電子膨脹閥內嘯叫噪聲特性及發聲規律的實驗研究

周紹華 詹飛龍 丁國良 孟建軍 王慶杰

(1 上海交通大學制冷與低溫研究所 上海 200240；2 海信日立空調系統有限公司 青島 266400)

多聯式空調系統因具有能效高[1-2]、安裝美觀和使用舒適等優點[3-4]，逐漸被用戶廣泛使用。在多聯式空調系統中，為控制流經各室內機的制冷劑質量流量，每臺室內機單元中均配有各自的電子膨脹閥。在制熱工況且閥前后有較大過冷度時，制冷劑流經室內機電子膨脹閥時會發出尖銳刺耳類似“口哨聲”的嘯叫噪聲，該噪聲將直接被室內用戶所接收，嚴重影響用戶的正常作息及使用舒適性。為消除上述噪聲，需了解其產生機理及發聲規律，從而指導降噪設計。

現有的針對電子膨脹閥內噪聲的研究主要為兩相流動噪聲[5-7]。該類研究中閥前的制冷劑過冷度一般很小或為氣液兩相狀態，節流后均為氣液兩相狀態，該類研究重點關注制冷劑兩相流型與噪聲大小及特征的對應關系。T. Umeda等[8]發現，當電子膨脹閥前兩相流型為彈狀流時，制冷劑流經電子膨脹閥時會產生“嘶嘶”聲且噪聲聲壓級最大；隨著制冷劑質量流量的增加，彈狀流逐漸轉變為穩定的環狀流后，噪聲明顯減弱。S. Hirakuni等[9]在電子膨脹閥進出口處直接安裝多孔金屬片以將彈狀流型轉變為泡狀流型，從而降低流動噪聲。電子膨脹閥內的兩相流動噪聲特征為“嘶嘶”聲，其噪聲源為氣泡的高頻振蕩，顯然與閥前后均有較大過冷度時產生的類似“口哨”聲的嘯叫噪聲存在本質區別。

嘯叫噪聲方面的研究主要集中于氣閥嘯叫噪聲[10-11]。K. Balatka等[12]使用紋影法對氮氣流經環錐型流道時的流動狀態進行了觀測。M. Nakano等[13]對嘯叫氣動錐型閥進行了實驗研究，發現當氣體沿著閥芯外沿順勢沖擊到閥腔內壁面時，會產生刺耳的類似“口哨聲”的噪聲。由于氮氣等氣體與制冷劑物性方面的巨大差異，顯然氣動錐閥內嘯叫噪聲產生機理及其發聲規律無法應用于流經液態制冷劑的電子膨脹閥中。

嘯叫噪聲的產生與閥前后制冷劑狀態、制冷劑質量流量等參數密切相關，因此對閥前后制冷劑狀態及質量流量的精確測量與控制是對其產生嘯叫噪聲研究的前提。家用多聯式空調機組在用戶端使用或企業研發時，無法對流經各室內機的制冷劑質量流量、制冷劑狀態等參數進行精確測量與控制，導致無法對出現的嘯叫噪聲進行復現，從而難以分析嘯叫噪聲的發聲原因。

本文的目的是對電子膨脹閥內嘯叫噪聲的發聲特性進行實驗分析，并掌握嘯叫噪聲的發聲規律。通過搭建用于研究電子膨脹閥內嘯叫噪聲的制冷劑系統實驗臺，可以對流經電子膨脹閥的制冷劑質量流量、閥前后的制冷劑狀態參數進行精確控制與測量，同時將電子膨脹閥放置在隔音箱內，對其產生的嘯叫噪聲進行測量分析。

1 嘯叫噪聲產生機理的研究思路

家用多聯空調器中常用的電子膨脹閥結構示意圖及關鍵尺寸參數如圖1所示。研究嘯叫噪聲產生機理及其發聲規律的思路如下：

L閥腔長度；D閥前縮口內徑；h閥針頂端與閥腔底面距離；d環錐形節流通道最窄距離；r1環錐形節流通道進口等效半徑；r2環錐形節流通道出口等效半徑；α閥針錐角。圖1 電子膨脹閥結構Fig.1 Structure of electronic expansion valve

1)設計并搭建電子膨脹閥嘯叫噪聲測試實驗臺，能夠實現對電子膨脹閥嘯叫噪聲頻譜和聲壓級特性的測試和采集；

2)在不同制冷劑工況和閥開度條件下，對電子膨脹閥的噪聲特性進行采集，找到產生嘯叫噪聲的制冷劑工況和閥開度范圍；

3)結合上述實驗數據，基于流體自持振蕩理論和亥姆霍茲共振腔理論對嘯叫噪聲的發聲機理進行分析，最終明確電子膨脹閥嘯叫噪聲的發聲規律。

2 嘯叫噪聲測試方法

2.1 實驗方法

實驗臺主要包括制冷劑流動控制段和噪聲測試段，原理如圖2(a)所示。

制冷劑流動控制段可以對流經電子膨脹閥的制冷劑質量流量、閥前后壓力溫度進行調節控制。工作流程：壓縮機排出的高溫高壓制冷劑蒸氣經油分后在冷凝器中冷卻至過冷狀態，隨后過冷的制冷劑分別流入主回路和旁通回路，主回路內的制冷劑經質量流量計測得流量后進入噪聲測試段，然后與旁通回路內的制冷劑匯合；制冷劑旁通回路是用來輔助調節流經主回路的制冷劑流量，來自冷凝器中的部分制冷劑直接通過旁通閥節流，然后與主路制冷劑匯合進入蒸發器蒸發后被壓縮機吸入，完成循環。

噪聲測試段由隔音箱、傳聲器及信號采集系統組成，能夠對嘯叫噪聲的聲壓級及頻譜特征進行測量分析，如圖2(b)所示。為隔斷外界環境噪聲的干擾，電子膨脹閥和傳聲器置于隔音箱內，通過傳聲器對隔音箱內的電子膨脹閥發出的嘯叫噪聲進行采集分析。傳聲器放置在與電子膨脹閥側管相同的軸線上，并與電子膨脹閥的距離保持20 cm。

1壓縮機；2壓縮機油分；3冷凝器(板式)；4冷水機組；5質量流量計；6截止閥；7壓力調節閥；8傳聲器；9電子膨脹閥；10隔音箱；11充注口；12流量調節閥；13旁通閥；14蒸發器(板式)；15電加熱系統；16氣液分離器。圖2 電子膨脹閥嘯叫噪聲測試裝置Fig.2 Electronic expansion valve whistling noise test device

2.2 實驗工況

實驗過程中通過調節壓縮機頻率、流量調節閥以及旁通閥來協同控制制冷劑質量流量；通過調節冷凝器中的進水溫度和壓力調節閥對制冷劑的閥前壓力及過冷度進行控制。

實驗工況基本覆蓋了家用多聯空調機組運行時可能出現的情況。具體調節的實驗參數及范圍如表1所示。

表1 實驗設計工況Tab.1 Test design working conditions

3 數據處理與誤差分析

實驗中需要直接測量并控制的實驗參數包括制冷劑質量流量、閥前后的溫度壓力，以及隔音箱內電子膨脹閥產生的嘯叫噪聲聲壓級及對應嘯叫噪聲頻率。上述直接測量參數的誤差通過實驗儀器精度可得。間接計算參數包括流經電子膨脹閥閥芯的制冷劑流速即節流速度，通過溫度壓力傳感器可以確定流經電子膨脹閥時的制冷劑密度，結合制冷劑質量流量，可以計算得到制冷劑節流速度v(m/s)，如式(1)所示。

(1)

式中：Qm為制冷劑質量流量，kg/s；D為節流前縮口寬度，m；α為閥錐角度，(°)；h為閥針頂端與閥腔底面的距離，m；ρ為制冷劑密度，kg/m3；h值與電子膨脹閥開度相對應，并通過閥開度調節工裝進行調節控制。間接計算參數的誤差通過R. J. Moffat[14]方法可得，如式(2)所示。

(2)

其中，密度ρ可通過實驗測量溫度和壓力值并再通過NIST 9.1查得，δρ/ρ可由溫度和壓力傳感器的測量精度計算得出。各儀器測量精度及計算參數誤差如表2所示。

表2 儀器測量精度及計算參數誤差分析Tab.2 Uncertainties of direct measurements and experimental parameters

4 實驗結果與討論

4.1 嘯叫噪聲的頻譜特征

圖3所示為電子膨脹閥開度為700 pls、節流速度為3.23 m/s時測得的電子膨脹閥內嘯叫噪聲的頻譜圖。由圖3可知，嘯叫噪聲的頻譜圖具有明顯的峰狀特征。具有峰狀頻譜分布特征的流動激勵噪聲只可能是空化噪聲和流體脈動噪聲[15]。

圖3 嘯叫噪聲信號頻譜Fig.3 The spectrum of whistling noise signal

圖4所示為不同開度下，閥前后壓差隨制冷劑質量流量的變化。由圖4可知，嘯叫工況下閥前后的最大壓差僅為0.12 MPa，同時各工況下閥前后的過冷度均在10 ℃以上；且根據空化噪聲理論[16]計算得到的空化噪聲頻率約為10 000 Hz，而圖3中的嘯叫噪聲頻率為2 632 Hz。綜上可知該嘯叫噪聲為流體脈動噪聲。

圖4 閥前后壓差隨質量流量的變化Fig.4 Variation of differential pressure before and after the valve with mass flow rate

圖5所示為對閥開度為700 pls、質量流量為55.5 kg/h、閥前壓力為1.8 MPa、閥前溫度為24 ℃工況下的閥內流場進行的瞬態數值模擬，給出了閥芯附近流場在不同時刻下的渦量云圖。由圖5可知，從環錐形流道中射出的高速流體，與閥腔兩側“角落”中積存的“靜態”流體發生動量及能量交換后將形成一定厚度的射流剪切層。隨著射流速度的增加，逐漸發展為湍射流，湍射流與周圍流體相互作用將形成復雜的旋渦結構，當剪切層發展到不穩定狀態時，旋渦將出現周期性的脫落，且渦脫落歷時很短，為毫秒級。由于閥內的流道并非嚴格對稱，左側脫落的旋渦會全部撞擊到閥腔壁面上，而右側脫落的旋渦一部分撞擊到閥腔內壁，其余部分則隨主流流入出口流道內。因此閥內左側旋渦脫落并與壁面碰撞的頻率比右側略大，對嘯叫噪聲產生起主導作用。

圖5 閥內流場渦量數值模擬Fig.5 Numerical simulation of flow field vortices in the valve

由于旋渦的周期性脫落將產生高頻壓力脈動，并使流體出現周期性振蕩現象，稱為流體的自激振蕩[17]。腔內流體的周期性振蕩是由一種反饋現象[18]引起的。隨著剪切層上旋渦的脫落，當脫落的旋渦以亞聲速到達邊緣的下游時產生聲波，這些聲波向上游傳播并引起上游邊緣附近的新的旋渦脫落，從而形成一個反饋回路。以上分析表明由于旋渦的周期性脫落而引起的高頻壓力脈動致使流體出現的周期性振蕩可能是電子膨脹閥內嘯叫的噪聲源。

4.2 嘯叫噪聲源

流體自激振蕩現象有明顯的特征頻率，斯特勞哈爾數St是描述這種具有特征頻率的流體振蕩行為的重要無量綱數，表達式如式(3)所示。

(3)

式中：f為流體自激振蕩的特征頻率，Hz；v為制冷劑節流速度，m/s；Lc為特征長度，mm；所選取的特征長度如圖1(b)中d所示。

由式(3)可知，f與v密切相關。閥開度為700 pls時，流體自激振蕩特征頻率即嘯叫噪聲頻率與節流速度的關系如圖6所示。

圖6 自激振蕩特征頻率與節流速度的關系Fig.6 Self-sustaining oscillation versus throttling speed

由圖6可知，f隨v大致呈線性變化，且該電子膨脹閥開度下的St在不同v下幾乎保持為定值(St≈0.55)。

圖7所示為不同電子膨脹閥開度下的St隨嘯叫頻率和節流速度的變化關系。由圖7可知，在相同閥開度下，St基本保持為一定值，且各個閥開度下的St均大于0.5。St隨著電子膨脹閥開度的增加而增大，且隨著電子膨脹閥開度的增大，能夠產生嘯叫噪聲的工況也越來越少。大閥開度下產生嘯叫時，對應的節流速度均較高；小開度時，當對應f和v均較低時，St明顯增大。

圖7 各開度下的斯特勞哈爾數Fig.7 St at each electronic expansion valve opening

上述實驗結果說明流體內存在自激振蕩現象。當空腔的Lc一定時，描述該空腔自激振蕩的St為一定值[19]，且當St處于0.5～2.5時，流體剪切層處于不穩定狀態，出現流體自激振蕩現象，從而實驗中電子膨脹閥在各個開度下均有嘯叫噪聲產生。

大開度下嘯叫工況對應的v較高，分析原因為在Lc較大時，剪切層發展到不穩定狀態要求更高的v，才會發生流體自激振蕩行為。對于小開度、低v下的嘯叫噪聲工況，其嘯叫噪聲只出現在對應工況的初始階段，系統穩定運行一段時間后，嘯叫噪聲將會減弱并消失，且由圖6可知，其對應的St會有所偏高。分析原因為在v由高逐漸降低時，對應的v已經不足使得剪切層處于不穩定狀態，但由于“慣性”周期性的旋渦脫落仍在繼續，即仍舊保持著較高的振蕩頻率，從而由St的計算式可知，計算出的St將有所偏大；上述圖7中出現的實驗現象均可用流體自激振蕩理論作出合理的解釋，從而驗證了電子膨脹閥內流體的周期性自激振蕩為嘯叫噪聲源。

4.3 嘯叫噪聲聲壓級的變化規律

圖8和圖9分別為嘯叫噪聲聲壓級隨嘯叫頻率及節流速度的變化，可以看出各個閥開度下的嘯叫噪聲聲壓級隨f或v呈線性變化。對比兩圖可知,隨著v的提高，各個閥開度下的嘯叫噪聲峰值f向高頻方向移動，這與圖6描述的結果一致。從兩圖中也可以看出各個閥開度下對應產生嘯叫噪聲的v與f范圍是不同的。閥開度為1 440 pls時，只有v>3.0 m/s時才會產生嘯叫噪聲；而對于閥開度為700 pls時，產生嘯叫噪聲的v范圍則較廣為1.9～3.5 m/s。由圖9還可知，在各個閥開度下，隨著v的增大，聲壓級有明顯的增加，閥開度為900 pls時，當v由2.5 m/s增至3.6 m/s時，聲壓級從47 dB顯著增至57 dB；當v相同時，隨著電子膨脹閥開度的增加聲壓級變大，例如v為3.0 m/s時，電子膨脹閥開度由700 pls增至1 100 pls時，嘯叫噪聲聲壓級由49 dB增至55 dB。

圖8 各開度下聲壓級隨嘯叫噪聲頻率的變化Fig.8 Variation of sound pressure level with whistling noise frequency at each opening degree

圖9 各開度下聲壓級隨節流速度的變化Fig.9 Variation of sound pressure level with throttling speed at each opening degree

根據自激振蕩理論，嘯叫噪聲是由不穩定剪切層上的旋渦周期脫落產生壓力波動而引起，則在某一開度下，隨著v的提高單位時間內剪切層上脫落旋渦次數將會有所增加，導致單位時間內旋渦脫落的數量及能量水平提高，從而嘯叫噪聲聲壓級和f對應增加。

圖10所示為不同閥開度下嘯叫噪聲頻率隨節流速度的變化。由圖10可知，v相同時，不同閥開度下對應的嘯叫f變化較??；而由圖9可知，相同v時，閥開度越大嘯叫噪聲聲壓級越大。這是因為當v一定時，在不同的閥開度下，不穩定剪切層上單位時間內旋渦脫落的次數相差較小，即f相差較小，但在較大的閥開度時，由于通過閥芯流體的質量流量增大則旋渦脫落的數量增多從而產生的嘯叫噪聲聲壓級變大。

圖10 嘯叫噪聲頻率隨節流速度的變化Fig.10 Variation of whistling noise frequency with throttling speed

此外，由圖8還可知，本文測得的電子膨脹閥在1 800～3 400 Hz范圍內的嘯叫噪聲聲壓級均大于40 dB，不滿足GB/T 7725—2004[20]提出的家用空調器室內機額定噪聲值不得高于40 dB的要求，因此這些頻率范圍內的嘯叫噪聲均會對用戶使用舒適性產生嚴重影響。

4.4 閥腔內嘯叫噪聲頻率分布規律

針對本文所研究的電子膨脹閥閥腔結構，制冷劑流體流經環形閥芯孔流道后進入較大的閥腔，理論上構成了亥姆霍茲共振腔結構[21]。為驗證嘯叫噪聲是否由制冷劑流體與電子膨脹閥閥內聲腔耦合作用使得流體共振引起，需對電子膨脹閥內聲腔聲學共振頻率進行計算。對于圖1(b)所示的環錐形流道，其閥腔內聲學共振頻率[22]可由式(4)計算得出。

(4)

S=πr1r2

(5)

式中：C為制冷劑流體中聲波的傳播速度，m/s；h為環錐形流道的長度，m；V為閥腔體積，m3;L為閥腔長度，m；S為環錐形節流通道的等效面積，m2；r2和r1分別為環錐形流道上下表面的等效半徑，m。

圖11所示為計算得出的各個閥開度下的共振頻率與對應閥開度下的最大嘯叫噪聲頻率和最大噪聲的關系。由圖11可知，隨著電子膨脹閥開度的增加，閥腔聲學共振頻率增大；在各開度下閥腔聲學共振頻率與對應開度下實驗中出現的最大f較為接近；且在各開度下，f與共振頻率最為接近時對應的嘯叫噪聲聲壓級也最大。

圖11 不同開度下最大嘯叫噪聲頻率及對應的共振頻率Fig.11 The maximum whistling noise frequency and the corresponding resonance frequency under different opening degrees

電子膨脹閥內聲腔共振頻率相關結構尺寸變化會導致相應共振頻率改變，也會影響f。電子膨脹閥開度變化會影響環錐形節流通道的等效面積S及節流通道的長度h，當電子膨脹閥開度增大時，S增大，h減小，則由式(3)可知共振頻率增大；從而實驗測得的各閥開度下最大f也隨著共振頻率增大而增大。

由亥姆赫茲共振理論可以解釋圖8、圖10中出現的較大閥開度時，對應產生嘯叫工況的v及f均較高的實驗現象。根據亥姆霍茲共振原理，只有當由于旋渦周期性脫落引起的壓力擾動頻率與共振頻率區部分重疊時，周期性的振動信號才能不斷被放大，從而產生嘯叫噪聲。因此在大閥開度時，只有較高的v才能激勵產生較高的渦脫落頻率，從而與對應的閥內聲腔產生共振，發出嘯叫噪聲。

根據圖11中對比結果及赫姆霍茲共振理論對f分布規律的合理解釋，可以認為電子膨脹閥內的嘯叫噪聲是由流體內不穩定剪切層上存在的周期性脫落渦產生的壓力擾動與閥內聲腔耦合產生共振所致。

5 結論

本文通過調控流經電子膨脹閥的制冷劑狀態并對流動噪聲進行測量分析，研究了嘯叫噪聲產生機理及其發聲規律，得到如下結論：

1)電子膨脹閥內的制冷劑流經環錐形節流通道進入較大閥腔時會發生周期性的渦脫落，渦脫落產生的高頻壓力脈動致使流體出現的周期性振蕩是電子膨脹閥內嘯叫的噪聲源；其發聲特性是由節流通道構成的亥姆霍茲共振腔結構對共振頻率附近的噪聲源信號選擇性放大的結果。

2)電子膨脹閥內制冷劑流速決定了閥內流體的渦脫落頻率，較大的流速會提高渦脫落頻率，從而增大嘯叫噪聲；在閥開度為700 pls的實驗工況下，制冷劑節流速度由2.5 m/s增至3.0 m/s時，嘯叫噪聲聲壓級由45 dB增至56 dB。

3)相同制冷劑流速下電子膨脹閥的開度影響制冷劑流動時渦脫落的數量，閥開度增加會導致渦脫落的數量增加、嘯叫噪聲聲壓級提高。在制冷劑節流速度為3.0 m/s的實驗工況下，電子膨脹閥開度由700 pls增至1 100 pls時，噪聲聲壓級由49 dB增至55 dB。

4)通過改變閥腔結構以增大閥腔聲學共振頻率，使常見空調工況下因制冷劑沖擊閥腔所引起的渦脫落頻率低于閥內聲學共振頻率，可避免電子膨脹閥內嘯叫噪聲的產生。