车用空调制冷剂流动噪声分析和性能改进研究

周滋锋，王丹瑜，郑国胜

（泛亚汽车技术中心有限公司，上海 201201）

车用空调制冷剂流动噪声分析和性能改进研究

周滋锋*，王丹瑜，郑国胜

（泛亚汽车技术中心有限公司，上海 201201）

为了解决汽车空调关闭后的制冷剂流动噪声问题，本文采用一种简单易行的噪声客观测量方法，结合主观评价方法，得出噪声的频率范围并将噪声值定量化；然后基于六西格玛设计（DFSS）的方法进行了多个设计参数的优化，并得出了最佳的组合。最终的试验效果验证指出制冷剂流动噪声问题得到了解决。

汽车空调；制冷剂噪声；六西格玛设计

0　引言

随着客户对于汽车舒适性要求的不断提升，空调工作时的制冷剂噪声也越来越受到关注，而如何在设计开发中减少和优化制冷剂噪声，将是摆在汽车研发工程中的一个现实问题。制冷剂噪声，顾名思义，是由于制冷剂在制冷循环中流动所产生的各类异响，有压缩机开启（下文用AC On表示）瞬间的嘶嘶声，有压缩机关闭（下文用 AC Off表示）时的汩汩声等。对于制冷剂流动的嘶嘶声，很多空调生产制造商和整车厂都进行了比较深入的研究，产生机理以及解决措施已有比较多的阐述和验证，但是对于制冷剂流动的汩汩声的研究相对较少。本文以某车型开发过程中发生的压缩机关闭时制冷剂流动汩汩声问题为研究对象，旨在探求一种简单易行的制冷剂噪声客观测量和评价方法，同时采用六西格玛设计（下文称 DFSS）方法进行优化研究，寻找可行的解决措施。

1　制冷剂噪声产生机理

根据以前文献的研究［1-4］，制冷剂噪声是个系统问题。嘶嘶声一般发生在压缩机吸合阶段，制冷剂流量迅速增大，冲击热力膨胀阀（TXV）阀针振动［5］产生。汩汩声一般发生在压缩机关闭阶段，制冷剂流量迅速减少，液管上的制冷剂过冷度迅速降低，通过膨胀阀的制冷剂从正常工况下雾化的液滴转变成部分气化的两相流，而高速的两相流容易产生气动/液动噪声如涡流噪声［6］。

当气流绕流障碍物时，由于流体分子粘滞摩擦力的影响，具有一定速度的流体与障碍物背后相对静止的流体相互作用，在障碍物下游区形成两列涡旋（即卡门涡旋）气流。这些涡旋在障碍物背后两侧交替出现，并且旋转方向相反地脱离障碍物。当它所引起的流体压强的脉动频率在可听频率范围、且强度足够大时，则辐射出的噪声称为涡流噪声。

涡流噪声的频率或两相涡街脱落频率：

式中：

St——斯特劳哈尔数，一般取0.145～0.2；

V——流速的流动速度；

D——特征长度，对圆管内流动， 取管内径；

I——谐波数。

由公式可见，涡流频率和特征直径成反比，和流速成正比。

2　制冷剂噪声测试

某车型在开发过程中，发现低负荷工况下，关闭压缩机后数秒钟内可以清晰听到汩汩的制冷剂流动声，主观GMUTs打分只有5.5分左右（10分满分），属于不能接受的程度。空调系统采用的是定排量压缩机，在低负荷工况下，压缩机会频繁启停，制冷剂噪声和压缩机离合器吸放声音混杂在一起，更加恶化了乘客的主观感受。为了解决这个问题，我们在依赖主观评估的同时，还需要一种可靠易行的试验方法在整车环境下进行客观测量，以便识别和锁定噪声。

2.1常规测量系统的思路和方法

首先这种声音属于异响的范畴，不是稳态的，持续小段时间就消失了，声音强度比较低（一般压缩机关闭，最小档位风量，怠速情况时，车内噪声大概只有40 dB左右），而且这个噪声显然和空调的动态响应有关。由于一般的空调箱制冷实验台架系统容量大，压缩机、冷凝器、空调管等主要部件不能采用同原车相同的零件和布置，并且机房背景噪声大，根本不可能模拟和检测到这个瞬态噪声。理想情况下，只有在有空调箱单独静音房［7］，并且能够布置和采用实车零件的系统台架才能用来研究这个问题。

图1所示台架，除了所有零件都用实车零件之外，需要一个背景噪声30 dB左右的静音房单独布置空调箱和麦克风，目前国内主机厂及空调箱主流供应商都还不具备这个条件。因此，需要寻找另外一种比较简单易行的基于整车环境的测量方法。

图1　测量制冷剂噪声的台架示意图

2.2基于整车环境的比较测试法

通过摸索我们发现，可以使用 B&K 2250声级计或者 Head-Acoustic声压四通道设备在非试验室条件下测量和对比噪声，就可以很好地解决这个问题。首先把车辆放置到相对空旷的环境，整体背景噪声30 dB以下。然后把测量设备布置在驾驶员右耳位置（同整车鼓风机噪声测试标准）进行测量。以B&K 2250为例，调整声级计到加强型时序测量档位，这样可以同时输出时序整体噪声和1/3倍频程图，记录下从发动机起动到压缩机吸合以及压缩机关闭整个过程的数据。

图2　声级计测量位置图

测量方法：停车到空旷区域，四门车窗紧闭，发动机起动后，同时用 VSPY3诊断仪监控发动机转速数据，待发动机转速稳定后，开始用噪声设备测量，测量过程需要保证没有进入怠速转速提升状态（idle boost），前端风扇保持在低档位，否则噪声的基准会变化，导致无法进行压缩机吸合和断开的比较。鼓风机设定在 1档，气流模式吹脸，内循环，按 AC On按钮启动压缩机，保持测量至少15 s以上，再按AC Off，如此往复几个回合，以得到音频时序和1/3倍频程数据。

3　数据分析及问题识别

基于一辆有制冷剂异响问题的车，通过如上方法测量得到数据如图3～图5。

图3　时序测量图

图4　1/3倍频程分析图

图5　噪声随加注量变化图（截取频率1000 Hz到20000 Hz）

在AC On的区域和AC Off的区域各取一个时刻点，比较1/3倍频谱发现，在蓝线1，600 Hz以上区域，AC Off时反而幅值比AC On时高，这个和AC Off 时出现制冷剂噪声相符。

同时，在同车型的另外一些车辆发现，如果整车加注量少于名义值 580 g，噪声加剧。同样地，对于同一辆车，分别加注 400 g，580 g，700 g，进行3次试验。发现如下规律（见图5）。

制冷剂越少，1，600 Hz以上反窜越大，噪声越大，到加注 700 g，噪声基本消失。至此说明噪声就是 1，600 Hz以上的流体涡流产生的，并且制冷剂充注量影响很大。但是我们不能把增加充注量作为解决措施。如果把这个系统的充注量增加到700 g，已经很接近警戒线，很容易造成压缩机出口压力过高，损害压缩机和系统其他零件［8］。

4　噪声解决策略

图6是制冷剂系统图，主要包含冷凝器、管路、压缩机、空调箱（包含膨胀阀）等。其中空调箱主体，压缩机和冷凝器都是长周期零件，已经完成了各自的设计和验证工作，调整它们代价太大，因此对于此次的制冷剂噪声问题，我们考虑的对象是膨胀阀、空调管以及膨胀阀的密封垫等短周期零件。

图6　空调系统图

由于噪声是产生于膨胀阀后的流体涡流，根据本文段落1中涡流公式，D特征长度（膨胀阀顶针直径）为定值，要降低由于这种两相涡流引起的声场强度，可以考虑降低膨胀阀关闭后的制冷剂流速以及一些噪声隔绝工作。

由于改进措施是多方面的，为了以最小的代价获知设计参数的最优组合以及各个设计参数的贡献大小，我们可以借助DFSS理论和工具进行实验设计和验证。

5　使用DFSS方法优化设计

5.1DFSS优化理论简述

DFSS，简而言之是基于六西格玛理论的设计工具，其主要目的是通过一定的设计组合，通过相应的统计工具，设计正交试验项目，找到最优的控制因子组合，使其对于外在噪声因子的影响输出变化最稳定（即信噪比 S/N最大），并且对应最优的控制因子组合的能量输出最大或者最小（即Mean值）。

5.2实验设计和数据分析

为了减少压缩机关闭后的制冷剂流速，可以把膨胀阀冲注方式［9-10］（影响阀关闭后的流体动作）作为一个主要的控制变量来设计实验；另外考虑到空调管的设计对于系统压力的作用进而对于压缩机关闭后的瞬态流速有影响，可以作为第二个控制因子；由于噪声发生在膨胀阀附近，膨胀阀上采用阻尼层［7，11］作为第三个控制因子，验证其隔声效果。

对于上文提到的3个设计参数（A膨胀阀参数；B空调吸气管材质和走向；C膨胀阀处隔声措施）做了几种组合设计，同时选取外界温湿度的组合作为噪声因子，按照正交列表 L4，进行实验，最终计算出3个设计参数的贡献值。

控制因子A、B和C的设定如表1。噪声因子设定如表2。

表1　DFSS控制因子及水平

表2　DFSS噪声因子和水平

根据前期研究，噪声集中在 1，600 Hz以上频率。故把 DFSS原始数据设定为 1，600 Hz到20，000 Hz各频率下的 AC On噪声水平与 AC Off噪声水平的加权差值。

加权计算公式为：

其中：dBn为1，600 Hz～20，000 Hz间1/3倍频程中心频率声压。

差值数值越大，表明1，600 Hz以上的振幅AC Off时相对于AC On削减越大，流动噪声越小。试验数据见表3。

表3　DFSS原始数据

3个设计因子，各2个水平，总共有8种组合，按照正交列表，只需要实验四种组合就可以通过Mean图和 S/N图找到最优组合。由于我们选取的参数是AC On和AC Off的噪声差值，因此选用的是望大特性，Mean值越大越好，另外希望系统对于外界噪声的抗干扰性越大越好，因此 S/N也取大值。图7数据表明，配置A1（系统冲注）、B2（3层管）和 C1（TXV包覆）的组合为最优设计，并且发现膨胀阀的设定（A控制因子）对于噪声贡献最大。

图7　DFSS项目Mean和S/N（信噪比）图

由于采用了系统冲注的膨胀阀，在 AC Off之后阀可以完全关闭，从根本上杜绝了压缩机关闭时，制冷剂从阀到液管的流动，阻止了流动音的发生。

6　最优方案验证结果

6.1噪声验证

上述最优措施对应的噪声复测结果如图8。可以看到，1，600 Hz以上频率的数据完全分离，主观评价同时可以达到7.5分（10分最优），基本听不到汩汩声。

图8　新措施噪音测量结果

6.2其他方面影响验证

为了验证新措施是否对于系统的其他性能有不良影响，增做了零件级制冷能力试验以及台架级别的蒸发器表面温度分布试验。

6.2.1零件级制冷试验报告

对应不同的膨胀阀，在不同的风量测试工况下，制冷能力相当。空调箱制冷能力对比见表3。

表3　空调箱制冷能力对比

6.2.2蒸发器表面温度分布试验结果

如图9在蒸发器下风向用K型热电偶均布16个温度测点，不同的膨胀阀对应的温度测点数据在各个工况下作对比（风量 280 kg/h，进风温度38 ℃和 25 ℃）。蒸发器表面温度分布表明，用系统冲注的TXV相比较交叉冲注的TXV，无论在高温低温都变化很小，无结霜风险。

图9　蒸发器表面测点图和数据对比

7　结论

1）通过对本案问题的解决，找到一种简单有效的整车测量制冷剂流动噪声的方法，不仅可以定性而且可以定量比较制冷剂流动噪声的大小。

2）压缩机关闭时的水流声不同于一般的制冷剂嘶嘶声，采用膨胀阀包覆效果不明显，所以处理不同制冷剂噪声要区分对待。

3）制冷剂冲注量对于制冷剂流水声影响显著，反过来可以作为判断系统冲注是否足够的标志。分析系统匹配对于制冷剂噪声的影响首先需要排除冲注量的影响。

4）对于定排量压缩机应该尽量匹配系统冲注膨胀阀，否则有汩汩声的风险。

5）DFSS是一个有效的设计工具，可以帮助我们通过有限的实验找到最优组合，并且计算出各个设计因子的贡献值，值得应用推广。

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Investigation on Refrigerant Flow Noise Analysis and Performance Improvement for Automotive Air Conditioner

ZHOU Zi-feng*， WANG Dan-yu， ZHENG Guo-sheng
（Pan Asia Technical Automotive Center， Shanghai 201201， China）

In order to solve the refrigerant flow noise problem after the automotive air conditioner is turned off， a simple and practical objective measurement method combining with subjective evaluation method was adopted and the noise frequency range was obtained and the noise level was quantitatively analyzed. Then based on Design for Six Sigma（DFSS）tool， several design factors were optimized and the best design combination was obtained. The final validation result shows that the problem of refrigerant flow noise was solved.

Automotive air conditioner； Refrigerant noise； Design for Six Sigma

10.3969/j.issn.2095-4468.2015.04.201

*周滋锋（1975-），男，硕士。研究方向：汽车空调系统。联系地址：上海龙东大道 3999号，邮编：201201。联系电话：021-50161483，E-mail：Zifeng_zhou@patac.com.cn。