流体机械

结构名称	参数	规格
管翅式蒸发器	长、宽、高	364，60，369
电加热器	长、管径	1 416.8，6
冷冻室回风口	长、宽	307，30
风机入口	内径	80
排水口	内径	20
空气域	长、宽、高	369，62，525

结构名称	参数	规格
管翅式蒸发器	长、宽、高	364，60，369
电加热器	长、管径	1 416.8，6
冷冻室回风口	长、宽	307，30
风机入口	内径	80
排水口	内径	20
空气域	长、宽、高	369，62，525

参数	数值	管排	翅片数量
总管排数	7	1	11
管列数	2	2	15
管长/mm	310	3	29
管外径/mm	8	4	29
翅片高/mm	60	5	58
翅片宽/mm	28	6	58
翅片厚/mm	0.15	7	33

参数	数值	管排	翅片数量
总管排数	7	1	11
管列数	2	2	15
管长/mm	310	3	29
管外径/mm	8	4	29
翅片高/mm	60	5	58
翅片宽/mm	28	6	58
翅片厚/mm	0.15	7	33

管排	1	2	3	4	5	6	7
质量/g	39.30	41.95	54.43	48.84	66.30	55.90	33.96
厚度/mm	2.9	2.5	1.9	1.7	1.3	1.1	1.2

管排	1	2	3	4	5	6	7
质量/g	39.30	41.95	54.43	48.84	66.30	55.90	33.96
厚度/mm	2.9	2.5	1.9	1.7	1.3	1.1	1.2

热物性参数	数值
密度/（kg⋅m^-3）	239.64
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	0.265 4
定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	1 900
融化潜热/（J⋅kg^-1）	333 600

热物性参数	数值
密度/（kg⋅m^-3）	239.64
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	0.265 4
定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	1 900
融化潜热/（J⋅kg^-1）	333 600

策略	电加热量	环境热量	蒸发器热容热量	壁面热容热量	间室漏热
定功率	365.58	4.69	87.07	8.87	43.05
策略1	312.62	5.13	69.63	7.11	43.16
策略2	314.64	4.78	71.38	6.94	42.93
策略3	320.49	4.70	72.93	7.04	42.92
策略4	331.38	4.69	75.51	7.99	42.91
策略5	341.10	4.69	80.32	8.44	42.56

策略	电加热量	环境热量	蒸发器热容热量	壁面热容热量	间室漏热
定功率	365.58	4.69	87.07	8.87	43.05
策略1	312.62	5.13	69.63	7.11	43.16
策略2	314.64	4.78	71.38	6.94	42.93
策略3	320.49	4.70	72.93	7.04	42.92
策略4	331.38	4.69	75.51	7.99	42.91
策略5	341.10	4.69	80.32	8.44	42.56

基于功率阶梯降低策略的风冷冰箱蒸发器动态除霜特性研究

谢李高 ¹^,² , 高恒煊 ¹ , 吴思远 ¹ , 王晓宇 ¹^,² , 赵日晶 ¹ , 黄东 ¹

流体机械 | 应用技术 2026,54(6): 95-103

收起

流体机械 |应用技术 2026 , 54 (6) : 95 -103

基于功率阶梯降低策略的风冷冰箱蒸发器动态除霜特性研究

全屏

谢李高¹^,², 高恒煊¹, 吴思远¹, 王晓宇¹^,², 赵日晶¹, 黄东¹

作者信息

¹西安交通大学能源与动力工程学院，西安 710049

²广东美的制冷设备有限公司，广东佛山 528311

通讯作者:

赵日晶（1989），男，博士，副教授，博导，研究方向为制冷与空调节能技术、微通道换热器设计，通信地址：710049陕西省西安市碑林区咸宁西路28号西安交通大学能源与动力工程学院制冷与低温工程系，E-mail：zhaorijing.4@mail.xjtu.edu.cn。

作者简介:

谢李高（1983），男，高级工程师，研究方向为制冷与空调节能技术，E-mail：xielg@midea.com。

Study on dynamic defrosting characteristics of air‑cooled refrigerator evaporator based on power step reduction strategy

Ligao XIE¹^,², Hengxuan GAO¹, Siyuan WU¹, Xiaoyu WANG¹^,², Rijing ZHAO¹, Dong HUANG¹

Affiliations

¹School of Energy and Power Engineering，Xi'an Jiaotong University，Xi'an 710049，China

²Guangdong Midea Refrigeration Equipment Co.，Ltd.，Foshan 528311，China

出版时间: 2026-06-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.012

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摘要

收起

针对风冷冰箱蒸发器电加热除霜能耗高、效率低的问题，建立动态除霜CFD模型，研究在定功率运行模式下，各管排除霜特性。以除霜水的质量为量化指标，将除霜阶段划分为6个子阶段。基于霜热动态匹配原则，设计5种功率阶梯降低策略，探究变功率对除霜能耗和除霜效率的影响，以及对除霜热量分布的改善。结果表明，各变功率策略相比定功率均有不同程度的改善，其中基于除霜阶段全过程的功率阶梯降低策略1最佳，除霜能耗降低14.49%，除霜效率提升5.72%，除霜平均功率降低35.27 W，除霜残留热量减少19.09 kJ。研究可为风冷冰箱蒸发器电加热除霜的变功率控制策略设计提供参考。

关键词

风冷冰箱 / 蒸发器 / 电加热除霜 / 变功率策略 / CFD

Abstract

收起

To address the issues of high energy consumption and low efficiency associated with electric heating defrosting in air‑cooled refrigerator evaporators，a dynamic CFD defrosting model was established.This model was used to investigate the melting characteristics of various tube rows operating under a constant power mode.Using the mass of melted frost as a quantitative indicator，the defrosting process was divided into six sub‑stages.Based on the principle of dynamic matching between frost load and heat supply，five stepped power reduction strategies were designed to explore the effects of variable power on defrosting energy consumption，efficiency，and the improvement of heat distribution.The results indicate that all variable power strategies achieve varying degrees of improvement compared to the constant power mode.Among them，the power step reduction strategy 1 based on the entire defrosting process performs the best.It reduces defrosting energy consumption by 14.49%，increases defrosting efficiency by 5.72%，reduces average defrosting power by 35.27%，and reduces defrosting residual heat by 19.09 kJ.This study can provide a reference for the design of variable power control strategy for electric heating defrosting systems in air‑cooled refrigerator evaporators.

Key words

air‑cooled refrigerator / evaporator / electric heating defrosting / variable power strategy / CFD

引用本文

谢李高, 高恒煊, 吴思远, 王晓宇, 赵日晶, 黄东. 基于功率阶梯降低策略的风冷冰箱蒸发器动态除霜特性研究. 流体机械, 2026 , 54 (6) : 95 -103 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.012

Ligao XIE, Hengxuan GAO, Siyuan WU, Xiaoyu WANG, Rijing ZHAO, Dong HUANG. Study on dynamic defrosting characteristics of air‑cooled refrigerator evaporator based on power step reduction strategy[J]. Fluid Machinery, 2026 , 54 (6) : 95 -103 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.012

正文

收起

0　引言

收起

冰箱已成为居民日常生活中食品保鲜和储存的必需品。因其当前较高的普及率^［1］和较大的能耗占比^［2］，相关节能技术的研发与应用，对实现“双碳”目标具有重要意义。风冷冰箱的能耗主要在于压缩机和风机^［3］，以及电加热器的除霜能耗。当前针对风冷冰箱的节能技术，主要包括制冷系统部件层面性能优化^［4-8］，智能化除霜^［9-10］，高效保温材料应用^［11-12］，以及通过温湿度精确控制、风道/风门优化，来保证冷量合理分配^［13-16］等。上述技术实现节能的关键之一：尽量避免由于蒸发器的霜层积累导致换热性能的严重衰减。因此，为确保制冷能力、提升食品存储品质并降低能耗，当霜层积累到一定程度后，冰箱将从稳定制冷周期切换至除霜周期。

电加热除霜^［17-18］通过将电能转换为热能，采用热辐射和自然对流的方式，将热量传递给霜层并使其融化，成本低且可靠性高，使风冷冰箱成为最典型的除霜方法。随着霜层的融化，融霜所需求的热量不断减少，在定功率下运行电加热量却不变，多余热量被系统热容吸收，甚至渗漏进入间室提升箱温。采用霜热动态匹配的原则，可以保障热量尽可能多的被霜层吸收，从而使冰箱整体能耗下降。

当前，针对电加热控制策略的研究，功率阶梯降低^［8，19］，以及脉动/间歇控制策略^［20］的优化方案，均能有效提高除霜性能。但脉动策略需要在除霜周期内频繁启停电加热，会造成电路老化受损，影响系统运行稳定性。而功率阶梯降低策略虽遵循霜热动态匹配原则，但缺乏基于霜层质量与除霜功率之间的量化研究，策略制定多停留在依靠经验或者试验的方法来确定时间步长。虽然相关研究人员将温度作为功率切换的信号，来实现时间步长的定量化选择^［9］。然而，变功率策略原理上应根据霜层融化特性来制定，功率的选择应与蒸发器除霜残留量相匹配，此方面尚缺乏相关研究。

针对上述问题，本文建立风冷冰箱蒸发器CFD动态除霜模型，探究定功率下的融霜特性。基于霜热动态匹配原则，以融霜水质量为量化指标，进一步研究不同变功率策略，对风冷冰箱蒸发器除霜能耗和除霜效率的影响，以及对除霜热量分布的改善。研究可为风冷冰箱电加热除霜的节能提效提供有力支撑。

1　除霜过程数值模型

收起

风冷冰箱蒸发器的动态融霜特性，以及除霜周期内的热量分布难以通过试验获得。因此，建立CFD动态除霜模型，研究基于霜热动态匹配的变功率策略对蒸发器除霜性能的影响，进而得出最佳的控制方案。

1.1　物理模型

图1示出风冷冰箱蒸发器CFD动态除霜物理模型。翅片管蒸发器由左右挡板、管排及排布在各管排上的翅片组成，蒸发器底部安装有电加热器，霜层附着于蒸发器表面。蒸发器、霜层、电加热器与空气域，组合形成完整的风冷冰箱蒸发器CFD动态除霜物理模型，其具体结构参数见表1。空气域前壁面开孔为风机入口，与底部排水口均设置为压力出口。前壁面的底部设有冷冻室回风口，简化为恒温壁面；顶壁面视为绝热壁面，其余壁面则分隔空气域与周围环境。

蒸发器和翅片的主要参数如图2、表2所示。其中，管长为蒸发器左右挡板所夹中间管排部分。与蒸发器来流方向相垂直的边为翅片高度，与蒸发器来流方向相平行的边为翅片宽度，沿蒸发器管长方向的边为翅片厚度，翅片总数为233片。

通过试验测量除霜完成后的融霜水质量^［8］，已建立的风冷冰箱蒸发器非均布翅片结霜模型^［21］运行297.2 min时，结霜量与试验一致。以此时刻计算的各霜层质量、厚度，作为CFD动态除霜模型中蒸发器初始霜层的分布，如表3所示。本研究的动态除霜模型中，霜层的热物性参数同样基于上述结霜模型计算得到，取各管排的平均值（见表4）。融霜水和空气热物性采用FLUENT软件中的默认值。

1.2　控制方程及仿真设置

文献［8］中测得底部加热器温度为197.7 ℃，蒸发器空间顶部空气温度为-22.5 ℃，从而计算得到瑞利数为1.84×10⁹。因此，选用收敛性好、计算效率高的标准k-ε湍流模型。采用DO辐射模型模拟除霜过程中的辐射换热，空气域底部和换热器表面材质为铝，表面发射率设置为0.05；其余表面均为塑料，表面发射率为0.85。采用凝固‑融化（Solidfication‑Melting）模型模拟霜层的融化。此外，为了考虑融霜水滴落与热空气上升的混合流动，启用VOF多相流模型追踪气液交界面。蒸发器所在空间内存在融霜水在滴落过程中，受到热空气自然对流、电加热热辐射和温度较高壁面的影响，由液态蒸发缓慢转变为气态；此外，融霜水随机滴落在高温蒸发器管壁和电加热表面而发生剧烈沸腾，由液态瞬间转变为气态。复杂的传热传质过程，为建立完善的数学模型带来巨大困难。为此，在保证除霜模型完整度、满足研究需求，以及一定的计算精度前提下，忽略融霜水随机滴落至电加热表面的闪蒸传质过程。

控制方程包括质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程和湍流k-ε方程，分别如下所示。

∂ ρ ∂ t + ∇ ⋅ (ρ u) = 0

（1）

∂ (ρ u) ∂ t + ∇ ⋅ ρ u u = ρ g - ∇ p + ∇ η + η t ∇ u + (∇ u) T + f σ

（2）

∂ (ρ T) ∂ t + ∇ ⋅ ρ u T = ∇ η p + η t σ T ∇ T

（3）

∂ (ρ k) ∂ t + ∇ ⋅ ρ u k = ∇ η + η t σ k ∇ k + G k - ρ ε

（4）

∂ (ρ ε) ∂ t + ∇ ⋅ ρ u ε = ∇ η + η t σ ε ∇ ε + ε k (c 1 G k - c 2 ρ ε)

（5）

式中，ρ为流体密度，kg/m³；t为时间，s；u为速度矢量，m/s；g为重力加速度，m/s²；p为压力，Pa；η为动力黏度，Pa·s；η_t为湍流动力黏度，Pa·s；f_σ为体积力源项，N/m³；T为温度，K；P为普朗特数；σ_T为能量方程的湍流普朗特数；k为湍动能，m²/s²；σ_k为k方程的湍流普朗特数；G_k为湍动能产生项，kg/（m·s³）；ε为湍流耗散率，m²/s³；σ_ε为ε方程的湍流普朗特数；c₁，c₂为经验常数。

DO辐射模型输运方程^［22］如下：

∇ ⋅ [I λ (r, s) s] + (σ λ + α λ) I λ (r, s) = σ λ n 2 I b λ + α λ 4 π ∫ 0 4 π I λ (r, s') Φ (s ⋅ s') d Ω'

（6）

式中，I_λ（r，s）为位置r沿着s方向的光谱辐射强度，W/（m²·sr）；r为空间位置矢量，m；s为辐射方向矢量；σ_λ为光谱吸收系数，m^-1；α_λ为光谱散射系数，m^-1；n为介质折射率；I_bλ为黑体光谱散射强度，W/（m²·sr）；s'为散射方向矢量；Φ（s·s'）为散射相位函数；Ω'为空间立体角，sr。

凝固‑融化模型^［23］在霜层所在流体域内，填充物性与霜层一致的液态流体，设置融化、凝固温度和融化热，通过传热计算，当局部流体吸收热量大于融化热时，就会有流体从霜层所在的流体域内流出，在重力作用下滴落。其控制方程如下：

∂ ∂ t ρ H + ∇ ⋅ ρ u H = ∇ ⋅ λ ∇ T + S

（7）

式中，H为混合相的焓，J/kg；λ为有效热导率，W/（m·K）；S为能量方程的源项，W/m³。

VOF多相流模型的空气相分数方程为：

∂ ∂ t α a i r ρ a i r + ∇ ⋅ α a i r ρ a i r u = 0

（8）

式中，α_air为空气的体积分数；ρ_air为空气密度，kg/m³。

在进行仿真结果处理时，主要关注除霜过程的能耗

Q e h

和除霜效率η：

Q e h = ∑ P e h, i t i

（9）

η = Q m e l t Q s u m × 100 %

（10）

Q m e l t = c p m Δ T + m h f g

（11）

Q s u m = Q s u b + Q e h

（12）

式中，P_eh_，_i为融化阶段i的电加热功率，W；t_i为融化阶段i的时间步长，s；Q_melt为有效除霜热量，指霜层完全融化所需要的热量，包含初始温度上升至融化温度0 ℃所需的显热和霜层融化所需的潜热，J；

Q s u m

为总的提供热量，J；c_p为霜层比热容，J/（kg⋅K）；m为霜层初始时刻的质量，kg；ΔT为温差，K；h_fg为霜层融化潜热，J/kg；

Q s u b

为周围环境提供的热量，通过监测各壁面热通量获得，J；

Q e h

为电加热提供的热量，J。

使用FLUENT进行模拟计算，求解设置如下：压力-速度耦合采用SIMPLE算法，压力项离散采用体力加权，松弛因子为0.3；动量和DO模型离散采用一阶迎风，松弛因子为0.5；能量离散采用二阶迎风，松弛因子为1.0；体积分数离散采用压缩性格式；时间步长设置为0.5 s。对3 min时第一排管壁的温度进行监测，当网格数量在1 050万以上时，温度差距不超过0.003 ℃。因此，选用1 050万网格数量进行计算。

1.3　模型验证

针对除霜过程进行可视化试验研究，功率仪采集冰箱进入除霜周期后的电加热功率和持续工作时间，摄像机记录除霜周期内蒸发器霜层形态随除霜时间的变化。

电加热功率固定为180 W，对仿真与试验融霜趋势进行对比如图3所示。

由图可知，6 min时完成预热，第1管排霜层开始逐步融化；9 min时第1管排霜层完全融化；26 min时第1~4管排霜层融化完成；30 min时仅第6，7管排霜层还未融化；34.2 min时霜层完全融化，风冷冰箱除霜周期结束。对比CFD仿真，6 min时第1管排霜层已有部分融化，监测该管排液相体积分数，计算霜层融化质量为7.44 g，占该管排霜层质量的18.92%，在融霜速率上稍快于试验；9 min时第1管排霜层完全融化，第2管排霜层融化2.18 g，仅占第2管排霜层质量的5.2%，与试验趋势基本一致；26 min时第4管排融霜速率低于试验，约有9.31 g霜层未能融化；30 min时第5管排融霜速率依旧低于试验，约霜层质量的44.70%未能融化；33.85 min时各管排液相体积分数值均为1.0，可认为除霜完成，较试验提前了0.35 min，总的融霜时间偏差仅为1.02%，在可接受范围内。

2　霜热动态匹配策略的制定

收起

2.1　融霜阶段划分

在定功率180 W下运行，监测各管排霜层所在流体域内，液相体积分数随融霜时间的变化，结果如图4所示。

根据霜层的形态变化，将除霜过程划分为预热阶段和融化阶段。为了方便选取不同阶段变功率策略的起止点，根据各管排的融霜特性，又将融化阶段细分为6个小阶段。1~2阶段的划分依据：以管排霜层开始融化为阶段起点，以下一管排霜层开始融化为阶段终点，保证该时段内具有较高的除霜速率。计算发现1~2阶段内，霜层的融化质量均约为40 g，故后续3~5阶段的划分，以与其相同的融霜水质量进行起止点选取。第6阶段为最终全部融化阶段，该阶段内5~7管排霜层融化速率较快，且完成融霜时间差距较小，将其单独划分为一个阶段。

图5示出不同融化阶段的融霜水质量和融霜速率。1~5阶段融霜水质量分别为40.32，39.92，40.12，39.68，40.17 g，最大质量偏差仅0.4 g。融化初期（1~2阶段），蒸发器底部管排霜层距电加热源较近，融霜速率较高，第1阶段达9.27 g/min。融化中期（3~4阶段），底部霜层融化，裸露的蒸发器管壁和翅片与电加热源温差较大，大量除霜热量被蒸发器底部热容吸收，用于融霜的有效热量减少，融化相同质量霜层所需时间延长，融霜速率逐步下降，第4阶段的融霜速率降至5.92 g/min，较阶段1降幅达36.14%。融化后期（5~6阶段），经过前4个阶段的热量积累，蒸发器及周围壁面与电加热源的温差逐渐缩小，吸收的热量逐渐降低，更多除霜热量被顶部管排霜层吸收，促使融霜速率显著提升至24.86 g/min。

2.2　变功率策略制定

定功率下电加热和环境提供的总热量为370.27 kJ，而有效除霜热量仅占总热量的34.63%，除霜效率低。这是因为定功率模式下，电加热器在除霜过程中温度不断升高直至稳定，期间霜层质量不断减少，但电加热器提供的热量并未随之降低，导致多余热量被壁面、蒸发器等结构吸收，并从风机入口通过热空气渗漏进入间室提升箱温。从能量平衡的角度可知，热量来源总量等于热量去向总量，如式（13）所示：

Q s u b + Q e h = Q m e l t + Q d r a i n + Q e v a p + Q w a l l + Q l e a k

（13）

热量源自电加热

Q e h

和周围环境

Q s u b

，最终转化为融霜热量

Q m e l t

、蒸发器热容热量

Q e v a p

、壁面热容热量

Q w a l l

、间室漏热

Q l e a k

和排水口流出水带走的热量

Q d r a i n

。而理论最优策略的本质就是最小化除霜残留热量，即蒸发器和壁面的热容热量，以及间室漏热。随着霜层的融化，融霜热量逐渐减少，为最小化除霜残留热量，有必要降低电加热功率。因此，构建基于霜热动态匹配的变功率策略，是改善风冷冰箱除霜性能的关键。

根据霜热动态匹配原则，先提出基于融化阶段全过程的功率阶梯降低策略1：在预热阶段和融化第1阶段功率为180 W，在后续的融化阶段内，基于蒸发器残霜量的降低，以15 W为步长，进行功率阶梯降低，至第6阶段最低功率为105 W。在对应功率下，各阶段持续时间基于残霜量变化确定，即各阶段融霜水质量与定功率模式下保持一致。

基于融化阶段全过程的功率阶梯降低策略延长了除霜总时间，可能导致通过风机入口和前壁面进入间室的热量增加，引起更高的间室温升。在策略1的基础上提出策略2~5，如图6所示。策略2将融化第2阶段的电加热功率调整至180 W，后续阶段功率制定与策略1保持一致；策略3则在策略2基础上，将融化第3阶段中电加热功率调整至180 W，后续阶段功率制定与策略1保持一致；策略4~5以此类推。

3　变功率对除霜性能的影响

收起

3.1　变功率对除霜能耗和除霜效率的影响

不同策略下除霜能耗和除霜效率分布如图7所示。除霜能耗整体变化趋势为先降低后增加，定功率模式的除霜能耗最高，采用变功率策略可使除霜能耗显著降低。相较于定功率模式，变功率策略1~5的能耗降幅分别为14.49%，13.93%，12.32%，9.35%和6.70%，其中策略1表现最佳。除霜效率整体变化趋势为先增加后降低，且变功率策略1~5的除霜效率均优于定功率模式，分别提升5.72%，5.51%，4.8%，3.52%和2.45%，策略1依然表现最佳。在融霜水质量相同前提下，即有效除霜热量相同，变功率策略能有效降低除霜能耗，显著提高有效除霜热量占比，提高除霜效率。

除霜能耗受功率和除霜时间的影响，图8示出不同策略下除霜时间和除霜平均功率分布。除霜平均功率先降后增，相较于定功率模式，变功率策略1~5的除霜平均功率分别降低35.27，33.72，29.53，20.37，12.79 W。策略1因其全过程功率阶梯降低的优势，使其除霜平均功率下降幅度最大。除霜时间则先增加后减少，相较于定功率模式，变功率策略1~5的除霜时间分别延长2.15，2.00，1.65，0.75，0.15 min。策略5除霜平均功率降低幅度最小，与定功率所用除霜时间偏差最小，相较于策略1~4，间室温升因除霜时间延长导致环境中进入间室的热量会有所降低。综合来看，除霜平均功率下降幅度高于除霜时间增加幅度，使得变功率策略在除霜能耗方面相较于定功率有所下降。

3.2　变功率对除霜热量分布的改善

热量分布特性通过热量来源和除霜残留热量来衡量不同功率策略对除霜恢复期能耗的影响，如表5所示。热量来源包含电加热量和环境热量；除霜残留热量包含蒸发器热容热量、壁面热容热量和间室漏热。

从热量来源角度来看，电加热功率策略的改变，首先影响其自身在除霜周期内为除霜提供的热量。其次，由于除霜时间的改变，以及蒸发器所在空间内温度的变化，环境中进入系统的热量也会随之发生改变，使得不同电加热功率策略下的总热量产生差异。

从蒸发器热容热量角度来看，不同策略下蒸发器各管排表面平均温度随除霜时间的变化如图9所示。除霜过程中各管排温度逐渐上升。由于底置电加热的缘故，热量自下而上传递，导致管排温度自下而上逐排降低。在各自策略下除霜结束时刻的蒸发器平均温度相较定功率分别下降14.97，13.47，12.13，9.92，5.79 ℃。蒸发器平均温度降低表明其吸热量随之下降。相较于定功率模式，变功率策略1~5的蒸发器热容热量分别减少17.45，15.69，14.14，11.56，6.75 kJ。策略1相较其他变功率策略表现更佳。从壁面热容热量角度来看，壁面吸收的热量越多，会增大除霜恢复期的能耗。5种变功率策略表现均优于定功率。相较于定功率模式，变功率策略1~5的壁面热容热量分别减少1.76，1.93，1.83，0.88，0.43 kJ。其中，策略2表现最优，降幅最大可达21.82%。从间室漏热量角度来看，间室漏热量的增加会导致间室温升，影响食品储存质量。除了策略1的间室漏热增加0.114 kJ外，其余变功率策略均低于定功率模式。其中，策略5下降幅度最大，可达0.49 kJ，策略2~4在降幅上基本一致，分别为0.125，0.134，0.138 kJ。不同策略下，总的除霜残留热量分别为138.99，119.90，121.24，122.89，126.42，131.32 kJ。策略1在降低除霜恢复期能耗方面表现最佳，总除霜残留热量减幅高达19.09 kJ。综上所述，基于融化阶段全过程的功率阶梯降低策略1，在除霜能耗、除霜效率和除霜残留热量方面表现最优，可最大程度降低除霜和除霜恢复期能耗。相较于定功率模式，策略1虽然除霜时间延长2.15 min，导致间室漏热量增大0.11 kJ，但间室漏热量增加值仅占间室漏热的0.25%，影响很小。因此，根据蒸发器融化特性曲线划分融化阶段，并采用融化阶段全过程功率阶梯降低的变功率控制策略，可最大限度提升风冷冰箱除霜性能，提高冰箱能效。

4　结论

收起

（1）通过各管排的融霜特性，将融化阶段划分为6个子阶段，再依据霜热动态匹配的原则，提出基于融化阶段全过程的功率阶梯降低策略1，以及在其基础上增加部分阶段功率的策略2~5。

（2）相较于定功率模式，变功率策略的除霜能耗降低6.70%~14.49%，除霜效率提升2.45%~5.72%，除霜平均功率降低12.79~35.27 W。策略1在除霜能耗和除霜效率方面均表现最佳。

（3）相较于定功率模式，变功率策略的除霜残留热量分别降低19.09，17.75，16.10，12.57，7.67 kJ。策略1在降低除霜恢复期能耗方面表现最佳。

参考文献

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排序方式：

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2026年第54卷第6期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.06.012

接收时间：2025-12-21
首发时间：2026-10-22
出版时间：2026-06-30

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收稿日期：2025-12-21
修回日期：2026-04-07

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¹西安交通大学能源与动力工程学院，西安 710049

²广东美的制冷设备有限公司，广东佛山 528311

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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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TxT

结构名称	参数	规格
管翅式蒸发器	长、宽、高	364，60，369
电加热器	长、管径	1 416.8，6
冷冻室回风口	长、宽	307，30
风机入口	内径	80
排水口	内径	20
空气域	长、宽、高	369，62，525

结构名称

参数

规格

管翅式蒸发器

长、宽、高

364，60，369

电加热器

长、管径

1 416.8，6

冷冻室回风口

长、宽

307，30

风机入口

内径

排水口

内径

空气域

长、宽、高

369，62，525

参数	数值	管排	翅片数量
总管排数	7	1	11
管列数	2	2	15
管长/mm	310	3	29
管外径/mm	8	4	29
翅片高/mm	60	5	58
翅片宽/mm	28	6	58
翅片厚/mm	0.15	7	33

参数

数值

管排

翅片数量

总管排数

管列数

管长/mm

310

管外径/mm

翅片高/mm

翅片宽/mm

翅片厚/mm

0.15

管排	1	2	3	4	5	6	7
质量/g	39.30	41.95	54.43	48.84	66.30	55.90	33.96
厚度/mm	2.9	2.5	1.9	1.7	1.3	1.1	1.2

管排

质量/g

39.30

41.95

54.43

48.84

66.30

55.90

33.96

厚度/mm

2.9

2.5

1.9

1.7

1.3

1.1

1.2

热物性参数	数值
密度/（kg⋅m^-3）	239.64
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	0.265 4
定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	1 900
融化潜热/（J⋅kg^-1）	333 600

热物性参数

数值

密度/（kg⋅m^-3）

239.64

导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）

0.265 4

定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）

1 900

融化潜热/（J⋅kg^-1）

333 600

策略	电加热量	环境热量	蒸发器热容热量	壁面热容热量	间室漏热
定功率	365.58	4.69	87.07	8.87	43.05
策略1	312.62	5.13	69.63	7.11	43.16
策略2	314.64	4.78	71.38	6.94	42.93
策略3	320.49	4.70	72.93	7.04	42.92
策略4	331.38	4.69	75.51	7.99	42.91
策略5	341.10	4.69	80.32	8.44	42.56

策略

电加
热量

环境
热量

蒸发器热容热量

壁面热容热量

间室
漏热

定功率

365.58

4.69

87.07

8.87

43.05

策略1

312.62

5.13

69.63

7.11

43.16

策略2

314.64

4.78

71.38

6.94

42.93

策略3

320.49

4.70

72.93

7.04

42.92

策略4

331.38

4.69

75.51

7.99

42.91

策略5

341.10

4.69

80.32

8.44

42.56