，导致无法对出现的啸叫噪声进行复现，从而难以分析啸叫噪声的发声原因。

本文的目的是对电子膨胀阀内啸叫噪声的发声特性进行实验分析，并掌握啸叫噪声的发声规律。通过搭建用于研究电子膨胀阀内啸叫噪声的制冷剂系统实验台，可以对流经电子膨胀阀的制冷剂质量流量、阀前后的制冷剂状态参数进行精确控制与测量，同时将电子膨胀阀放置在隔音箱内，对其产生的啸叫噪声进行测量分析。

1 啸叫噪声产生机理的研究思路

家用多联空调器中常用的电子膨胀阀结构示意图及关键尺寸参数如图1所示。研究啸叫噪声产生机理及其发声规律的思路如下：

L阀腔长度；D阀前缩口内径；h阀针顶端与阀腔底面距离；d环锥形节流通道最窄距离；r1环锥形节流通道进口等效半径；r2环锥形节流通道出口等效半径；α阀针锥角。图1 电子膨胀阀结构Fig.1 Structure of electronic expansion valve

1)设计并搭建电子膨胀阀啸叫噪声测试实验台，能够实现对电子膨胀阀啸叫噪声频谱和声压级特性的测试和采集；

2)在不同制冷剂工况和阀开度条件下，对电子膨胀阀的噪声特性进行采集，找到产生啸叫噪声的制冷剂工况和阀开度范围；

3)结合上述实验数据，基于流体自持振荡理论和亥姆霍兹共振腔理论对啸叫噪声的发声机理进行分析，最终明确电子膨胀阀啸叫噪声的发声规律。

2 啸叫噪声测试方法

2.1 实验方法

实验台主要包括制冷剂流动控制段和噪声测试段，原理如图2(a)所示。

制冷剂流动控制段可以对流经电子膨胀阀的制冷剂质量流量、阀前后压力温度进行调节控制。工作流程：压缩机排出的高温高压制冷剂蒸气经油分后在冷凝器中冷却至过冷状态，随后过冷的制冷剂分别流入主回路和旁通回路，主回路内的制冷剂经质量流量计测得流量后进入噪声测试段，然后与旁通回路内的制冷剂汇合；制冷剂旁通回路是用来辅助调节流经主回路的制冷剂流量，来自冷凝器中的部分制冷剂直接通过旁通阀节流，然后与主路制冷剂汇合进入蒸发器蒸发后被压缩机吸入，完成循环。

噪声测试段由隔音箱、传声器及信号采集系统组成，能够对啸叫噪声的声压级及频谱特征进行测量分析，如图2(b)所示。为隔断外界环境噪声的干扰，电子膨胀阀和传声器置于隔音箱内，通过传声器对隔音箱内的电子膨胀阀发出的啸叫噪声进行采集分析。传声器放置在与电子膨胀阀侧管相同的轴线上，并与电子膨胀阀的距离保持20 cm。

1压缩机；2压缩机油分；3冷凝器(板式)；4冷水机组；5质量流量计；6截止阀；7压力调节阀；8传声器；9电子膨胀阀；10隔音箱；11充注口；12流量调节阀；13旁通阀；14蒸发器(板式)；15电加热系统；16气液分离器。图2 电子膨胀阀啸叫噪声测试装置Fig.2 Electronic expansion valve whistling noise test device

2.2 实验工况

实验过程中通过调节压缩机频率、流量调节阀以及旁通阀来协同控制制冷剂质量流量；通过调节冷凝器中的进水温度和压力调节阀对制冷剂的阀前压力及过冷度进行控制。

实验工况基本覆盖了家用多联空调机组运行时可能出现的情况。具体调节的实验参数及范围如表1所示。

表1 实验设计工况Tab.1 Test design working conditions

3 数据处理与误差分析

实验中需要直接测量并控制的实验参数包括制冷剂质量流量、阀前后的温度压力，以及隔音箱内电子膨胀阀产生的啸叫噪声声压级及对应啸叫噪声频率。上述直接测量参数的误差通过实验仪器精度可得。间接计算参数包括流经电子膨胀阀阀芯的制冷剂流速即节流速度，通过温度压力传感器可以确定流经电子膨胀阀时的制冷剂密度，结合制冷剂质量流量，可以计算得到制冷剂节流速度v(m/s)，如式(1)所示。

(1)

式中：Qm为制冷剂质量流量，kg/s；D为节流前缩口宽度，m；α为阀锥角度，(°)；h为阀针顶端与阀腔底面的距离，m；ρ为制冷剂密度，kg/m3；h值与电子膨胀阀开度相对应，并通过阀开度调节工装进行调节控制。间接计算参数的误差通过R. J. Moffat[14]方法可得，如式(2)所示。

(2)

其中，密度ρ可通过实验测量温度和压力值并再通过NIST 9.1查得，δρ/ρ可由温度和压力传感器的测量精度计算得出。各仪器测量精度及计算参数误差如表2所示。

表2 仪器测量精度及计算参数误差分析Tab.2 Uncertainties of direct measurements and experimental parameters

4 实验结果与讨论

4.1 啸叫噪声的频谱特征

图3所示为电子膨胀阀开度为700 pls、节流速度为3.23 m/s时测得的电子膨胀阀内啸叫噪声的频谱图。由图3可知，啸叫噪声的频谱图具有明显的峰状特征。具有峰状频谱分布特征的流动激励噪声只可能是空化噪声和流体脉动噪声[15]。

图3 啸叫噪声信号频谱Fig.3 The spectrum of whistling noise signal

图4所示为不同开度下，阀前后压差随制冷剂质量流量的变化。由图4可知，啸叫工况下阀前后的最大压差仅为0.12 MPa，同时各工况下阀前后的过冷度均在10 ℃以上；且根据空化噪声理论[16]计算得到的空化噪声频率约为10 000 Hz，而图3中的啸叫噪声频率为2 632 Hz。综上可知该啸叫噪声为流体脉动噪声。

图4 阀前后压差随质量流量的变化Fig.4 Variation of differential pressure before and after the valve with mass flow rate

图5所示为对阀开度为700 pls、质量流量为55.5 kg/h、阀前压力为1.8 MPa、阀前温度为24 ℃工况下的阀内流场进行的瞬态数值模拟，给出了阀芯附近流场在不同时刻下的涡量云图。由图5可知，从环锥形流道中射出的高速流体，与阀腔两侧“角落”中积存的“静态”流体发生动量及能量交换后将形成一定厚度的射流剪切层。随着射流速度的增加，逐渐发展为湍射流，湍射流与周围流体相互作用将形成复杂的旋涡结构，当剪切层发展到不稳定状态时，旋涡将出现周期性的脱落，且涡脱落历时很短，为毫秒级。由于阀内的流道并非严格对称，左侧脱落的旋涡会全部撞击到阀腔壁面上，而右侧脱落的旋涡一部分撞击到阀腔内壁，其余部分则随主流流入出口流道内。因此阀内左侧旋涡脱落并与壁面碰撞的频率比右侧略大，对啸叫噪声产生起主导作用。

图5 阀内流场涡量数值模拟Fig.5 Numerical simulation of flow field vortices in the valve

由于旋涡的周期性脱落将产生高频压力脉动，并使流体出现周期性振荡现象，称为流体的自激振荡[17]。腔内流体的周期性振荡是由一种反馈现象[18]引起的。随着剪切层上旋涡的脱落，当脱落的旋涡以亚声速到达边缘的下游时产生声波，这些声波向上游传播并引起上游边缘附近的新的旋涡脱落，从而形成一个反馈回路。以上分析表明由于旋涡的周期性脱落而引起的高频压力脉动致使流体出现的周期性振荡可能是电子膨胀阀内啸叫的噪声源。

4.2 啸叫噪声源

流体自激振荡现象有明显的特征频率，斯特劳哈尔数St是描述这种具有特征频率的流体振荡行为的重要无量纲数，表达式如式(3)所示。

(3)

式中：f为流体自激振荡的特征频率，Hz；v为制冷剂节流速度，m/s；Lc为特征长度，mm；所选取的特征长度如图1(b)中d所示。

由式(3)可知，f与v密切相关。阀开度为700 pls时，流体自激振荡特征频率即啸叫噪声频率与节流速度的关系如图6所示。

图6 自激振荡特征频率与节流速度的关系Fig.6 Self-sustaining oscillation versus throttling speed

由图6可知，f随v大致呈线性变化，且该电子膨胀阀开度下的St在不同v下几乎保持为定值(St≈0.55)。

图7所示为不同电子膨胀阀开度下的St随啸叫频率和节流速度的变化关系。由图7可知，在相同阀开度下，St基本保持为一定值，且各个阀开度下的St均大于0.5。St随着电子膨胀阀开度的增加而增大，且随着电子膨胀阀开度的增大，能够产生啸叫噪声的工况也越来越少。大阀开度下产生啸叫时，对应的节流速度均较高；小开度时，当对应f和v均较低时，St明显增大。

图7 各开度下的斯特劳哈尔数Fig.7 St at each electronic expansion valve opening

上述实验结果说明流体内存在自激振荡现象。当空腔的Lc一定时，描述该空腔自激振荡的St为一定值[19]，且当St处于0.5～2.5时，流体剪切层处于不稳定状态，出现流体自激振荡现象，从而实验中电子膨胀阀在各个开度下均有啸叫噪声产生。

大开度下啸叫工况对应的v较高，分析原因为在Lc较大时，剪切层发展到不稳定状态要求更高的v，才会发生流体自激振荡行为。对于小开度、低v下的啸叫噪声工况，其啸叫噪声只出现在对应工况的初始阶段，系统稳定运行一段时间后，啸叫噪声将会减弱并消失，且由图6可知，其对应的St会有所偏高。分析原因为在v由高逐渐降低时，对应的v已经不足使得剪切层处于不稳定状态，但由于“惯性”周期性的旋涡脱落仍在继续，即仍旧保持着较高的振荡频率，从而由St的计算式可知，计算出的St将有所偏大；上述图7中出现的实验现象均可用流体自激振荡理论作出合理的解释，从而验证了电子膨胀阀内流体的周期性自激振荡为啸叫噪声源。

4.3 啸叫噪声声压级的变化规律

图8和图9分别为啸叫噪声声压级随啸叫频率及节流速度的变化，可以看出各个阀开度下的啸叫噪声声压级随f或v呈线性变化。对比两图可知,随着v的提高，各个阀开度下的啸叫噪声峰值f向高频方向移动，这与图6描述的结果一致。从两图中也可以看出各个阀开度下对应产生啸叫噪声的v与f范围是不同的。阀开度为1 440 pls时，只有v>3.0 m/s时才会产生啸叫噪声；而对于阀开度为700 pls时，产生啸叫噪声的v范围则较广为1.9～3.5 m/s。由图9还可知，在各个阀开度下，随着v的增大，声压级有明显的增加，阀开度为900 pls时，当v由2.5 m/s增至3.6 m/s时，声压级从47 dB显著增至57 dB；当v相同时，随着电子膨胀阀开度的增加声压级变大，例如v为3.0 m/s时，电子膨胀阀开度由700 pls增至1 100 pls时，啸叫噪声声压级由49 dB增至55 dB。

图8 各开度下声压级随啸叫噪声频率的变化Fig.8 Variation of sound pressure level with whistling noise frequency at each opening degree

图9 各开度下声压级随节流速度的变化Fig.9 Variation of sound pressure level with throttling speed at each opening degree

根据自激振荡理论，啸叫噪声是由不稳定剪切层上的旋涡周期脱落产生压力波动而引起，则在某一开度下，随着v的提高单位时间内剪切层上脱落旋涡次数将会有所增加，导致单位时间内旋涡脱落的数量及能量水平提高，从而啸叫噪声声压级和f对应增加。

图10所示为不同阀开度下啸叫噪声频率随节流速度的变化。由图10可知，v相同时，不同阀开度下对应的啸叫f变化较小；而由图9可知，相同v时，阀开度越大啸叫噪声声压级越大。这是因为当v一定时，在不同的阀开度下，不稳定剪切层上单位时间内旋涡脱落的次数相差较小，即f相差较小，但在较大的阀开度时，由于通过阀芯流体的质量流量增大则旋涡脱落的数量增多从而产生的啸叫噪声声压级变大。

图10 啸叫噪声频率随节流速度的变化Fig.10 Variation of whistling noise frequency with throttling speed

此外，由图8还可知，本文测得的电子膨胀阀在1 800～3 400 Hz范围内的啸叫噪声声压级均大于40 dB，不满足GB/T 7725—2004[20]提出的家用空调器室内机额定噪声值不得高于40 dB的要求，因此这些频率范围内的啸叫噪声均会对用户使用舒适性产生严重影响。

4.4 阀腔内啸叫噪声频率分布规律

针对本文所研究的电子膨胀阀阀腔结构，制冷剂流体流经环形阀芯孔流道后进入较大的阀腔，理论上构成了亥姆霍兹共振腔结构[21]。为验证啸叫噪声是否由制冷剂流体与电子膨胀阀阀内声腔耦合作用使得流体共振引起，需对电子膨胀阀内声腔声学共振频率进行计算。对于图1(b)所示的环锥形流道，其阀腔内声学共振频率[22]可由式(4)计算得出。

(4)

S=πr1r2

(5)

式中：C为制冷剂流体中声波的传播速度，m/s；h为环锥形流道的长度，m；V为阀腔体积，m3;L为阀腔长度，m；S为环锥形节流通道的等效面积，m2；r2和r1分别为环锥形流道上下表面的等效半径，m。

图11所示为计算得出的各个阀开度下的共振频率与对应阀开度下的最大啸叫噪声频率和最大噪声的关系。由图11可知，随着电子膨胀阀开度的增加，阀腔声学共振频率增大；在各开度下阀腔声学共振频率与对应开度下实验中出现的最大f较为接近；且在各开度下，f与共振频率最为接近时对应的啸叫噪声声压级也最大。

图11 不同开度下最大啸叫噪声频率及对应的共振频率Fig.11 The maximum whistling noise frequency and the corresponding resonance frequency under different opening degrees

电子膨胀阀内声腔共振频率相关结构尺寸变化会导致相应共振频率改变，也会影响f。电子膨胀阀开度变化会影响环锥形节流通道的等效面积S及节流通道的长度h，当电子膨胀阀开度增大时，S增大，h减小，则由式(3)可知共振频率增大；从而实验测得的各阀开度下最大f也随着共振频率增大而增大。

由亥姆赫兹共振理论可以解释图8、图10中出现的较大阀开度时，对应产生啸叫工况的v及f均较高的实验现象。根据亥姆霍兹共振原理，只有当由于旋涡周期性脱落引起的压力扰动频率与共振频率区部分重叠时，周期性的振动信号才能不断被放大，从而产生啸叫噪声。因此在大阀开度时，只有较高的v才能激励产生较高的涡脱落频率，从而与对应的阀内声腔产生共振，发出啸叫噪声。

根据图11中对比结果及赫姆霍兹共振理论对f分布规律的合理解释，可以认为电子膨胀阀内的啸叫噪声是由流体内不稳定剪切层上存在的周期性脱落涡产生的压力扰动与阀内声腔耦合产生共振所致。

5 结论

本文通过调控流经电子膨胀阀的制冷剂状态并对流动噪声进行测量分析，研究了啸叫噪声产生机理及其发声规律，得到如下结论：

1)电子膨胀阀内的制冷剂流经环锥形节流通道进入较大阀腔时会发生周期性的涡脱落，涡脱落产生的高频压力脉动致使流体出现的周期性振荡是电子膨胀阀内啸叫的噪声源；其发声特性是由节流通道构成的亥姆霍兹共振腔结构对共振频率附近的噪声源信号选择性放大的结果。

2)电子膨胀阀内制冷剂流速决定了阀内流体的涡脱落频率，较大的流速会提高涡脱落频率，从而增大啸叫噪声；在阀开度为700 pls的实验工况下，制冷剂节流速度由2.5 m/s增至3.0 m/s时，啸叫噪声声压级由45 dB增至56 dB。

3)相同制冷剂流速下电子膨胀阀的开度影响制冷剂流动时涡脱落的数量，阀开度增加会导致涡脱落的数量增加、啸叫噪声声压级提高。在制冷剂节流速度为3.0 m/s的实验工况下，电子膨胀阀开度由700 pls增至1 100 pls时，噪声声压级由49 dB增至55 dB。

4)通过改变阀腔结构以增大阀腔声学共振频率，使常见空调工况下因制冷剂冲击阀腔所引起的涡脱落频率低于阀内声学共振频率，可避免电子膨胀阀内啸叫噪声的产生。