流体机械

测试仪器	测试量程	测试精度	测试参数
科氏流量计（E+H）	0~250 kg/h	+0.5%	质量流量
T型热电偶	-100~200 ℃	±0.3 ℃	阀前/阀后温度
压力变送器（罗斯蒙特）	0~10 MPa	±0.075%	阀前/阀后压力
麦克风传感器（I437L）	10~20 000 Hz	±10 Hz	噪声频谱

测试仪器

测试量程

测试精度

测试参数

科氏流量计（E+H）

0~250 kg/h

+0.5%

质量流量

T型热电偶

-100~200 ℃

±0.3 ℃

阀前/阀后温度

压力变送器（罗斯蒙特）

0~10 MPa

±0.075%

阀前/阀后压力

麦克风传感器（I437L）

10~20 000 Hz

±10 Hz

噪声频谱

测试仪器	测试量程	测试精度	测试参数
科氏流量计（E+H）	0~250 kg/h	+0.5%	质量流量
T型热电偶	-100~200 ℃	±0.3 ℃	阀前/阀后温度
压力变送器（罗斯蒙特）	0~10 MPa	±0.075%	阀前/阀后压力
麦克风传感器（I437L）	10~20 000 Hz	±10 Hz	噪声频谱

测试仪器

测试量程

测试精度

测试参数

科氏流量计（E+H）

0~250 kg/h

+0.5%

质量流量

T型热电偶

-100~200 ℃

±0.3 ℃

阀前/阀后温度

压力变送器（罗斯蒙特）

0~10 MPa

±0.075%

阀前/阀后压力

麦克风传感器（I437L）

10~20 000 Hz

±10 Hz

噪声频谱

多联式室内机电子膨胀阀制热高频噪声分析与降噪设计

杜明龙 , 刘坤 , 高玉泽

流体机械 | 应用技术 2026,54(6): 104-111

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流体机械 |应用技术 2026 , 54 (6) : 104 -111

多联式室内机电子膨胀阀制热高频噪声分析与降噪设计

全屏

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杜明龙（1985），男，硕士，主要从事空调系统减振降噪设计等方面研究，通信地址：266510山东省青岛市经济技术开发区前湾港路218号青岛海信日立空调系统有限公司，E-mail：duminglong@hisenssehitachi.com。

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杜明龙, 刘坤, 高玉泽

作者信息

青岛海信日立空调系统有限公司，山东青岛 266510

作者简介:

Analysis and noise reduction design of high‑frequency noise in electronic expansion valves for multi‑split indoor units in heating mode

Minglong DU, Kun LIU, Yuze GAO

Affiliations

Qingdao Hisense Hitachi Air‑conditioning Systems Co.，Ltd.，Qingdao 266510，China

出版时间: 2026-06-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.013

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摘要

收起

针对多联式室内机制热工况5 200 Hz的异常噪声问题，搭建电子膨胀阀单体测试装置，明确电子膨胀阀高频噪声的发声条件。采用大涡模拟与Schnerr-Sauer空化模型，计算电子膨胀阀内部蒸汽体积分数时间变化历程与压力脉动频谱；应用声学有限元法计算电子膨胀阀内部空腔模态。结果表明，冷媒流经电子膨胀阀节流区域后，局部产生明显涡流，涡流中心区域的局部低压小于当地饱和蒸汽压力，发生局部闪蒸空化；空化产生的压力脉动频率与阀腔5 237 Hz的声腔模态耦合，放大该频率附近的压力脉动并辐射噪声。阀座采用倒角导流设计与增加缓冲腔的方案，有效地抑制了空化现象，消除了制热高频噪声。

关键词

多联机 / 室内机 / 电子膨胀阀 / 高频噪声 / 空化 / 声腔模态

Abstract

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To address the issue of abnormal noise at 5 200 Hz occurring in variable refrigerant flow （VRF） indoor units under heating operation，a dedicated test bench for the electronic expansion valve （EEV） was constructed to identify the excitation conditions responsible for this high‑frequency noise.Large eddy simulation （LES），coupled with the Schnerr‑Sauer cavitation model，was employed to compute the temporal evolution of the vapor volume fraction inside the EEV and the corresponding pressure fluctuation spectrum.Additionally，the acoustic finite element method was applied to determine the acoustic cavity modes within the valve chamber.The results indicate that after the refrigerant passes through the throttling region of the EEV，pronounced localized vortices are generated.The pressure at the vortex core drops below the local saturation vapor pressure，triggering localized flash cavitation.The pressure fluctuation frequency induced by cavitation couples with the acoustic cavity mode of the valve chamber at 5 237 Hz，thereby amplifying pressure pulsations near that frequency and radiating audible noise.To mitigate this issue，a chamfered flow‑guiding design on the valve seat and the addition of a buffer chamber were implemented.These modifications effectively suppress cavitation and eliminate the high‑frequency noise during heating operation.

Key words

variable refrigerant flow system / indoor unit / electronic expansion valve / high‑frequency noise / cavitation / acoustic cavity mode

引用本文

杜明龙, 刘坤, 高玉泽. 多联式室内机电子膨胀阀制热高频噪声分析与降噪设计. 流体机械, 2026 , 54 (6) : 104 -111 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.013

Minglong DU, Kun LIU, Yuze GAO. Analysis and noise reduction design of high‑frequency noise in electronic expansion valves for multi‑split indoor units in heating mode[J]. Fluid Machinery, 2026 , 54 (6) : 104 -111 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.013

正文

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0　引言

收起

多联式空调（热泵）机组（以下简称多联机）因其室内机独立控制，装修美观，占用空间小等优势，在家用中央空调领域（尤其高端住宅）被广泛应用^［1-2］。电子膨胀阀作为室内机的节流机构，根据环境温度与压缩机频率的变化，实时调整室内机的冷媒流量，被广泛用于变频多联机室内机中^［3］。然而，电子膨胀阀节流时往往发生制冷剂的空化、紊流、回流、漩涡等，极易产生流致噪声^［4］，其中尖锐的单频噪声直接辐射至人耳，经常在市场端引起用户的噪声投诉。因此，近年来对电子膨胀阀单体单频自激噪声发声机理与优化设计的研究越来越多。

刘艳涛等^［5］针对空调器电子膨胀阀气液两相流的流动噪声，对流路中的流型调整器进行优化设计，消除了2 000 Hz处的单峰值，总体噪声声压级降低6.88 dB。WANG等^［6］对电子膨胀阀两相流噪声进行研究，发现阀开度12%~20%时，噪声主要集中在10~20 kHz；阀开度22%~30%时，高频带的噪声逐渐扩散到低频带；阀开度为32%~40%时，低频和高频的噪声随着阀开度的增加而显著增加。周绍华等^［7］对电子膨胀阀尖锐啸叫噪声进行试验研究，明确电子膨胀阀在不同冷媒流速下出现1 800~3 400 Hz范围内的单频啸叫噪声的原因：阀内流体高频压力脉动引起的流体周期性振荡，阀腔内空间声腔共振放大压力脉动导致。吴俊鸿等^［8］应用斯特劳哈尔数计算制热模式下室外机电子膨胀阀的啸叫声的噪声频率，理论计算与噪声测试频率的误差在10%以内，明确高速气流冲击孔腔表面导致高频啸叫声；通过增加入口倒角、调整阀孔出口数量、优化控制逻辑、降低阀前压力，消除了3.1，4.6，6.3，7.8 kHz频率下的啸叫声。

电子膨胀阀流致噪声涉及工作介质相变、湍流、阀腔共振、工作介质流向、流固耦合等领域^［9-12］，单频自激噪声的发声机理与环境工况均不相同，本文针对多联式室内机启动与室数切换过程中室内机电子膨胀阀单体辐射5 200 Hz附近的高频噪声投诉情况，搭建电子膨胀阀单体的测试工装，明确制热高频噪声的发声条件；根据发声条件，应用有限体积法与声学有限元法分别计算电子膨胀阀内部流场与声腔模态，分析制热高频噪声的发声机理并制定有效的改善措施，提升产品竞争力。

1　制热高频声复现测试

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为确定制热高频噪声的噪声源及发声条件，外置电子膨胀阀，并在其前后增加冷媒流量计、热电偶、压力变送器与视液镜，复现制热高频声工况。测试工装与冷媒循环系统冷媒流向如图1所示，测试设备规格与精度见表1。

电子膨胀阀外置后，使用专用开关阀工装，对电子膨胀阀的开度从0~100%进行单独控制，在电子膨胀阀阀开度30%，压缩机运转频率30 Hz时，电子膨胀阀本体产生短暂的高频噪声，此时，电子膨胀阀前后均为纯液态冷媒，质量流量为80 kg/h，阀前压力为2.197 MPa，阀前温度为34.4 ℃；阀后压力为2.135 MPa，阀后温度为18.4 ℃。当电子膨胀阀后视液镜出现气泡的瞬间，制热高频噪声消失。

2　制热高频声机理分析

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电子膨胀阀结构如图2所示，其流道设计主要包括阀针、阀座、进口管与出口管^［13］，其中，仅阀针为上下运动器件，阀针活动行程与电子膨胀阀开度成正相关，电子膨胀阀开度固定后，各元器件均为静止状态，故高频声的主要激励源来自流体流经流道时产生的压力脉动。电子膨胀阀阀针类似悬臂梁设计，流体压力脉动作用在阀针尖端位置，极易发生阀针共振并辐射结构噪声。利用有限元方法计算阀针的共振模态，发现电子膨胀阀阀针1阶固有频率在2 800 Hz附近，9 000 Hz内无其他共振频率点，而电子膨胀阀制热高频噪声频率在5 200 Hz附近，远离电子膨胀阀阀针的共振频率，故排除电子膨胀阀制热高频声与阀针共振的相关性。

电子膨胀阀作为节流装置，在小开度时节流部位（阀针尖端与阀座配合位置处）的流速与压力梯度变化剧烈^［14］。当电子膨胀阀内部局部压力小于当地流体温度对应的饱和蒸汽压时，在局部产生空化闪蒸现象^［15］。制热高频噪声发生时，虽然阀前与阀后的冷媒状态为液相，但电子膨胀阀阀后温度降低16 ℃，冷媒在流经电子膨胀阀内部流道过程中出现局部空化吸热现象，在电子膨胀阀内部经历了气泡的初生、生长、发展和溃灭，产生剧烈的压力脉动。

2.1　电子膨胀阀内部流场解析

为捕捉冷媒R410A流经电子膨胀阀内部过程中局部瞬态湍流引起的空化区域，采用大涡模拟对阀腔内部的流场进行解析计算，获得电子膨胀阀内部压力的空间与时间分布；采用Schnerr-Sauer模型捕捉空化现象，分析电子膨胀阀内部空化位置与空化形态的时变特征，明确电子膨胀阀高频噪声的发声机理。

大涡模拟能够描述小尺度湍流流动且计算量较小，经过空间滤波处理，将湍流分解为可解尺度的大尺度湍流与不可解尺度的小尺度湍流，得到Navier-Stokes方程表达式^［16-17］如下：

∂ u ¯ i ∂ x i = 0

（1）

∂ u ¯ i ∂ t + ∂ u ¯ i u ¯ j ∂ x j = - ∂ ∂ x i P ¯ ρ + τ k k 3 + ∂ ∂ x j v + v t ∂ u ¯ i ∂ x j + ∂ u ¯ j ∂ x i

（2）

式中，

u i

为

i

方向的速度分量；

i, j = 1,2, 3

；

u ¯ i

为

i

方向滤波后的平均速度分量；

P ¯

为滤波后流体平均压力；

ρ

为流体密度；

τ k k

为亚格子应力

τ i j

的迹；

v

为流体的运动黏性系数；

v t

为亚格子涡黏性系数，采用Smagorinsky-Lilly亚格子模型进行计算。

常用多相流模型有流体体积模型、混合模型、欧拉模型，其中，混合模型在某一控制体积的体积分数中，可以允许不同相之间相互穿插，更适用于两相流动，故采用混合模型计算空化过程。考虑到气液两相之间的相变过程和湍流压力脉动对气化压力的影响，选择Schnerr-Sauer模型^［10］进行计算。

当

P v ≥ P x

时，表示蒸发过程，计算式如下：

R e = ρ v ρ l ρ m α v (1 - α v) 3 R B 2 (P v - P x) 3 ρ l

（3）

当

P v < P x

时，表示凝结过程，计算式如下：

R c = ρ v ρ l ρ m α v (1 - α v) 3 R B 2 (P x - P v) 3 ρ l

（4）

式中，

P v

为液相在相应温度下的饱和蒸汽压力；

P x

为流体压力；

R e

为蒸发相生成率；

ρ v

为气相密度；

ρ l

为液相密度；

ρ m

为混合相密度；

α v

为气相体积分数；

R B

为空泡半径；

R c

为凝结相生成率。

电子膨胀阀三维模型为面对称分布，为节省计算资源与时间，以30%开度确定阀针位置，提取电子膨胀阀内部流体域（见图2中红框区域），以进口管中心轴与出口管中心轴建立对称面，将流体域剖分成1/2仿真模型。为减小进出口参数对仿真精度的影响，进出口均加长60 mm。计算域的离散程度直接影响求解计算的精度，考虑到阀芯与阀座节流配合区域压力与速度梯度变化大，对该区域网格进行局部加密处理；采用4种不同的网格尺寸，网格数量分别为287 804，290 581，318 542，397 180，电子膨胀阀出口平均质量流量误差在0.3%以内，且大涡模拟计算量大，为保证计算速度域的计算精度，选择网格数为29万的网格进行计算。沿电子膨胀阀阀针轴向，间隔

∆ α = 30 °

建立切面，用于分析电子膨胀阀内部压力场、速度场以及蒸气相体积分数，如图3所示。

以液相为主相，气相为第二相，计算不同时刻下冷媒流经电子膨胀阀内部气相体积分数，分析电子膨胀阀内部气泡群的时间与空间分布，蒸气相体积分数≥20%等值面包络的气泡区域随时间变化的结果如图4所示。

分析流体域蒸汽体积分数的时变发展历程，可以发现，在一个空化周期内电子膨胀阀内部经历气泡群产生、生长、发展和溃灭过程。在初始时刻t=0.000 32 s时，气泡群约在α=60°的剖面位置产生，此时，空化程度较低，最大蒸汽体积相分数为26.3%；t=0.002 52 s时，空化区域沿电子膨胀阀阀针周向向阀座后方发展，空化区域沿阀针轴向分布，在α=90°位置处空化最严重，最大蒸汽体积分数为63.6%，同时在阀座后端（α=180°）开始出现新的局部空化区域；t=0.003 52 s时，空化区域继续沿电子膨胀阀阀针周向向后发展并与阀座后端空化区域连通，在阀座后端α=150°~180°位置处，最大蒸汽体积分数为78.2%；t=0.003 88 s时，阀座后端空化区域增加且向上发展，α=120°位置附近最大蒸汽体积分数为87.3%，在整个空化周期内达到极值；t=0.004 32 s时，气泡群分离，并溃灭成多个子空化区域，在α=180°位置处，阀针锥角顶部最大蒸汽体积分数为69.2%；t=0.005 06 s时，气泡基本溃灭，仅在阀座后端存在微小气泡，此处的蒸汽体积分数最大为41.7%。

从电子膨胀阀内部空化区域演变的时间历程发现，冷媒流经电子膨胀阀内部空间短暂地出现局部空化现象，在0.004 s的空化周期内出现气泡的产生与溃灭，在溃灭的瞬间空泡尺寸趋于0，产生激波，导致压力升高，极易出现峰值噪声^［18-19］。

由蒸汽体积分数等值面明确空化区域发展的时间与空间历程后，通过解析流体域的速度矢量分布，进一步分析电子膨胀阀阀腔内部空化原因。0.002 52~0.003 88 s时间段内空化程度高，该时间段的空间速度矢量图如图5所示。通过分析发现，冷媒流经节流位置时，速度发生突变，最大流速能够达到23 m/s，高速流体流经节流位置后沿电子膨胀阀阀针外表面向上流动，电子膨胀阀阀座后端直角位置处流速过低，导致在阀座后端出现明显涡流，涡流中心区域为低压区域，该区域的压力值低于对应的饱和蒸汽压力时，产生局部空化。

空化周期内空化区域的相态变化剧烈并产生压力脉动，采集电子膨胀阀内部压力监控点P1位置处（见图2）压力变化的时间历程并进行傅里叶频谱计算分析，电子膨胀阀内部压力脉动的频谱如图6所示。

2.2　电子膨胀阀内部空腔模态仿真

电子膨胀阀内部流体域为空腔结构，当电子膨胀阀内空化产生的高频压力脉动频率与阀腔内部的声腔模态频率相近时，极易产生声腔共振。故应用声学有限元法对电子膨胀阀内部流体域进行离散，保证最大计算频率的声波波长至少包含6个声学单元^［20-22］，进而完成电子膨胀阀内部流体域的声腔模态计算。

如图7所示，电子膨胀阀在30%开度下存在5 237 Hz的声腔模态。综上所述，电子膨胀阀空化过程在共振频率附近存在明显压力脉动峰值，声腔共振放大电子膨胀阀内部在共振频率附近的压力脉动，压力脉动透过电子膨胀阀本体壁面，向空气辐射高频噪声。

3　电子膨胀阀优化设计

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电子膨胀阀阀座底座直角设计导致流体域局部空化，同时电子膨胀阀作为节流器件，其阀门开度-流量曲线是影响多联机性能的重要参数，为减少对整机联机性能的影响，对电子膨胀阀阀座底部的流场进行局部优化设计，在阀座底座直角处采用倒角设计，如图8所示，通过倒角设计对节流后流路进行导流，避免在阀座位置出现局部涡流。

导流后，阀座后端局部涡流消失，但冷媒沿阀针壁面向顶部流动，再从顶部回流至出口管，导致阀针与出口管仍出现涡流并发生持续的空化，且在5 221 Hz存在声腔模态共振，极易产生并辐射空化高频噪声，如图9所示。为进一步消除阀腔内部的局部涡流，抑制电子膨胀阀内部局部空化，将上述电子膨胀阀优化方案的后端开孔1 mm，增加缓冲阀腔（如图10所示），冷媒流经节流位置后向开孔空腔流动，消除了阀腔内部涡流，在整个阀腔内部与进出管口均未发生明显空化现象（如图11所示）。

增加缓冲腔后，阀腔在5 217 Hz附近仍存在声腔共振模态，但随着阀腔内部因空化产生的压力脉动激励源消失，可有效地降低或者消除电子膨胀阀的制热高频噪声。制作优化方案的样件按照前文制热高频声测试方法进行噪声试验验证，电子膨胀阀在0~100%开度范围内均未出现高频噪声。

4　结论

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（1）电子膨胀阀阀座直角位置处存在明显涡流，导致涡流中心区域出现局部低压，当地局部压力小于当地饱和蒸汽压力时，出现局部空化，在整个过程中伴随着局部闪蒸与气泡溃灭，在电子膨胀阀阀腔内部产生压力脉动。

（2）电子膨胀阀压力脉动频率与阀内空腔共振频率相近，发生声腔共振，电子膨胀阀放大共振频率附近的压力脉动，透射电子膨胀阀壁面并向空气辐射高频噪声。

（3）综合考虑电子膨胀阀开度-流量曲线对整机性能的影响，对电子膨胀阀阀座进行局部优化，其中，阀座采用倒角设计与后端开孔的设计方案，能有效避免电子膨胀阀内部空化，经联机噪声测试均未出现高频噪声。

参考文献

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文献

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2026年第54卷第6期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.013

接收时间：2025-11-21
首发时间：2026-10-22
出版时间：2026-06-30

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收稿日期：2025-11-21
修回日期：2026-06-15

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青岛海信日立空调系统有限公司，山东青岛 266510

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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