李偉1 李小紅2 王一鳴1 高志謙1 逯兆棟1
1.美的冰箱事業部
2.河南新科隆電器有限公司
摘要
Abstract
現階段風冷冰箱採用的蒸發器主要是以管翅式為主，除了現有的斜排、直排管翅式蒸發器外，近年來還衍生出斜脹、小管徑、螺旋管等新型管翅式蒸發器，透過從工藝、成本、效能（單體模擬、單體換熱量測試和整機測試）、使用可靠性方面系統的進行對比，分析各個型別管翅式蒸發器的特點和優劣，為後續冰箱管翅式蒸發器的應用提供建議。
關鍵詞
Keywords
冰箱；管翅式蒸發器；小管徑換熱器；工藝；換熱器模擬；換熱量測試
DOI:10.19784/j.cnki.issn1672-0172.2021.04.024
1 引言
現階段，冰箱已經是使用者家中不可或缺的電器之一，給使用者的烹飪和休閒生活帶來了很大便利。除了滿足人們日常對食品保鮮儲存和快速冷卻的功能外，冰箱還附帶了越來越多的屬性不斷滿足人們更多的需求，如製冰、乾溼分儲、解凍等等，但究其根本，其最主要的功能還是製冷並儲存食物。目前市場上冰箱的製冷型別多種多樣，如蒸氣壓縮製冷、半導體制冷、磁製冷、相變儲冷類等，但超過90%以上的冰箱製冷型別還是採用蒸汽壓縮式的製冷系統。其主要的4個工作流程：壓縮、冷凝、節流和蒸發，分別由冰箱內的壓縮機、冷凝器、毛細管和蒸發器4個部件輔助來實現，達到持續輸出冷量對物品進行冷卻的目的。其中蒸發器是整個製冷系統中承載製冷劑和間室進行換熱的媒介。
2 冰箱用蒸發器
縱觀冰箱的發展歷程，從換熱型別角度來看，基本是沿著直冷到風冷的路線發展。直冷的優點是控制簡單，故障率少，相對於風冷保溼較好；但不足在於間室溫度均勻性比風冷差，且需要人為干預才能進行化霜。而風冷的優點在於可以經由送風較容易地實現多溫區，間室的溫度均勻性控制較好，除霜也可以自動控制；但不足之處也很明顯，冰箱的開放空間容易風乾，儘管現階段冰箱也有各種保溼手段，但大多不外乎是製造密封空間，避免送風直接吹掃或採用輔助加溼的方式；另外風冷的輔助製冷部件較多，故障率也大大增加。雖然現在已有結合兩者優勢的風直冷冰箱，但種類和數量還較少，可以預測在今後一定時間內，市場主流還是向風冷冰箱發展。與之對應，冰箱蒸發器從早期的光管纏膽、板管貼敷、吹脹板、絲管，發展到現在的管翅式，在滿足其功能要求的基礎上，蒸發器始終遵循的發展邏輯就是：成本低廉、質量可靠、換熱優良。
對於風冷冰箱蒸發器型別，雖然一直有一些新型別換熱器在研究，如微通道[1]、熱管等，但都還因為存在部分問題（結霜、化霜等）未達到可應用階段，所以現階段主要還是以管翅式為代表。考慮到冰箱的執行工況，冷凍間室製冷到-18℃，穩定後的蒸發器工作溫度一般在-23℃左右，此工況下，間室空氣中含有的水分在迴圈過程中極易凝結到蒸發器、間室、風道的表面。所以冰箱的結構在設計時，除了滿足功能結構需要外，這些表面都要求儘量平整光滑，以便結霜和化霜時融霜水可以順暢地排走，避免堆積引起的各種不良情況。因此，冰箱管翅式蒸發器的翅片一般都設計為光滑平片型別，雖然平片對換熱而言不是最佳方案，但綜合考慮效能和使用可靠性，卻是現階段比較好的選擇。
現有冰箱管翅式蒸發器常用的型別為斜排（如圖1右）和直排（如圖1中）。對比兩者的優缺點：斜排的製作工藝較為簡單，翅片面積大，排水較為順暢，相同高度尺寸內排布的換熱管排數相比直排多，管路中間無焊接點，可靠性較高；而它的不足在於管翅之間的接觸非全包形式，兩者之間的換熱有一定損失。相較而言，直排的管翅接觸換熱較好，但不足在於製作工藝相對複雜，且管排列數大於2列時，中間至少有1個連線焊點，密封可靠性降低；另外和斜排相比，相同管排數佔用高度尺寸更大。
基於以上兩種管翅式蒸發器型別的優缺點，現在行業內，還設計出了一種斜脹型別的管翅蒸發器（如圖1左）。其採用類似斜排的縱向管排傾斜方式，減小高度方向上管排佔用尺寸，同時採用類似直排管翅之間為全包形式，用於提升兩者接觸換熱。
圖1 斜脹（左）/直排（中）/斜排（右）管翅式蒸發器
此外，近年來參考空調行業換熱器對管徑逐漸減小的研究[2,3]，各大冰箱換熱器生產廠家也推出了小管徑換熱器，相較於現階段普遍採用的8 mm管蒸發器，將管徑減小到6.35 mm。雖然現在冰箱廠家大批次的應用還較少，但如果在效能上可以匹配合格，考慮到充注量和材料的減少的優勢，在後續會有很大的應用前景。
同時，在國外市場上，還有一種螺旋針刺式的蒸發器在使用，其結構是在管上螺旋纏繞毛刷狀針型翅片，因環繞的異型毛刷狀翅片有很強的擾動性，從而換熱效率相比片狀翅片更高，但相對這種型別的翅片也更容易結霜，還需要根據實際使用情況進行評估。
綜上，現有冰箱管翅式蒸發器種類較多，且上述型別的管翅式蒸發器都在被設計人員使用，但現階段基本就是憑藉工程師各自經驗和習慣選用，究竟孰優孰劣暫時都沒有人能準確的回答。基於此，本文對現階段國內冰箱市場上在使用和有一定應用前景的管翅式蒸發器進行比較，從工藝、成本、效能（單體模擬單體換熱量測試和整機測試）、使用可靠性方面，分析各個型別蒸發器的特點，以及在現階段應用還存在的問題，給出驗證後的結論，為後續冰箱蒸發器的選型應用提供參考。
3 蒸發器應用對比
3.1 方案設計
基於上述冰箱行業內在用管翅式蒸發器的型別，本文選取斜排、直排、斜脹和小管徑四種類型的蒸發器進行對比。所選的四種蒸發器方案分別基於我司一款351 L風冷冷藏箱和一款241 L風冷冷凍箱進行設計驗證。同時，為了在相同管徑下對不同型別蒸發器進行對比，對小管徑方案除了直排方案外，增加斜脹方案同步進行對比，共計五種方案，具體設計引數如圖2、表1所示。
圖2 兩個型號五種方案圖示（上方為型號BC351，下方為型號BD241）
表1 兩個型號五種方案設計引數
方案設計時為了減小干擾因素，在保證安裝的同時，所設計的各個型別蒸發器方案外形尺寸相近，要求寬度、厚度尺寸相同，高度尺寸可做部分調整。其中型號BC351因蒸發器縱向僅有6排管，主體部分高度114.3 mm，為保證足夠的除溼能力，要求在後續方案設計中，高度相差在±5 mm以內；型號BD240蒸發器縱向有16排管，主體部分高度480 mm，因原機為直排，每排管之間的距離為30 mm，而考慮到現有行業內斜排、斜脹型別模具，每排管之間的尺寸相比直排減小。因此在設計方案時，如果為了保證高度接近原機尺寸勢必會增加較多的管排數，相應管材成本增加較多，故此型號在後續設計方案中允許減小主體部分高度，但減小高度尺寸不大於30%。此外，在樣件製作時，所設計的方案均是和蒸發器製作廠家溝通，均有現成模具可以加工製作，且已在市場上使用。同時，為了避免不同工藝影響效能，所有方案中，對效能有影響的脹管工藝相同，且均使用同一臺製造裝置製作，進一步減小誤差。
3.2 工藝對比
因本文設計的五種方案實際工藝步驟不受管徑影響，故僅需對比斜脹、直排和斜排的工藝即可，具體工藝如圖3所示。為了直觀對比，工藝是基於三種類型蒸發器相同的管排數和包接管排布。工藝流程中虛線框處沒有實際工藝步驟，後道相同的工藝在底部用線框標明。
圖3 斜脹/直排/斜排管翅式蒸發器加工工藝對比
透過對比，從工藝步驟數量上，斜脹型別管翅式蒸發器的工藝步驟最多，直排型別次之，斜排最少；在工藝的難易程度方面，斜排型別是校直、下料和彎管一道成型，且先管路成型再整體脹管的方式，相比直排、斜脹更加簡單，但對加工裝置的依賴程度較高；而考慮現階段的工藝成熟度，直排、斜排型別的成熟度和自動化程度較高，而斜脹型別因為翅片的非對稱性，在排片工藝步驟處相比較複雜，後續還需要對裝置和工藝繼續進行最佳化。
另外，對於較小管徑的管翅式蒸發器，雖然管徑減小後和現有工藝步驟相同，但部分工藝如彎管、脹管的難度會有一定程度提升，對實際生產的加工效率有一定影響。
3.3 成本對比
在成本方面，為了直觀對比，本文僅對比每種方案差異部分的成本變化。對比項包括因不同型別蒸發器方案使用材料不同、製作工藝不同引起的差異項，其餘未計入。各方案差異成本對比如表2所示。
表2 兩個型號五種方案差異成本對比
經對比，差異材料成本方面：對於同一管徑蒸發器，對比型號BC351的方案一、方案二和方案三，材料差異成本直接和管排數的多少成正比；進一步對比型號BD241的方案一、方案二和方案三，材料差異成本直接和外形尺寸的大小成正比；對於不同管徑蒸發器而言，將兩個型號的方案四、方案五和原機方案進行對比，使用較小管徑材料成本明顯降低，BC351降低15.7%以上，BD241降低20.3%以上。
差異工藝成本方面：對比兩個型號的方案一、方案二和方案三，斜排型別蒸發器的差異工藝成本最低，直排次之，斜脹最高（相比斜排，成本增加在8.5%以上），究其根本，和斜脹型別蒸發器工藝更復雜有很大關係。
總計差異部分成本方面：對於型號BC351，總成本最低的為方案二直排型別，相比原機降低17.9%，接著是管徑較小的方案四和方案五，相比原機分別降低11.4%和9.5%，最高的是方案三斜脹型別，相比原機增加2%。進一步對比可知BC351型號方案二直排型別管排數減小33.3%，材料降幅較大而工藝成本增加較少，故總成本降幅較大。對於型號BD241，總成本較低的是管徑較小的方案四和方案五，相比原機分別降低16.7%和15.8%，接著是方案三斜脹型別，相比原機降低12.7%，最高的是方案一斜排型別，相比原機上升5.6%。進一步對比可知BD241型號方案一總成本較高是因為管排數相比原機增加較多，從而導致總成本增幅較大。
3.4 效能對此
效能方面，本文是從單體模擬、單體換熱量測試和整機測試角度進行了對此。
3.4.1 單體模擬
單體模擬部分採用軟體Coil Designer在給定相同的進口空氣側和製冷劑側條件下，對以上方案進行模擬模擬。因僅作對比，故管內選用製冷工質為水，在給定條件無相變發生。各方案的單體模擬結果如表3，主要的模擬步驟如圖4，給定的模擬計算條件如下：
表3 兩個型號五種方案單體模擬對比
圖4 單體模擬步驟
（1）入口處空氣壓力0.1 Mpa，溫度25℃，空氣相對溼度50%，空氣流量50 m³/h；
（2）管內採用水工質，入口水壓力0.35 Mpa，溫度50℃，水流量60 L/h；
（3）換熱器計算關聯式均選用Wang-Chi-Chang Plate Fin，其餘引數採用預設設定；
（4）考慮到直排、斜脹型別蒸發器的換熱管和翅片之間採用全包接觸的形式，熱阻較小。故模擬時，根據經驗取管翅之間的接觸熱阻為0 m2•K/W，斜排型別蒸發器換熱管和翅片之間為非全包接觸的形式，根據經驗取管翅之間的接觸熱阻為0.001 m2•K/W。
經對比，流阻方面：對比兩個型號的方案一、方案二和方案三，在同一管徑下，管排數和流阻的增加成正比；對比型號BC351的方案三和方案五，在相同管排數下，6.35 mm管流阻相比8 mm管型別蒸發器大幅增加，型號BC351增加2.7倍，型號BD241增加3.2倍。
換熱量方面：在同一管徑下，對比兩個型號的方案一、方案二和方案三，就蒸發器的型別而言，在管排數相差不大情況下直排、斜脹型別蒸發器的換熱量優於斜排型別（型號BC351提升5.4%以上，型號BD241提升9.58%以上）；進一步對比兩個型號的方案四和方案五，直排和斜脹型別兩者在相同尺寸、管排數時，換熱量相差不超過3%；在同一蒸發器型別不同管徑下，對比兩個型號的方案二和方案四，方案三和方案五，採用較小管徑的蒸發器相比較大管徑換熱量均有提升。
3.4.2 單體換熱量測試
單體換熱量測試部分採用的換熱器測試臺進行測試，測試臺基本原理為熱平衡法。考慮到製冷劑工質換熱器單體測試臺的操作較為複雜且資源較少，故此部分測試採用的是水工質的換熱器測試臺進行。所選用的測試臺其工作量程為風量10～250 m3/h，迴圈水量10～100 L/h，迴圈水溫30～80℃，換熱量測試範圍30～800 W。測試臺的所有儀表（包括流量計、各感測器等）已經過標定合格，相關準確度滿足：空氣乾球溫度±0.1℃，水溫±0.1℃；測量空氣壓力的壓力變送器其準確度在讀數值的1%範圍內；當測量壓力小於100 Pa時，最小分度為1 Pa；用於測量試驗環境大氣壓的氣壓計其測定值準確到100 Pa。空氣流量採用噴嘴測量，其測量方法符合JG/T 21-1999《空氣冷卻器與空氣加熱器效能試驗方法》[4]的規定，並能保證所測的空氣流量準確度不低於測定值的1%；測量水流量的液體流量計其準確度不低於測定值的1%，滿足此次測試需求。
測試前按照兩個型號的設計方案分別製作對應樣件，如圖5所示。測試臺及其樣件安裝、操作控制介面如圖6所示，給定的測試條件如下：
圖5 兩個型號五種方案樣件（上方為型號BC351，下方為型號BD241）
圖6 單體換熱量測試臺
（1）入口處空氣壓力0.1 Mpa，溫度25±0.3℃，空氣相對溼度（45±5）%，空氣流量選取三組分別為50、60、（70±0.3）m3/h；
（2）管內迴圈水量選擇（60±0.3）L/h，入口水溫（50±0.3）℃；
（3）溫度、流量和壓力感測器按照要求佈置，各設定引數按照PID控制；
（4）測試結果資料的取值，是在設定引數執行穩定後，各監測點資料連續5 min波動不超過±1%，且空氣側和水側換熱量相差不大於5%時程式自動採集。
各方案單體換熱量測試結果如圖7所示。透過對比，在同一管徑下，對比兩個型號的方案一、方案二和方案三，8 mm管直排型別的蒸發器單體換熱量在相同流量、不同風量情況下均優於斜排型別，和單體模擬結果相符，但斜脹的單體測試換熱量最小，相較單體模擬結果降低6%以上；進一步對比兩個型號的方案四和方案五，同樣可以看出在三個不同風量下6.35 mm管蒸發器斜脹型別蒸發器的單體換熱量也小於直排型別，相較單體的模擬結果降低13%以上。
圖7 兩個型號五種方案單體換熱量測試對比（上方為型號BC351，下方為型號BD241）
對於試驗和模擬結果相差較大的現象，分析原因為：因此次製作樣件為了減小工序對樣件效能的影響，所有樣件方案的脹管工藝均採用同一種，考慮到在製作6.35 mm管徑內徑較小，常用的8 mm管穿芯脹管方式較難實現，故脹管工序採用的為液壓脹管工藝。雖然液壓脹管可以調節內部流體壓力，但由於管材各點的受力情況有差異，為了保證良品率，液壓脹管的壓力不宜過大[5]，相較穿芯脹管的方式，液壓脹管後管翅的接觸緊密程度相比機械脹管的方式有所降低；此外，對於斜脹型別蒸發器，雖然脹管本身採用的是和直排相同的工藝引數，但在多頭彎管工藝後，需要再進行扭斜工藝，此時靠近兩側彎頭處的管會發生旋轉，而翅片僅是在左右方向上移動，導致換熱管和翅片之間不可避免發生旋轉位移，造成管翅之間接觸鬆動，而因為較小管徑管翅之間接觸面積更小，鬆動對換熱的影響會更大。接著檢查此次的測試樣件，發現從端板到寬度四分之一處的翅片，在手動拉拽時，翅片在管壁上明顯有一定晃動現象，且有越靠近端板處越明顯的趨勢；分析正是由於這種管翅鬆動情況的存在，管翅之間的接觸熱阻大幅增加，才導致蒸發器單體的換熱量變差。隨後按照單體測試結果的衰減程度重新校核模擬資料，發現在對8 mm管斜脹型別蒸發器增加接觸熱阻為0.0019 m2•K/W，6.35 mm管增加接觸熱阻0.0031 m2•K/W時，斜脹型別的單體模擬結果才可以和此次單體測試的結果相匹配。可以看出，斜脹型別蒸發器實際的製作質量相較理論管翅接觸熱阻和直排相同的情況還存在一定差異，需要在生產工藝中進一步最佳化。
而對於同一型別，對比兩個型號方案四和方案二，採用6.35 mm管徑的蒸發器的換熱量相比8 mm管徑蒸發器的換熱量有所提升，型號BC351提升6.49%以上，型號BD241提升4.39%，和單體模擬的結果相近。
此外，綜合對比每個型號的方案一、方案二和方案四，可以看出在設計的這些方案中，換熱量最高均為方案四小管徑直排方案，相比原機方案，型號BC351提升17.46%，型號BD241提升4.39%。
3.4.3 整機測試
此部分兩個型號的測試方案是綜合上述各方案在成本，單體模擬、測試對比的結果，選取在成本和換熱量兩方面佔優勢的方案，最終篩選的兩個型號整機測試的方案分別為：BC351——方案一、方案二和方案四；BD241——方案二和方案四。
整機測試是在標準焓差室實驗室進行，所用裝置的量程和精度符合GB/T 8059-2016標準要求。測試時每個型號驗證的方案均在同一臺冰箱上，僅更換蒸發器進行驗證，以排除不同樣機引起的測試誤差。在每種型別蒸發器確定完合適的灌注量後分別進行PD和耗電量實驗的對比。PD實驗可以對比出每種蒸發器的製冷速率和最大製冷能力，耗電量實驗可以對比出每種蒸發器的使用能耗，兩個實驗基本可以覆蓋蒸發器實際各工況正常使用情況。兩個型號各方案的現場測試照片如圖8所示，測試條件及結果如表4所示。
表4 兩個型號方案整機測試對比
圖8 BC351和BD241蒸發器方案整機測試
經測試，對比兩個型號的方案四和其餘方案，冰箱的灌注量方面，6.35 mm管徑蒸發器方案相比8 mm管徑，會有一定程度減小，型號BC351減小3.4%，型號BD241減小15.1%；進一步對比兩項試驗，6.35 mm管徑蒸發器方案相比8 mm管徑，PD實驗6.35 mm管徑蒸發器的拉溫時間增加，增加幅度在1.3%～3.03%之間，而耗電量實驗項6.35 mm管徑蒸發器佔優，耗電量降低1.6%～2.64%，對於PD實驗拉溫時間增加，分析可能的原因為：較小的管徑在較大負荷工況時的冷量有一定程度衰減。
此外，對比型號BC351的方案一和方案二，在此型號中直排型別的蒸發器方案不管PD還是耗電量實驗均優於斜排方案，PD拉溫時間最佳化1.3%，耗電最佳化0.99%。
3.5 可靠性
在使用可靠性方面，方案一、方案二和方案三因均採用現有常規8 mm管，除方案三新增一道扭斜工藝需再進一步最佳化外，其餘工藝已應用多年，其中存在的風險點基本已有應對方案，故不再贅述。而對於方案四和方案五，可以總結為使用較小管徑蒸發器給冰箱的使用帶來的一些風險，歸納主要有以下幾點需要加以關注：
（1）使用較小管徑蒸發器，管內流阻增加，導致系統壓比有一定程度增加，需關注對冰箱高、低電壓啟動效能的影響；同時阻力的變化還會改變管內流速，進一步影響蒸發器執行的噪音，需對整機執行噪音進行關注；
（2）使用較小管徑蒸發器，第一次開機後製冷速率會有一定程度上的衰減，需關注標準限值的要求，針對此情況，透過適當增大毛細管流量，經驗證確認有一定改善，可以參考；
（3）較小管徑蒸發器因為內表面積和體積的減小，對於使用同樣的壓縮機，如製冷系統內迴圈的壓縮機潤滑油量相同，殘留的潤滑油可能對較小管徑蒸發器的換熱影響更大，後續需對此情況進一步研究；
（4）使用較小管徑蒸發器，為了在空間上佔據優勢，需要更小的彎管半徑及更高的工藝要求來實現。另外，常規如輕微幅度的磕碰、癟管、彎管處的變形等對較小管徑蒸發器的影響更大，因此，安裝前對外觀質量的要求也更高。
4 結論
基於對以上兩個型號、不同管徑的五種型別蒸發器方案進行理論分析及測試，可以得到以下結論：
從工藝角度選擇：對於常規8 mm管徑翅片蒸發器，斜排的工藝步驟最少，加工更簡單，且現有工藝及裝置成熟度也較好，其次是直排和斜脹；而對於較小管徑的6.35 mm蒸發器，管徑減小後雖然和現有工藝步驟相同，但部分同樣的工藝，如脹管、彎管等難度有一定程度提升，對加工效率會有一定影響，仍需提升；
從成本角度選擇：對於同一管徑蒸發器而言，材料成本直接和管排數的多少、外形尺寸的大小成正比，所以使用較小管徑的翅片蒸發器材料成本更低；而對於同一管徑蒸發器，斜排型別蒸發器的工藝成本最低，直排次之，斜脹最高（究其根本，這和斜脹型別蒸發器工藝更復雜有關）；
從單體效能角度選擇：對於同一管徑，在管排數相差不大情況下，直排和斜脹型別蒸發器模擬的換熱量均優於斜排型別。但在單體測試對比時，因斜脹型別換熱器樣件在實際製作過程中，因脹管後的扭斜工藝導致管翅之間鬆動、接觸熱阻增大，使得換熱效能衰減，單體測試換熱量反而最小，導致模擬和實際測試換熱量不相符，所以在今後斜脹型別蒸發器的生產中需對這部分工藝再進行最佳化。而對比同一型別蒸發器，採用6.35 mm管徑的蒸發器相比8 mm管徑換熱量在單體模擬和單體測試的結果上均有提升；
從整機應用效能角度選擇：對於同一管徑，直排型別的蒸發器方案不管PD還是耗電量實驗均優於斜排方案；而對比不同管徑，6.35 mm管徑蒸發器相比8 mm管徑，冰箱的灌注量會有一定程度減小；PD實驗項，6.35 mm管徑蒸發器的拉溫時間有所增加，分析可能是由於較小的管徑在較大負荷工況時的冷量有一定程度衰減；而耗電量實驗項，6.35 mm管徑蒸發器相比8 mm管徑對整機的能耗有所改善。
從可靠性角度選擇：對於同一管徑，考慮到工藝成熟度和複雜程度，斜排的可靠性最好，依次是直排和斜脹；而對比不同管徑，6.35 mm管徑相比8 mm管內徑減小，對冰箱的啟動，執行噪音，以及製冷系統內潤滑油量對較小管徑系統執行的影響等還有待進一步研究。
最後，雖然本文只對上述三個型別，總計五種管翅式蒸發器進行比較，但並不限定今後冰箱用管翅型別蒸發器只有以上幾種型別。隨著技術的進步及借鑑行業內其他型別換熱器的發展，後續冰箱用管翅式蒸發器也可更多地嘗試從翅片端進行最佳化，搭配現有塗層、材料技術的研究，進一步改善翅片的親水、疏水性，提高翅片的傳熱效率，從而使用更高效的異型翅片，如開縫、開窗、縱向渦等翅片型別，實現換熱效率和成本的最優解。
參考文獻
[1] 盛偉, 高相啟, 孫好雷, 等. 微通道換熱器在冰箱中的應用研究[J]. 家電科技, 2018(S1): 93-95.
[2] 丁國良, 吳國明, 劉挺. 製冷空調換熱器的研究進展(一)——小管徑翅片管換熱器[J]. 家電科技, 2019(04): 40-45+58.
[3] 吳揚, 李長生, 鄧斌. 採用小管徑銅管空冷換熱器的效能成本分析研究[J]. 製冷技術, 2010(02): 19-21+25.
[4] JG/T 21-1999 空氣冷卻器與空氣加熱器效能試驗方法[S].
[5] 徐劍, 滕世政, 王利春, 等. 換熱器鋁管液壓脹管試驗系統及工藝[C]. 2019年中國家用電器技術大會論文集, 2019: 52-57.
（責任編輯：張晏榕）
