基于鎳鈦片的彈熱冰箱設計與仿真研究

陳炎亮 王 堯 孫 文 劉 劍 錢蘇昕

(1 西安交通大學能源與動力工程學院 西安 710049；2 中國科學院寧波材料技術與工程研究所 寧波 315201)

自19世紀第一臺蒸氣壓縮式制冷機發(fā)明以來，蒸氣壓縮技術已經成為制冷行業(yè)的主流技術[1]。由于蒸氣壓縮制冷技術使用氫氟烴等溫室效應嚴重的制冷劑，減少制冷劑的使用對于生態(tài)環(huán)境的保護至關重要[2]。

近年來，零溫室效應的固態(tài)相變制冷技術正處于快速發(fā)展階段，包括磁制冷、電卡制冷、彈熱制冷、壓卡制冷[3-5]。其中，彈熱制冷被認為是最具潛力的新型固態(tài)相變制冷技術[6]。彈熱制冷通過外界提供軸向應力驅動彈熱工質發(fā)生相變，相變過程是潛熱釋放和吸收的過程，從而產生制冷效應[7]，該效應也被稱為彈熱效應。能夠產生彈熱效應的工質主要包括形狀記憶合金和形狀記憶高分子材料。其中，鎳鈦合金是最為常見的彈熱工質[8]。

彈熱制冷原型機的研發(fā)主要以國外的研究機構為主。馬里蘭大學在2015年研發(fā)出壓縮鎳鈦管式的彈熱原型機，實現(xiàn)了65 W的制冷功率[9]；德國薩爾大學研發(fā)的固體直接接觸換熱的彈熱原型機可實現(xiàn)約5 K的制冷溫差[10]；丹麥技術大學通過主動回熱式技術研發(fā)的彈熱原型機實現(xiàn)了19.9 K的制冷溫差[11]；德國卡爾斯魯厄理工學院基于橋式布局研發(fā)出了多種彈熱原型機，其中，在2019年研發(fā)的復疊式彈熱制冷原型機實現(xiàn)了15 K的制冷溫差[12]。雖然上述彈熱制冷原型機在制冷溫差及制冷功率上取得了顯著進步，但緊湊性卻一直是彈熱制冷原型機發(fā)展的瓶頸?；谔嵘到y(tǒng)緊湊性的目的，本研究團隊通過單臺電機傾斜放置的方式，研發(fā)出了以鎳鈦絲作為彈熱工質的臥式彈熱冰箱，并通過系統(tǒng)改進研發(fā)了第二代立式彈熱冰箱，大幅降低了驅動電機和彈熱工質之間的質量比[13]。

由于鎳鈦絲和熱源熱匯之間接觸方式為線接觸，傳熱能力制約了系統(tǒng)的制冷性能。為提升彈熱工質和熱源熱匯之間的接觸傳熱面積，本文基于前兩代彈熱冰箱，將彈熱工質由絲狀鎳鈦合金替換為片狀鎳鈦合金，研發(fā)設計了第三代基于拉伸鎳鈦片的彈熱冰箱，并通過仿真模型，預測了第三代彈熱冰箱的性能。

1 彈熱冰箱的設計

1.1 設計與改進

本文設計的緊湊型彈熱冰箱由驅動電機、機架、傳動機構、夾具、冷端保溫箱體、熱端散熱器及彈熱工質等部件組成。通過電機的傾斜放置及絲桿滑塊系統(tǒng)，將電機的旋轉運動轉化為夾具的水平和豎直兩個方向上的運動。彈熱工質在夾具帶動下，完成拉伸放熱、卸載吸熱的過程，圖1所示分別為三代彈熱冰箱的設計及實物圖，圖1(a)和(b)為基于鎳鈦絲的彈熱冰箱，圖1(c)為基于鎳鈦片的彈熱冰箱。

圖1(a)為第一代緊湊型彈熱冰箱實物圖，第一代彈熱冰箱為臥式設計，熱端散熱器位于第一代臥式彈熱冰箱系統(tǒng)上方，冷端保溫箱體位于系統(tǒng)下方，通過卸載12根長度為200 mm、直徑為0.7 mm的處于拉伸狀態(tài)的鎳鈦絲產生制冷效應。為克服夾具在運動過程中的重力因素，改進并研發(fā)了第二代立式彈熱冰箱，如圖1(b)所示，第二代彈熱冰箱通過結構改進，系統(tǒng)運行更平穩(wěn)，此外，第二代彈熱冰箱能夠拉伸18根與第一代彈熱冰箱長度、直徑規(guī)格相同的鎳鈦絲，拉伸過程電機驅動力和鎳鈦絲發(fā)生形變的位移之間的關系如圖2所示[13]，拉伸過程電機所需輸出的最大驅動力為3.3 kN，而本文設計的三代彈熱冰箱使用的旋轉電機的最大驅動力為5 kN，因此滿足實際使用需求。相較于第一代彈熱冰箱，第二代彈熱冰箱由于鎳鈦絲質量的增加，制冷量有較大提升，且在冷藏箱體內部存取儲物更為方便。

圖1 緊湊型彈熱冰箱設計及實物圖

圖2 驅動電機的驅動力與鎳鈦絲位移關系[13]

第一代和第二代彈熱冰箱通過鎳鈦絲和熱端、冷端直接接觸的方式釋放、吸收熱量，根據(jù)實驗測得制冷溫差最高可達9.2 ℃，制冷功率可達3.1 W[13]。本文提出的第三代彈熱冰箱在第二代立式彈熱冰箱的設計基礎上，替換了彈熱工質和夾具等運動結構，通過拉伸鎳鈦片的方式將彈熱工質和冷熱端的接觸方式由線接觸改為了面接觸，大幅增加了彈熱工質和冷熱端的傳熱面積。圖1(c)為第三代拉伸鎳鈦片式的彈熱冰箱設計圖，電機輸出軸的旋轉運動通過絲桿轉化為直線運動，上下夾具分別和導軌系統(tǒng)、絲桿系統(tǒng)相連，三代彈熱冰箱使用的鎳鈦合金材料具體參數(shù)如表1所示。

表1 彈熱工質相關參數(shù)

1.2 鎳鈦片夾具設計

第一代與第二代彈熱冰箱使用的夾具上裝有螺栓，螺栓上有寬度為1 mm的線槽，鎳鈦絲通過纏繞的方式固定在螺栓線槽中。第三代彈熱冰箱設計的用于夾持鎳鈦片的夾具如圖3所示，夾具需要保證鎳鈦片在拉伸過程中相對夾具不發(fā)生移動。如圖3(a)所示，夾具的夾持面內嵌有帶斜線槽的黃銅板，用于增大鎳鈦片和夾持面之間的摩擦力。此外，上下夾具的兩端均設計有高度為1 mm的限位機構。如圖3(b)所示，鎳鈦片的形狀為工字形，中間段為實際拉伸與卸載的工作段，上下兩側為夾持段。工作段在加載和卸載狀態(tài)下分別與散熱器、冷箱接觸，夾持段通過上下夾具固定。如圖3(c)所示，上下夾具均為前后兩個壓塊，通過螺絲固定夾緊的方式，將工字形鎳鈦片緊壓在夾具的壓塊之間，夾具的壓塊額外設置有螺栓通孔，通過緊固螺栓向鎳鈦片的夾持段施加附加壓力，從而進一步提高鎳鈦片和夾持面之間的摩擦力。

圖3 夾具設計實物圖

1.3 工作原理

本文設計的彈熱冰箱的工作原理如圖4所示。在電機輸出軸旋轉帶動下，上夾具沿絲桿方向運動(圖4箭頭方向)，下夾具沿滑軌方向運動(圖4箭頭方向)，電機通過下夾具向鎳鈦片提供向下的拉伸力，機架通過上夾具向鎳鈦片的另一側提供向上的拉伸力。

圖4 彈熱樣機工作示意圖

鎳鈦片受到應力拉伸并由奧氏體相向馬氏體相相變，相變過程釋放潛熱，鎳鈦片溫度上升，在上下夾具的帶動下，鎳鈦片將向熱端方向移動，接觸并釋放熱量。當電機反向運動時，上下夾具將分別沿絲桿和滑軌反向運動，鎳鈦片卸載，發(fā)生逆向相變，鎳鈦片的溫度降低，并最終和右側冷端接觸，釋放冷量。

2 數(shù)學仿真模型

2.1 仿真模型

采用一維瞬態(tài)仿真模型，將彈熱冰箱分為三個子模型，分別為鎳鈦片模型、熱端換熱器模型以及冷端換熱器模型，鎳鈦片模型采用分布參數(shù)法，將鎳鈦片沿長度方向等分為100個控制單元，每個鎳鈦片控制單元的能量方程為：

(1)

式(1)等號右側第一項為鎳鈦片控制單元之間的導熱相；第二項為鎳鈦片相變過程潛熱變化項，相變過程馬氏體相質量分數(shù)的變化速率由下列公式計算[14-16]：

(2)

XM+XA=1

(3)

式(1)等號右側第三項為外力做功項，任意時刻鎳鈦片所受應力大小由鎳鈦合金的本構方程決定：

σ=EN(εN-XMεT)

(4)

式(1)等號右側第四、五、六項分別為單位體積鎳鈦片與熱端、冷端換熱器及環(huán)境之間的換熱量，QN,h與QN,c分別通過式(5)和式(6)計算，當鎳鈦片與熱端換熱器接觸散熱時，δh取1，其余時刻δh為0，當鎳鈦片與冷端換熱器接觸釋放冷量時，δc為1，其余時刻δc取0。

QN,h=hN,hAN,h(TN-Th)

(5)

QN,c=hN,cAN,c(TN-Tc)

(6)

式(1)的二階微分通過下列公式進行離散化處理：

(7)

通過將100個鎳鈦片控制單元的溫度求和取平均即可得到各個時刻下鎳鈦片的平均溫度：

(8)

換熱器模型采用集總參數(shù)法分析，熱端使用鋁片吸收鎳鈦片熱量，冷端使用銅片吸收鎳鈦片冷量，熱端、冷端換熱器的設計參數(shù)如表2所示。

熱端換熱器的能量方程：

(9)

冷端換熱器的能量方程：

(10)

通過上述3個能量方程、相變速率方程以及相變過程應力應變方程即可求解得到不同時刻熱端、冷端換熱器及鎳鈦片的溫度。

2.2 模型求解

上述仿真模型通過MATLAB SIMULINK計算求解流程如圖5所示，具體步驟如下：

圖5 彈熱樣機瞬態(tài)模型系統(tǒng)仿真流程圖

1)按照先前控制單元劃分方法，將鎳鈦片等分為若干個控制單元，并將微分方程離散化；

2)輸入初始條件，即鎳鈦片、熱端、冷端以及環(huán)境初始溫度設置為25 ℃，馬氏體質量分數(shù)為0；

3)使用ODE3求解器和Trust Region算法分別求解式(1)～式(10)中的時序微分方程和非線性方程，計算某一時刻鎳鈦片各個控制單元的溫度和熱端冷端換熱器的溫度；

4)判斷是否達到運行終止時間，若未達到設定終止時間，則增加一個10-3s時間步長，計算下一時刻鎳鈦片各個控制單元的溫度和熱端冷端換熱器的溫度。

2.3 模型驗證

為驗證模型的可靠性，將第二代立式彈熱冰箱的相關參數(shù)輸入系統(tǒng)仿真模型中，將計算結果與第二代立式彈熱冰箱的實驗結果進行對比分析，結果如圖6所示。

圖6的運行工況為冷熱端換熱器均做絕熱處理，在該運行工況下，系統(tǒng)制冷溫差的實驗與仿真的溫度數(shù)據(jù)吻合度較好，任意時刻下，實驗與仿真數(shù)據(jù)的偏差均保持在10%以內，證明該系統(tǒng)模型可用于驗證第三代彈熱冰箱的性能。

圖6 第二代緊湊型彈熱樣機仿真與實驗系統(tǒng)溫差對比

3 結果及討論

3.1 彈熱冰箱制冷系統(tǒng)的性能模擬

1)系統(tǒng)運行頻率

系統(tǒng)運行頻率越高，單位時間內鎳鈦片和熱端、冷端換熱器接觸換熱次數(shù)越多，而系統(tǒng)運行在低頻率時，鎳鈦片和熱端、冷端換熱的單次接觸換熱量越大，因此彈熱冰箱存在理論最優(yōu)運行頻率，在該運行頻率下，彈熱冰箱能達到最高的制冷溫差，即更高的傳熱效率。當電機轉速一定時，系統(tǒng)運行頻率主要取決于鎳鈦片和熱端、冷端換熱器的接觸時間。當熱端、冷端換熱器均設置為絕熱條件時，彈熱冰箱冷熱端系統(tǒng)溫差和COP隨頻率的變化如圖7所示，系統(tǒng)理論制冷COP的計算公式[17]：

圖7 系統(tǒng)頻率對制冷溫差和COP的影響

(11)

公式分母為頻率和一個循環(huán)周期下外界電機做功量的乘積，并假設鎳鈦片在釋放應力過程中的機械功被完全回收[5]，且不考慮電機效率。公式分子為彈熱冰箱制冷功率，通過熱平衡法仿真計算，在冷端換熱器能量方程增加補充熱源項Qc，用于表征彈熱冰箱的制冷功率。包含內熱源的冷端換熱器能量方程如下：

(12)

低頻率下，隨著頻率的提升，單位時間內鎳鈦片的接觸次數(shù)更多，導致制冷溫差不斷增加，隨著頻率的進一步提升，相同時間內，加載卸載用時占比提升，系統(tǒng)漏熱的增加導致制冷溫差隨頻率的增加而減少。由圖7可知，當加載卸載時間設置為0.8 s時，彈熱冰箱的最優(yōu)運行頻率為0.179 Hz，對應鎳鈦片分別和冷、熱端接觸換熱時間為2 s。該頻率高于第二代樣機實測的最優(yōu)運行頻率，驗證了將鎳鈦絲更換為鎳鈦片可提高傳熱性能和系統(tǒng)制冷性能。

圖7的仿真數(shù)據(jù)還表明低頻率工作下的彈熱冰箱預計能實現(xiàn)更具優(yōu)勢的COP，相較于最優(yōu)運行頻率工作下，低頻率工作下的彈熱冰箱雖然制冷溫差及換熱量相對較小，但相同時間內，驅動電機的對外輸出功可有效降低，從而提升COP。當彈熱冰箱在最優(yōu)運行頻率下，COP為1.8；在較低頻率運行時，COP能夠達到2.6。

2)系統(tǒng)制冷溫差

當系統(tǒng)運行在最優(yōu)頻率0.179 Hz時，冷熱端絕熱工況下，熱端換熱器、冷端換熱器的溫度隨時間的變化如圖8(a)所示，當系統(tǒng)運行100 s后，冷熱端溫差不再增加，系統(tǒng)進入準穩(wěn)態(tài)，此時冷熱端溫差達到12 ℃。熱端換熱器處于強制對流散熱、冷端換熱器設置為絕熱工況時，冷熱端換熱器溫度隨時間的變化如圖8(b)所示，此時模擬彈熱冰箱實際的運行過程，需要在熱端換熱器安裝一個散熱風機，將熱端熱量盡快排至環(huán)境中，用于得到最大的冷端換熱器溫降。系統(tǒng)仿真結果表明，熱端換熱器強制對流散熱條件下，當系統(tǒng)穩(wěn)定運行300 s后，冷端換熱器達到11.4 ℃的最大溫降，熱端換熱器的溫度在25.3～25.6 ℃之間波動。

圖8 不同散熱條件下，冷、熱端溫度隨時間的變化

3)系統(tǒng)制冷量

在熱端換熱器散熱條件下，系統(tǒng)進入穩(wěn)定工況后，可以得到不同制冷溫差條件下彈熱冰箱的制冷功率密度，如圖9所示。實驗測得第二代使用鎳鈦絲作為彈熱工質的彈熱冰箱在零溫差條件下的制冷功率為0.33 W/g，改進后的第三代使用鎳鈦片的彈熱冰箱在零溫差下制冷功率提升了79%，達到0.59 W/g。制冷功率的提升主要是因使用鎳鈦片作為彈熱工質后，鎳鈦片與冷熱端的有效傳熱面積大幅提升，從而使單位時間內鎳鈦片與熱端、冷端換熱器的換熱量提升。

圖9 制冷功率隨制冷溫差的變化

3.2 彈熱冰箱制冷系統(tǒng)的變參數(shù)分析

1)鎳鈦片厚度

在電機提供相同的拉伸應力條件下，鎳鈦片的厚度越薄，相應的鎳鈦片寬度可以設置的越大，即鎳鈦片和冷熱端的接觸面積可以進一步提升。如圖10所示，分別研究在冷熱端體積相同的條件下，厚度為0.1～0.5 mm 鎳鈦片對于制冷溫差和制冷功率的影響。

圖10 制冷功率、頻率和制冷溫差隨鎳鈦片厚度的變化

圖10(a)所示為不同厚度鎳鈦片的冷熱端絕熱工況下制冷溫差隨運行頻率的變化，隨著鎳鈦片的厚度由0.5 mm降至0.1 mm，系統(tǒng)的最優(yōu)運行頻率由0.152 Hz升至0.385 Hz，最優(yōu)運行頻率隨厚度的減少而提升的原因是，厚度的減少導致接觸面積提升，增加了鎳鈦片和冷熱端的接觸傳熱系數(shù)，因此更短的接觸時間即可完成相同的換熱量。接觸面積的提升也將導致系統(tǒng)在運行過程的漏熱量增加，因此，制冷溫差將隨鎳鈦片厚度的減少而下降。

在最優(yōu)運行頻率下得到熱端換熱器強制對流散熱時，不同厚度鎳鈦片產生的零溫差下的最大制冷功率，如圖10(b)所示。此時，由于系統(tǒng)的制冷溫差為零，因此可以忽略冷端換熱器和空氣之間的漏熱影響，而接觸面積一定時，鎳鈦片厚度減小導致鎳鈦片和冷熱端換熱器有效接觸面積增大，相較于0.5 mm鎳鈦片，彈熱冰箱在使用0.1 mm鎳鈦片時，制冷功率由0.61 W/g升至1.64 W/g。

2)電機轉速

電機轉速的提升將直接減少鎳鈦片加載與卸載過程所用時間，從而提升系統(tǒng)的運行頻率。圖11所示為制冷溫差與制冷功率隨加載(卸載)時間的變化，加載與卸載過程用時越短，加載與卸載過程鎳鈦片和空氣之間的漏熱量越少，因此有助于提升彈熱冰箱的性能。仿真結果表明，當系統(tǒng)加載與卸載用時由0.8 s降至0.4 s后，熱端散熱條件下，彈熱冰箱最大溫差將由11.4 ℃提升至11.8 ℃，零溫差條件下，系統(tǒng)的制冷功率將由0.61 W/g提升至0.69 W/g。

圖11 制冷溫差與制冷功率隨加載(卸載)時間的變化

3)彈熱工質

彈熱工質的物性對彈熱冰箱的性能具有至關重要的作用。常見的彈熱工質除了鎳鈦二元合金外，還有三元、四元鎳基合金；Cu-Zn-Al作為最常見的銅基形狀記憶合金也應用廣泛；此外，近年來磁性形狀記憶合金的研究也愈發(fā)受到重視。圖12對比了Ni-Ti合金、Cu-Zn-Al合金[18]、Ni-Fe-Ga合金[19]以及Ni-Mn-Ti-B合金[20]對于彈熱冰箱制冷溫差、制冷功率以及COP的影響。

圖12 不同彈熱工質的制冷溫差、制冷功率、COP對比

由圖12可知，將Ni-Ti合金的相變量由4.8%提升至8.0%時，Ni-Ti合金能達到完全相變，彈熱冰箱制冷系統(tǒng)的制冷溫差及制冷功率將分別由11.4 ℃、0.69 W/g升至18.8 ℃、1.17 W/g。而選用Cu-Zn-Al作為彈熱工質，相較于Ni-Ti合金，Cu-Zn-Al在完全相變下的潛熱量較小，但得益于Cu-Zn-Al相變所需的驅動應力較小，因此COP由1.8升至9.3。同樣的，Ni-Fe-Ga材料作為彈熱工質時所需的較小相變應力也有助于提升彈熱冰箱的COP，相較于Cu-Zn-Al作為彈熱工質，COP可以進一步提升63%。Ni-Mn-Ti-B的相變潛熱量顯著高于Ni-Ti，因此對于提升制冷溫差和制冷功率有顯著幫助，彈熱冰箱熱端散熱條件下的制冷溫差能夠進一步提升至24.2 ℃，制冷功率提升至1.23 W/g。

3.3 彈熱冰箱間室的性能

3.1節(jié)與3.2節(jié)分析了彈熱冰箱制冷系統(tǒng)的性能。制冷系統(tǒng)的冷端換熱器一側吸收鎳鈦片的冷量，另一側將冷量傳遞至冷藏間室，用于冷卻箱體內部儲物(本文考慮裝滿水的飲料瓶)。箱體內部空氣以及箱內儲物能量方程如下：

hb, wAw(Tb-Tw)

(13)

(14)

箱體設計及結構如圖13所示，仿真模型中箱體結構、內部儲物以及傳熱系數(shù)等參數(shù)的設定如表3所示。

圖13 冷箱結構設計

通過在冷端換熱器和間室接觸的一側增加翅片及風機起到強制對流換熱的作用，模型選用完全相變下的Ni-Mn-Ti-B作為彈熱工質，環(huán)境溫度根據(jù)GB/T 23777—2009規(guī)定的溫帶型氣候環(huán)境溫度設置為32 ℃[21]。圖14所示為冷藏箱體內部空氣與箱內水瓶溫度隨時間的變化，當彈熱冰箱啟動運行約800 s后，箱體內的溫度即降低達到極限值，當彈熱冰箱運行約1.9 h后，箱內放置的容積為120 mL的水瓶溫度降至10.7 ℃，參考葡萄酒的最佳保存溫度10～15 ℃[22]，本文設計的彈熱冰箱能夠滿足葡萄酒的冷藏存儲需求。

圖14 箱體內部空氣、箱內儲物溫度隨時間的變化

4 結論

本文設計了一臺拉伸鎳鈦片的彈熱冰箱，通過彈熱冰箱的動態(tài)仿真模型，得到結論如下：

1)彈熱冰箱在0.179 Hz的運行頻率下，有望實現(xiàn)絕熱工況下12 ℃的制冷溫差、熱端換熱器散熱工況下11.4 ℃的冷端制冷溫降及零溫差下最大0.59 W/g的制冷功率密度，相較于前兩代彈熱冰箱，性能提升顯著。

2)通過變參數(shù)分析發(fā)現(xiàn)，減小鎳鈦片的厚度可將制冷功率進一步提升至1.64 W/g，而提高電機轉速可減少系統(tǒng)漏熱，提升冰箱制冷性能。

3)使用完全相變的Ni-Mn-Ti-B材料作為彈熱工質時，可以實現(xiàn)最高絕熱工況下24.2 ℃的制冷溫差，并可使冷藏箱體溫度由32 ℃降至10.7 ℃，可滿足葡萄酒等飲品的冷藏需求。

符號說明

n——鎳鈦片控制單元數(shù)

ρ——密度， kg/m3

cp——比熱容， J/(kg·K)

T——溫度， ℃

V——體積， m3

f——頻率， Hz

k——鎳鈦片導熱系數(shù)， W/(m·K)

Δh——鎳鈦片相變潛熱， J/kg

XM——鎳鈦片馬氏體質量分數(shù)

XA——鎳鈦片奧氏體質量分數(shù)

σ——鎳鈦片受到的應力， MPa

ε——鎳鈦片的應變

x——空間坐標， m

t——時間， s

δ——時間系數(shù)

hN,a——鎳鈦片與環(huán)境的傳熱系數(shù)， W/(m2·K)

hN,c——鎳鈦片與冷端的傳熱系數(shù)， W/(m2·K)

hN,h——鎳鈦片與熱端的傳熱系數(shù)， W/(m2·K)

ha, c——環(huán)境與冷端的傳熱系數(shù)， W/(m2·K)

ha, h——環(huán)境與熱端的傳熱系數(shù)， W/(m2·K)

hb, c——冷端與箱內空氣的傳熱系數(shù)， W/(m2·K)

hb,w——箱內空氣與儲物的傳熱系數(shù)， W/(m2·K)

AN,c——鎳鈦片與冷端的接觸面積， m2

AN,h——鎳鈦片與熱端的接觸面積， m2

AN——鎳鈦片與環(huán)境的接觸面積， m2

Ac——冷端與環(huán)境的接觸面積， m2

Ah——熱端與環(huán)境的接觸面積， m2

Aw——箱內儲物面積， m2

QN,h——鎳鈦片與熱端的換熱量， W

QN,c——鎳鈦片與冷端的換熱量， W

Qc——制冷功率， W

Qb——箱體漏熱， W

pMA,pAM——相變速率系數(shù)

下標

N——鎳鈦片

a——環(huán)境

c——冷端換熱器

h——熱端換熱器

b——箱體內部空氣

w——箱體內部儲物(裝滿水的水瓶)

T——相變