本发明涉及一种用于蒸发制冷剂循环路径中的制冷剂的制冷剂蒸 发器，它适应于汽车空调。

在传统的制冷剂蒸发器中，多个其中带有制冷剂通道的铝管层叠 设置，并且有多个铝制波纹散热片设置在相邻的管道之间以提高气体 的传热面积。为了减轻蒸发器的重量，管道板厚度减薄至0.4mm。但是， 减薄的管道板厚度和蒸发器的传热性能之间的关系并没有充分加以描 述。

考虑到上述问题，本发明的一个目的是提供一种制冷剂蒸发器， 它具有足够薄的管道板厚度，其中已经发现了用于获得最大传热性能 的条件，使得蒸发器的传热性能提高了。

本发明的另一个目的是提供一种制冷剂蒸发器，其中传热性能改 进而管道的抗压强度增加了。

根据本发明的第一方案，一种制冷剂蒸发器包括：多条管道，制 冷剂穿过其流动；多个波纹散热片，它们由铝材制成，每个散热片都 设置在相邻的管道之间以增加穿过管道之间的气体的传热面积。这些 管道由铝材制成并在垂直于气流方向的叠层方向上相互平行设置。在 蒸发器中，管道的管道板厚度TT在0.10mm-0.35mm的范围内，每一管 道的管道高度TH在叠层方向上在1.5mm-3.0mm的范围内。这样，通过 在上述范围内分别设置管道板厚度TT和管道高度TH，管道的制冷剂通 道中的制冷剂压力损失可以很小，并且气体侧的传热面积变大。结果 是，蒸发器的传热性能提高了。

根据本发明的第二方案，在蒸发器中，每个波纹散热片的散热片 高度FH处于叠层方向上，并且散热片高度FH在4.0mm-7.5mm的范围内。 因此，在蒸发器中，波纹散热片的散热效果得以提高，并且由于凝结 水受限制的原因，传热率降低了。结果是，蒸发器的传热率提高了。

在下述制冷剂蒸发器中，即其中每一管道都制成具有一个外壁部 分和多个支撑件的形式，所述外壁部分制成平板横截面形式，用于在 其内限定一个内部空间，所述支撑件用于将外壁部分的内部空间分隔 成多个制冷剂通道，外壁部分的壁厚在0.15mm-0.35mm的范围内，每 一管道的管道高度TH在叠层方向上处于1.5mm-3.0mm的范围，每个支 撑件的板厚ST等于或大于0.05mm，并且相邻支撑件之间的距离L在0.8mm -1.6mm的范围内。通过将相邻支撑件之间的距离L设置为等于或大于 0.8mm的值同时将管道板厚度TT和管道高度TH分别设置在上述范围内， 管道的制冷剂通道内的制冷剂压力损失变小，气体的传热面积变大， 并且传热性能提高。另外，在蒸发器中，通过将支撑件的板厚ST设置 为等于或大于0.05mm的值并将相邻支撑件之间的距离L设置为等于或小 于1.6mm的值，管道抗压强度增大了，并且传热率也提高了。

下面将结合附图对优选实施例进行详细描述，本发明的其他目的 和优点将从中得以更清楚地体现，其中：

图1是表示了根据本发明第一优选实施例所述的制冷剂蒸发器的立 体示意图；

图1是表示了根据本发明第一优选实施例所述的制冷剂蒸发器的立 体示意图；

图2是根据第一实施例所述的管道和波纹散热片放大立体图；

图3是表示了根据第一实施例所述的芯厚度D、散热片高度FH和传 热量Q之间的关系的特征曲线图；

图4是表示了根据第一实施例所述的散热片节距FP、散热片高度FH 和传热量Q之间的关系的特征曲线图；

图5是表示了根据第一实施例所述的管道高度TH、散热片高度FH和 传热量Q之间的关系的特征曲线图；

图6是表示了根据第一实施例所述的管道板厚度TT、散热片高度FH 和传热量Q之间的关系的特征曲线图；

图7是表示了根据第一实施例所述的散热片高度FH、管道板厚度TT 和传热量Q之间的关系的特征曲线图；

图8是表示了根据第一实施例所述的散热片高度FH、管道高度TH和 传热量Q之间的关系的特征曲线图；

图9是表示了根据第一实施例所述的管道板厚度TT、管道高度TH和 传热量Q之间的关系的特征曲线图；

图10是表示了根据第一实施例所述的采用不同材料进行管道腐蚀 检测的所得结果的图表；

图11是表示了根据本发明第二优选实施例所述的制冷剂蒸发器的 主要部分的立体图；

图12是表示了根据第二实施例所述的管道板厚度TT、相邻管道支 撑件之间的距离L和管道压强σ之间的关系的特征曲线图；

图13是表示了根据第二实施例所述的管道支撑件厚度ST和管道压 强σ之间的关系的特征曲线图；以及

图14是表示了根据第二实施例所述的管道板厚度TT、距离L和传热 量Q之间的关系的特征曲线图。

下面参照附图对本发明的优选实施例进行描述。

本发明的第一优选实施例将参照图1-10进行描述。在第一实施例 中，本发明通常用于汽车空调的制冷剂循环路径中的制冷剂蒸发器1 中。蒸发器1设置在汽车空调(未表示)的单元壳体内，以在上-下方 向上对应于图1中的装置。当气体在图1所示的气体流动方向A上从鼓风 机(未表示)吹来并穿过蒸发器1时，吹拂气体和穿过蒸发器1流动的 制冷剂之间发生了热交换。

蒸发器1具有多条管道2-5，通过它们制冷剂在管道2-5的纵向上 流动。管道2-5在宽度方向上相互平行地设置，所述宽度方向既垂直 于气体流动方向A又垂直于管道2-5的纵向。另外，管道2-5在气体流 动方向A上设置成相互邻近的两列。即管道2、3设置在下游气体侧，而 管道4、5设置在管道2、3的上游气体侧。每条管道2-5都是一个形成 制冷剂通道的具有平板截面的平板形管道。管道2、3形成了进口侧热 交换部分X的制冷剂通道，而管道4、5形成了出口侧热交换部分Y的制 冷剂通道。

在图1中，管道2设置在进口侧热交换部分X的左侧，管道3设置在 进口侧热交换部分X的右侧。同样，管道4设置在出口侧热交换部分Y的 左侧，管道5设置在出口侧热交换部分Y的右侧。

蒸发器1具有一个用于引入制冷剂的进口6和一个用于排出制冷剂 的出口7。由制冷剂循环路径中的热膨胀阀(未表示)减压的低温低压 气液两相制冷剂通过进口6被引入蒸发器1。出口7与制冷剂循环路径中 的压缩机(未表示)的进口管相连，使得在蒸发器1中蒸发的气态制冷 剂通过出口7返回到压缩机中。在第一实施例中，进口6和出口7设置在 蒸发器1的上部左端面上。

蒸发器1具有一个设置在上部左进口侧的上部左进口侧箱体部分 8、一个设置在下部进口侧的下部进口侧箱体部分9、一个设置在上部 右进口侧的上部右进口侧箱体部分10、一个设置在蒸发器1的上部右出 口侧的上部右出口侧箱体部分11、一个设置下部出口侧的下部出口侧 箱体部分12、一个设置在上部左出口侧的上部左出口侧箱体部分13。 进口6与上部左进口侧箱体部分8相通，出口7与上部左出口侧箱体部分 13相通。制冷剂从箱体部分8-13分流到每一管道2-5中并从每一管道 2-5汇集到箱体部分8-13中。箱体部分8-13还在气体流动方向A上设 置成相互邻近的两列，以对应于管道2-5的布置方式。即进口侧箱体 部分8-10设置在出口侧箱体部分11-13的下游气体侧。

上部进口侧箱体部分8、10由其间的一块隔板14限定，上部出口侧 箱体部分11、13由其间的一块隔板15限定。下部进口侧箱体部分9和下 部出口侧箱体部分12并不隔离，而是在宽度方向上沿蒸发器1的整个宽 度延伸。

在蒸发器1的进口侧热交换部分X中，管道2的每一上端都与上部左 进口侧箱体部分8相通，而管道2的每一下端都与下部进口侧箱体部分9 相通。同样，管道3的每一上端都与上部右进口侧箱体部分10相通，而 管道3的每一下端都与下部进口侧箱体部分9相通。在蒸发器1的出口侧 热交换部分Y中，管道4的每一上端都与上部左出口侧箱体部分13相通， 而管道4的每一下端都与下部出口侧箱体部分12相通。同样，管道5的 每一上端都与上部右出口侧箱体部分11相通，而管道5的每一下端都与 下部出口侧箱体部分12相通。

在上部左进口侧箱体部分8和上部左出口侧箱体部分13之间、上部 右进口侧箱体部分10和上部右出口侧箱体部分11之间制有隔壁16。即 隔壁16在宽度方向上沿蒸发器1的整个宽度延伸。在下部进口侧箱体部 分9和下部出口侧箱体部分12之间也制有隔壁17，它在宽度方向上沿蒸 发器1的整个宽度延伸。隔壁16、17与箱体部分8-13制成一体。

在本发明的第一实施例中，将图1中的箱体部分10、11隔离的隔壁 16的右侧部分具有多个通孔18，通过这些孔18，箱体部分10、11相互 连通。在第一实施例中，通孔18制成分别对应于管道3、5的形式，使 得制冷剂能平均地分配给管道3、5。即通孔18的数量与每一个管道3、 5的数量相同。

通孔18可通过冲压或类似方法同时制在隔壁16上，所述隔壁16由 金属薄板(例如铝薄板)制成。在第一实施例中，每个通孔18都制成 矩形。通孔18的开口面积以及通孔18的设置位置都经过确定，使流进 管道3、5的制冷剂能够最适当地得以分配。

在相邻管道2-5之间设置了多个波浪形波纹散热片19，它们成一 整体与管道2-5的平外表面相连。另外，在每个管道2-5的内侧设置 了多个波浪形内部散热片20。内部散热片20的每个波峰都与管道2-5 的每一内表面相结合。由于有内部散热片20，管道2-5加强了，制冷 剂的传热面积也增加了，从而改善了蒸发器1的制冷效果。管道2-5、 波纹散热片19和内部散热片20用铜锌焊接成一体，构成了蒸发器1的热 交换部分X、Y。在第一实施例中，通过利用铜锌焊接而将每一部件连 接成一个整体，组成了蒸发器1。

通过将铝薄板在中央弯曲以限定一个具有平截面形状的制冷剂通 道而形成了每个管道2-5。管道2-5的每个内部制冷剂通道都通过管 道2-5内侧的内部散热片20分隔成多个小通道。管道2-5的内表面和 内部散热片20的每一波峰部分都结合起来，使在管道2-5的纵向上延 伸的多个小通道在管道2-5的每一内部制冷剂通道内都隔开。

制成管道2-5的铝薄板可以是铝板，即，例如是在其一侧面上施 加了牺牲腐蚀材料(例如Al-1.5wt％Zn)的铝芯板(例如A3000)。在 这种情况下，铝板经过处理，使施加了牺牲腐蚀材料的表面设置在管 道2-5的外侧。由于管道2-5被内散热片20加强并由高抗腐蚀材料制 成，所以用于制成管道2-5的铝薄板的厚度TT(管道板厚度TT)能够 大大减小。内部散热片20也由铝板制成(例如A3000)。

管道2-5的管道薄板内表面和内部散热片20之间的连接可以在蒸 发器1整体焊接时同时进行。即，当管道2-5的管道薄板是在其一侧包 覆有黄铜材料并设置在管道2-5内侧的一侧包覆铝板时，黄铜材料不 必施加给管道薄板。作为替换形式，每个内部散热片20可以由一种在 其两侧表面上包覆有黄铜材料的两侧包覆铝板制成。

在第一实施例中，通过将管道2-5的端部插入箱体部分8-13的每 一平表面上的管道插入孔中，管道纵向上的管道2-5的每一端部都与 箱体部分8-13相连。当箱体部分8-13由其两侧表面包覆有黄铜材料 的两侧包覆铝板制成时，很容易在蒸发器1的焊接步骤中进行管道2-5 和箱体部分8-13的连接。

下面将描述根据本发明第一实施例所述的蒸发器的工作方式。如 图1所示，首先，由制冷剂循环路径中的膨胀阀(未表示)减压的低温 低压气液两相制冷剂从进口6被引入上部左进口侧箱体部分8中，并分 配到管道2内以如箭头“a”所示向下流经管道2。接着，如箭头“b” 所示，制冷剂通过下部进口侧箱体部分9向右流动，并分配到管道3以 如箭头“c”所示向上流经管道3。制冷剂流进上部右进口侧箱体部分10， 并如箭头“d”所示，穿过通孔18流进上部右出口侧箱体部分11。这样， 制冷剂通过通孔18从蒸发器1的下游气体侧运动到上游气体侧。此后， 制冷剂从上部右出口侧箱体部分11分配到管道5，如箭头“e”所示向 下流经管道5，并流进下部出口侧箱体部分12的右侧部分。

接着，如箭头“f”所示，制冷剂通过下部出口侧箱体部分12向左 流动，并分配到管道4内，再如箭头“g”所示向上流经管道4。此后， 制冷剂汇集到上部左出口侧箱体部分13中，如箭头“h”所示通过箱体 部分13向左流动，并从出口7排出到蒸发器1的外侧。

另一方面，气体从气流方向A上吹拂蒸发器1并穿过管道2-5和蒸 发器1的热交换部分X、Y的波纹散热片19之间的开口。此时，流经管道 2-5的制冷剂从气体吸收热量并蒸发。结果是气体冷却了，并且吹入 汽车的乘客舱以冷却乘客舱。

根据第一实施例，进口侧热交换部分X设置在出口侧热交换部分Y 的下游气体侧，所述进口侧热交换部分X包括由图1中的箭头“a”-“c” 所指示的一条曲折路线进口侧制冷剂通道，所述出口侧热交换部分Y包 括由图1中的箭头“e”-“h”所指示的一条曲折路线出口侧制冷剂通 道。因此，蒸发器1能够以出色的热传导性能有效地进行热交换。

在本发明的第一实施例中，在具有上述结构的蒸发器1中进行了相 对于蒸发器1的传热量Q(W)的计算机模拟操作。即，在模拟操作中， 蒸发器1的传热量Q(W)根据图1和图2所示的芯厚度D、管道高度TH、 管道板厚度TT、散热片高度FH和散热片节距FP加以计算。如图2所示， 管道高度TH是在每一管道2-5的折叠方向上的管道尺寸。另外，散热 片高度FH是在管道折叠方向上的每一波纹散热片19的尺寸。

在第一实施例中，作为模拟条件，芯高度H设置为215mm(即H＝ 215mm)，芯宽度W设置为300mm(即W＝300mm)，散热片板厚FT设置 为0.07mm(即FT＝0.07mm)，通道数量设置为4(即通道数量＝4)。 在第一实施例中，一个通道表示一条制冷剂流通路径，其中从箱体部 分分配到多条管道中的制冷剂在通过多条管道后汇集到箱体部分中。 例如，在图1的蒸发器1中，制冷剂从箱体部分8通过管道2流进箱体部 分9的流通路径是一条通道。因此，图1所示的蒸发器具有4条通道。

另外，流进蒸发器1芯部的气体的温度、湿度和气体量设置为定值， 流进蒸发器1的进口6的制冷剂的温度和压力也设置为定值。在蒸发器1 中，由于传热率与波纹散热片19上凝结水的粘附程度非常相关，所以 传热量Q要相对于凝结水来计算。

下面将描述相对于蒸发器1的传热量Q的各种参数。

(1)散热片高度(FH)

图3-6指示了散热片高度FH和传热量W之间的关系。首先，在图3 中，管道高度TH设置为1.7mm(即TH＝1.7mm)，管道板厚度TT设置为 0.25mm(即TT＝0.25mm)，散热片节距FP设置为3.0mm(即FP＝3.0mm)。 在这种条件下，如图3所示，芯厚度D设置为35-150mm范围内七个不同 的值，并计算蒸发器1的传热量(W)。如图3所示，不管每个芯厚度D 的尺寸如何，当散热片高度FH设置在4.0-7.5mm的范围内(即4.0mm≤ FT≤7.5mm)时，传热量Q变大。进一步讲，当散热片高度FH设置在4.5 -6.5mm的范围内(即4.5mm≤FT≤6.5mm)时，传热量Q进一步变大。 在图3中，当芯厚度D设置为等于或小于50mm的值时，在4.0-7.5mm范 围内的散热片高度FH的适当选择效果会进一步提高。

在图4中，管道高度TH设置为1.7mm(即TH＝1.7mm)，管道板厚度 TT设置为0.25mm(即TT＝0.25mm)，芯厚度D设置为40mm(即D＝40mm)。 在这种条件下，如图4所示，散热片节距FP设置为2.0-3.5mm范围内四 个不同的值，并计算蒸发器1的传热量Q(W)。如图4所示，不管每个 散热片节距FP的尺寸如何，当散热片高度FH设置在4.0-7.5mm的范围 内(即4.0mm≤FT≤7.5mm)时，传热量Q变大。进一步讲，当散热片高 度FH设置在4.5-6.5mm的范围内(即4.5mm≤FT≤6.5mm)时，传热量Q 进一步变大。

在图5中，管道板厚度TT设置为0.25mm(即TT＝0.25mm)，散热片 节距FP设置为3.0mm(即FP＝3.0mm)，芯厚度D设置为40mm(即D＝40mm)。 在这种条件下，如图5所示，管道高度TH设置为1.3-4.0mm范围内七个 不同的值，并计算蒸发器1的传热量(W)。如图5所示，当管道高度FH 设置为大于1.5mm而散热片高度FH设置在4.0-7.5mm的范围内(即4.0mm ≤FT≤7.5mm)时，传热量Q变大。进一步讲，当散热片高度FH设置在4.5 -6.5mm的范围内(即4.5mm≤FT≤6.5mm)时，传热量Q进一步变大。

在图6中，管道高度TH设置为1.7mm(即TH＝1.7mm)，散热片节距 FP设置为3.0mm(即FP＝3.0mm)，芯厚度D设置为40mm(即D＝40mm)。 在这种条件下，如图6所示，管道板厚度TT设置为0.10-0.40mm范围内 四个不同的值，并计算蒸发器1的传热量(W)。如图6所示，不管每个 管道厚度TT的尺寸如何，当散热片高度FH设置在4.0-7.5mm的范围内 (即4.0mm≤FT≤7.5mm)时，传热量Q变大。进一步讲，当散热片高度 FH设置在4.5-6.5mm的范围内(即4.5mm≤FT≤6.5mm)时，传热量Q进 一步变大。

在图3-6中，当散热片高度FH设置为4.0-7.5mm范围内的一个值 (即4.5mm≤FT≤7.5mm)时，散热效果可以更好，同时防止了由于粘 附在波纹散热片19上的凝结水而造成传热率降低的情况。结果是蒸发 器1的传热量Q变大。另一方面，当FT＜4.0mm时，波纹散热片19上凝结 水粘附的面积变大，因此传热率降低。另外，当FT＞7.5mm时，散热效 果变差，传热率也降低。

(2)管道板厚度(TT)

图7表示了管道板厚度TT和传热量Q之间的关系。在图7中，管道高 度TH设置为1.7mm(即TH＝1.7mm)，散热片节距FP设置为3.0mm(即FP ＝3.0mm)，芯厚度D设置为40mm(即D＝40mm)。在这种条件下，如 图7所示，散热片高度FH设置为4-10mm范围内五个不同的值，并计算 的传热量Q(W)。如图7所示，当管道厚度TT的尺寸大于0.35mm时，传 热量Q迅速减小。当管道厚度TT的尺寸大于0.35mm时，管道中制冷剂通 道的横截面积相对减小，制冷剂通道内的制冷剂压力损失增大。因此， 管道厚度TT设置为等于或小于0.35mm的一个值，以提高传热量Q。另一 方面，管道板厚度TT的最小值是通过凝结水的腐蚀测验来设定的。当 采用了带有牺牲腐蚀层的铝板时，管道板厚度TT的最小值可以设置为 0.10mm。即在这种条件下，管道板厚度TT可以减小到0.1mm。

图10表示了由于凝结水而产生的腐蚀测验。在图10中，T-1指示 了蒸发器管道用不带牺牲腐蚀层的铝材制成的情况，其中管道板厚度TT 设置为6mm(即TT＝6mm)。在T-1检测中，当最小厚度为0.5mm的薄壁 部分通过锻压成形时，对于800小时的检测时间，最大的腐蚀高度(即 减小的厚度)变为0.5mm，并且在薄壁部分上制有一个通孔。

在图10中，T-2指示了蒸发器管道用带有厚度为20μm的牺牲腐蚀 层的铝板制成的情况，并且包括牺牲腐蚀层的管道板厚度TT设置为 0.10mm(即TT＝0.10mm)。另一方面，T-3指示了蒸发器管道用带有 厚度为40μm的牺牲腐蚀层的铝板制成的情况，并且包括牺牲腐蚀层的 管道板厚度TT设置为0.25mm(即TT＝0.25mm)。在T-2和T-3检测中， 对于800小时的检测时间，最大的腐蚀高度为0.05mm。

如上所述，当散热片高度FH设置在4.0-7.5mm的范围内(即4.0mm ≤FT≤7.5mm)并且包括牺牲腐蚀层的管道板厚度TT设置在0.10- 0.35mm(即0.10mm≤TT≤0.35mm)的范围时，传热量Q增大，同时管道 的抗压强度和抗腐蚀性能提高。特别是，通过将TT设置在等于或小于 0.30mm(即TT≤0.35mm)的值，传热量Q进一步增加。

(3)管道高度(TH)

图8和图9表示了管道高度TH和传热量Q之间的关系。首先，在图8 中，管道板厚度TT设置为0.25mm(即TT＝0.25mm)，散热片节距FP设 置为3.0mm(即FP＝3.0mm)，芯厚度D设置为40mm(即D＝40mm)。在 这种条件下，如图8所示，散热片高度FH设置为4-10mm范围内五个不 同的值，并计算蒸发器1的传热量Q(W)。如图8所示，在散热片高度FH 设置在4.0-7.5mm的范围内(即4.0mm≤FT≤7.5mm)的情况下，当管 道高度TH设置在1.5-3.0mm的范围内(即1.5mm≤TH≤3.0mm)时，传 热量Q变大。当管道高度TH设置在1.5-2.5mm的范围内(即1.5mm≤TH ≤2.5mm)时，传热量Q进一步增加。

在图9中，散热片高度FH设置为6mm(即FH＝6mm)，散热片节距FP 设置为3.0mm(即FP＝3.0mm)，芯厚度D设置为40mm(即D＝40mm)。 在这种条件下，如图9所示，管道板厚度TT设置为0.1-0.4mm范围内七 个不同的值，并计算蒸发器1的传热量Q(W)。如图9所示，在管道板 厚度TT设置在0.10-0.35mm的范围内(即0.10mm≤TT≤0.35mm)的情 况下，当管道高度TH设置在1.5-3.0mm的范围内(即1.5mm≤TH≤ 3.0mm)时，传热量Q变大。当管道高度TH设置在1.5-2.5mm的范围内 (即1.5mm≤TH≤2.5mm)时，传热量Q进一步增加。

这里，当散热片FH设置在4.0-7.5mm的范围内，管道板厚度TT设置 在0.10-0.35mm的范围内，管道高度TH设置在1.5-3.0mm的范围内，蒸 发器1的传热量Q可以达到最大值。

在图8和图9中，当管道板厚度TT设置在0.10-0.35mm的范围内时， 在空气侧的传热面积增大，并避免了制冷剂通道内的制冷剂压力损失 增大。因此，在这种情况下，蒸发器1的传热量Q增加。但是，当管道 高度TH设置为小于1.5mm时，管道内的制冷剂通道的横截面积减小，制 冷剂通道内的制冷剂压力损失增大。另一方面，当管道高度TH设置为 大于3.0mm时，气体侧的传热面积减小，因此，蒸发器1的传热量Q降低。

现在参照图11-14对本发明的第二优选实施例进行描述。

在上述第一实施例中，每一管道2-5都是通过在中央将铝薄板弯 曲而限定一个具有平板截面形状的制冷剂通道而形成的，并且管道2- 5的每一内部制冷剂通道都被管道2-5内的内部散热片20分隔成了多条 小通道。但是，在第二实施例中，每个具有多条制冷剂通道32的平管 道30都是通过挤压铝材而形成的。

如图11所示，多条制冷剂通道32制成在平板截面的主方向上成一 直线的形式。因此，多条制冷剂通道32在管道纵向上延伸并平行设置。 多条制冷剂通道32被多个支撑件33隔离。与第一实施例相同，多条管 道30通过波纹散热片叠置，每一散热片都设置在相邻的管道30之间。 在第二实施例中，第一实施例描述的内部散热片20是不必要的。

下面，在采用平板管道30的制冷剂蒸发器中进行相对于管道30的 强度和传热量Q(W)的计算机模拟操作。

首先描述管道30的强度。图12是表示了相邻支撑件33的距离L和管 道30产生的最大管道压强σ之间的关系的图表。作为模拟条件，散热 片高度FH设置为1.7mm(即FH＝1.7mm)，每个支撑件33的支撑板厚度ST 设置为0.2mm，当蒸发器实际应用于汽车时，管道30的最大负载压力(内 压)设置为10kg/cm2。

在第二实施例中，当管道30通过挤压铝材(例如A1000)而形成时， 例如熔融锌等的牺牲腐蚀材料被施加到管道30的外壁部分31的外表面 上，使得管道30上带有高抗腐蚀的牺牲腐蚀层。在这种情况下，锌涂 覆高度大约是0.12mm，并足以用于实际的腐蚀高度。在这种模拟中， 当腐蚀程度(腐蚀最大高度)设置为0.12mm并当蒸发器用于预定的抵 抗年限时，在使用后管道板厚度TT’设置在0.03-0.23mm范围内的四个 值，该值是从0.15-0.35mm的最初管道板厚度TT减去腐蚀厚度0.12mm获 得的值。

如图12所示，因为在挤压过程中施加给通道30的挤压强度大约是 90Mpa，所以必须将相邻支撑件33之间的距离L设置为等于或小于1.6mm 的值，以当最初的管道板厚度TT设置在0.15-0.35mm的范围内时，在预 定的抵抗年限后仍保持管道30的抗压强度。

图13表示了支撑件33的支撑板厚度ST和管道30内产生的最大管道 压强σ之间的关系。在图13中，作为模拟条件，散热片高度FH设置为 1.7mm(即FH＝1.7mm)，管道板厚度TT设置为0.35mm(即TT＝0.35mm)， 相邻支撑件33之间的距离L设置为1.2mm(即L＝1.2mm)，管道30的内 压设置为27kg/cm2。所述内压是在JIS中确定的采用R134a方法的内部 容器的破裂压力。如图13所示，为了获得最初的破裂压强，支撑件33 的板厚度ST必须等于或大于0.05mm(即ST≥0.05mm)。

图14表示了相邻支撑件33的距离L和传热量Q(W)之间的关系。在 图14中，作为模拟条件，芯高度H设置为215mm，芯宽度设置为300mm， 散热片厚度FT设置为0.07mm，波数设置为4，管道高度TH设置为1.7mm， 散热片节距FP设置为3.0mm，芯厚度D设置为40mm，支撑板厚度ST设置 为0.2mm，管道板厚度TT设置为0.15-0.35mm范围内的不同值。

另外，流进蒸发器芯部的气体的温度、湿度和气体量设置为定值， 流进蒸发器的进口的制冷剂的温度和压力也设置为定值。在蒸发器中， 由于传热率与波纹散热片上凝结水的粘附程度非常相关，所以传热量Q 要相对于凝结水来计算。

如图14所示，当相邻支撑件之间的距离L小于0.8mm时，传热量Q迅 速减少。在这种情况下，因为支撑件33的数量增加，所以制冷剂通道 的横截面积减小了，而制冷剂通道中的制冷剂压力损失增大了。因此， 为了提高蒸发器的传热性能，相邻支撑件33之间的距离L设置为等于或 大于0.8mm(即L≥0.8mm)的一个值。

在具有管道30的蒸发器中，当相邻支撑件33之间的距离L设置在等 于或大于0.8mm的一个值、管道板厚度TT设置在0.15-0.3mm范围内以 及管道高度TH设置在1.5-3.0mm范围内时，制冷剂通道的压力损失可 以更小并且气体侧的热交换面积可以更大。结果是提高了蒸发器的传 热性能。另外，当支撑板厚度ST设置在等于或大于0.05mm(即ST≥ 0.05mm)的一个值、相邻支撑件33之间的距离L设置在等于或小于1.6mm (即L≤1.6mm)的一个值时，管道30的抗压强度提高了。这里，在采 用管道30的蒸发器中，抗压强度和传热性能都提高了。

另外，通过将散热片高度FH设置在4.0-7.5mm的范围内(即4.0mm ≤TH≤7.5mm)时，散热效果更好，同时因为限制了凝结水，使传热率 降低。结果是蒸发器的传热量能进一步变大。

尽管参照附图并结合实施例对本发明进行了详细描述，但对本领 域的技术人员来说，应该注意到可以很容易地作出多种改进和变形。

例如，在上述实施例中，管道2-5、30和箱体部分8-13在分别制 成之后通过铜锌焊接方法相连。但是，本发明也可以用于通过将多个 成对的板叠置而形成的制冷剂蒸发器，每对板都是通过将两块板相连 形成管道的制冷剂通道和箱体部分而制成的。

另外，在上述第一实施例中，管道2-5在气体流动方向A上设置成 两列，并且箱体部分8-13也在气体流动方向A上设置成两列以与管道2 -5的布置方式相对应。但是，本发明也可以用于这种制冷剂蒸发器， 即在其中管道设置成单列或设置成多于三列的多列。当管道设置成多 于三列的多列时，蒸发器的上述尺寸的适当选择效果会变得很明显。 另外，本发明也可以用于那种带有不同于上述4通道的多条通道的蒸发 器。

应该理解到，这些改进和变形都落在由所附的权利要求限定的本 发明的范围之内。