BR112012029759B1 - Método para produzir trocador de calor de liga de alumínio - Google Patents

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Abstract

método para produzir trocador de calor de liga de alumínio. é fornecido um método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio formado aplicando um material de revestimento, que é obtido misturando um pó de si, um pó de fluxo e um ligante, na superficíe de um tubo de refrigerante plano multiorifícios formado de um material extrudado de liga de alumínio, anexar uma aleta nua de liga de alumínio e brasar o produto resultante. o tubo de refrigerante é formado a partir do material extrudado de uma liga de alumínio que compreende 0,5 a 1,7% de mn, menos que 0,10% de si, e menos que 0,10% de cu, com o equilíbrio sendo al e impurezas inevitáveis. a aleta é uma aleta corrugada obtida moldando um material de liga al-mn-zn. o material de revestimento é obtido misturando um pó de si, um pó de fluxo de xomposto contendo zn, um pó de fluxo de composto sem zn e um ligante. a quantidade do pó de si aplicado é 1 a 4 g/m~2 ~. opotencial é o máximo na seção profunda do tubo de refrigerante do trocador de calor produzido por meio de brasagem, e o potencial diminui na ordem da superfície do tubo de refrigerante, de ujm filete da junta da aleta e da aleta.

Description

(54) Título: MÉTODO PARA PRODUZIR TROCADOR DE CALOR DE LIGA DE ALUMÍNIO (73) Titular: SUMITOMO LIGHT METAL INDUSTRIES, LTD., Companhia Japonesa. Endereço: 11-3, Shinbashi 5Chome, Minato-ku, Tóquio 105-8601, JAPÃO(JP) (72) Inventor: NAOKI YAMASHITA; YUJI HISATOMI
Prazo de Validade: 20 (vinte) anos contados a partir de 10/05/2011, observadas as condições legais
Expedida em: 03/04/2018
Assinado digitalmente por:
Júlio César Castelo Branco Reis Moreira
Diretor de Patente “MÉTODO PARA PRODUZIR TROCADOR DE CALOR DE LIGA DE ALUMÍNIO”
FUNDAMENTOS DA INVENÇÃO
A invenção diz respeito a um método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio.
Uma liga de alumínio tem sido normalmente usada para um trocador de calor automotivo (por exemplo, evaporador ou condensador) por causa de seu baixo peso e excelente condutividade térmica. Um trocador de calor como este tem sido normalmente produzido aplicando-se um fluxo de fluoreto na superfície de um tubo extrudado de liga de alumínio, montando um elemento (por exemplo, material da aleta) com o tubo extrudado de liga de alumínio para formar uma dada estrutura, e brasando o tubo extrudado de liga de alumínio e o elemento montado em um forno de aquecimento que contém uma atmosfera de gás inerte, por exemplo.
Um tubo multiorifícios com uma pluralidade de áreas ocas (passagens de refrigerante) que são definidas por uma pluralidade de partições é normalmente usado como um tubo extrudado usado para produzir um trocador de calor automotivo. Nos últimos anos, uma redução no peso de um trocador de calor tem sido desejada a fim de reduzir o consumo de combustível de automóveis do ponto de vista de redução do impacto ambiental, e um tubo usado para produzir um trocador de calor tem tido sua espessura reduzida. Portanto, a área seccional transversal do tubo foi reduzida, e centenas a milhares de razões de extrusão (área seccional transversal do recipiente / área seccional transversal do produto extrudado) têm sido empregadas. Portanto, um material de alumínio puro que apresenta excelente extrudabilidade tem sido usado levando-se em conta a razão de extrusão.
Espera-se que o peso de um trocador de calor e a espessura de um tubo sejam cada vez mais reduzidos. Portanto, é necessário aumentar a resistência do material do tubo. É efetivo adicionar Si, Cu, Mn, Mg, ou similares a fim de aumentar a resistência do material do tubo. Quando o material visado de brasagem contém Mg, um fluxo de fluoreto que é fundido durante o aquecimento reage com Mg no material para produzir compostos tais como MgF2 e KMgF3. Isto reduz a atividade do fluxo, de forma que a brasabilidade deteriora significativamente. A adição de Cu diminui significativamente a extrudabilidade, de forma que a matriz quebra, ou a produtividade diminui. Portanto, Si e Mn têm que ser necessariamente adicionados a fim de aumentar a resistência do material do tubo.
Durante adição de Mn e Si a uma liga a uma alta concentração, Mn e Si dissolvidos na matriz aumentam a resistência a deformação da liga. Por exemplo, quando uma razão de extrusão de centenas a milhares é empregada (por exemplo, durante a produção de um tubo multiorifícios), a liga apresenta extrudabilidade significativamente inferior, comparada com um material de Al puro. Uma liga que exige uma alta pressão no recalcador de extrusão ou tem uma baixa taxa de extrusão crítica (isto é, a máxima taxa de extrusão obtida sem causar ruptura da partição da área oca do tubo multiorifícios) apresenta extrudabilidade inferior. Uma liga contendo Mn e Si em uma alta concentração exige uma alta pressão de recalque, comparada com um material de Al puro, de forma que a matriz tende quebrar ou desgastar. Além disso, a produtividade diminui por causa de uma diminuição na taxa de extrusão limite.
Uma técnica tem sido proposta que adiciona Si e Mn a fim de aumentar a resistência, e realiza um tratamento de homogeneização a alta temperatura e um tratamento de homogeneização a baixa temperatura em combinação a fim de melhorar a extrudabilidade para reduzir a quantidade de elementos solutos dissolvidos na matriz, e reduzir a resistência a deformação. Neste caso, uma vez que uma grande quantidade de elementos solutos é adicionada, a melhoria na extrudabilidade (particularmente, a melhoria na taxa de extrusão) é limitada, embora um aumento na resistência possa ser alcançado. Especificamente, é difícil alcançar alta resistência e alta extrudabilidade (isto é, produtividade) ao mesmo tempo.
Um refrigerante vaza de um tubo de refrigerante (tubo extrudado) de um trocador de calor automotivo quando corrosão com perfuração tiver ocorrido durante uso. Portanto, Zn é forçado a aderir na superfície de um tubo extrudado por aspersão térmica ou similares, e é difundido por brasagem. Uma camada de difusão de Zn formada na área superficial do tubo serve como um anodo de sacrifício para a área mais profunda, e suprime corrosão na direção da espessura (isto é, aumenta a vida da perfuração). Neste caso, é necessária a etapa de aplicação de Zn (por exemplo, aspersão térmica de Zn) depois da extrusão do tubo. Além disso, uma etapa que aplica um fluxo de fluoreto necessário para brasagem, ou uma etapa que aplica um fluxo em todo o núcleo do trocador de calor tem que ser realizada depois da etapa de aplicação de Zn. Isto aumenta o custo de produção. Uma vez que um metal de enchimento não é aplicado no tubo, é necessário usar uma aleta de brasagem que é revestida com um metal de enchimento como o material da aleta. Isto também aumenta o custo de produção, comparado com o caso de se usar um material da aleta nu que não é revestido com um metal de enchimento.
Uma técnica que aplica um mistura de um pó de metal de enchimento e um pó de fluxo contendo Zn na superfície de um tubo de refrigerante extrudado de liga de alumínio tem sido proposta a fim de solucionar os problemas expostos. Neste caso, uma vez que o metal de enchimento, Zn, e o fluxo podem ser simultaneamente aplicados por uma única etapa, o custo de produção pode ser reduzido. Além disso, uma vez que um material da aleta nu pode ser usado como o material da aleta, o custo de produção pode ser adicionalmente reduzido. De acordo com esta técnica, entretanto, uma vez que a concentração de Zn no filete da junta da aleta aumenta por causa do fluxo contendo Zn, corrosão preferencial do filete ocorre durante uso, de forma que a aleta é separada em um estágio inicial. As funções do trocador de calor são prejudicadas pela separação da aleta. Além disso, uma vez que o efeito do anodo de sacrifício da aleta (que é obtido quando o potencial da aleta é menor que do tubo) não pode ser obtido, perfuração pela corrosão do tubo ocorre em um estágio inicial. Quando a quantidade do fluxo contendo Zn é reduzida a fim de impedir o fenômeno citado, a quantidade de fluxo necessária para brasagem toma-se insuficiente, de forma que ocorre defeito de brasagem.
Como uma técnica que garante brasabilidade, mantendo-se a quantidade total de fluxo, uma técnica que aplica uma mistura de um pó de metal de enchimento, um pó de fluxo contendo Zn e um pó de fluxo sem Zn na superfície de um tubo de refrigerante extrudado de liga de alumínio foi proposta. Entretanto, esta técnica visa basicamente melhorar a brasabilidade, e não especifica os componentes de liga do tubo de liga extrudado que afetam a resistência a corrosão (os componentes de liga não são descritos mesmo nos exemplos). Portanto, o efeito desta técnica na resistência a corrosão não é claro. Além disso, uma vez que a razão da quantidade do fluxo contendo Zn para a quantidade do fluxo sem Zn é muito grande, a concentração de Zn no filete aumenta, e ocorre corrosão preferencial do filete, de forma que a aleta é separada em um estágio inicial.
Uma técnica que aplica uma mistura de um pó de metal de enchimento e um pó de fluxo sem Zn na superfície de um tubo de refrigerante extrudado de liga de alumínio tem sido proposta a fim de eliminar o aumento na concentração de Zn no filete, e impedir uma situação na qual a aleta é separada em um estágio inicial por causa de corrosão preferencial do filete. Esta técnica faz com que o potencial da aleta seja menor que do tubo, e protege o tubo contra corrosão, utilizando o efeito do anodo de sacrifício da aleta. De acordo com esta técnica, a concentração de Zn no filete pode ser reduzida, e uma situação na qual a aleta é separada em um estágio inicial por causa de corrosão preferencial do filete pode ser impedida. Entretanto, uma vez que uma camada de anodo de sacrifício por causa de difusão de Zn não está presente no tubo, é impossível proteger suficientemente o tubo contra corrosão em uma área na qual a aleta não está presente, ou uma área que situa-se afastada da aleta (por exemplo, uma área próxima do coletor).
Em particular, quando se usa uma técnica que limita a quantidade de Si no tubo, que faz com que compostos de Al-Mn-Si precipitem na área superficial do tubo por causa de difusão de Si do pó de Si aplicado (isto é, forma uma área com um baixo grau de dissolução sólida de Mn (isto é, uma área com um potencial menor que de uma área mais profunda) na área superficial do tubo), e que protege o tubo contra corrosão utilizando a área referida como a camada de anodo de sacrifício, a diferença de potencial entre a área superficial e a área profunda do tubo é pequena, e corrosão não pode ser suficientemente impedida em um ambiente secomolhado.
JP-A-2005-256166, JP-A-2004-330233, JP-A-2006-255755, JP-A-2009-58139 e JP-A-2009-58167 revelam tecnologias relacionadas.
SUMÁRIO DA INVENÇÃO
A invenção foi concebida a fim de solucionar os problemas técnicos citados relativos a trocadores de calor de alumínio (particularmente trocadores de calor automotivos). Um objetivo da invenção é prover um método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio que é caracterizado por uma configuração de material que melhora a resistência mecânica, extrudabilidade e resistência a corrosão de um tubo de refrigerante, e implementa uma melhoria na produtividade e uma redução no custo.
De acordo com um aspecto da invenção, um método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio inclui aplicar um material de revestimento preparado misturando um pó de Si, um pó de fluxo, e um ligante em uma superfície de um tubo de refrigerante plano multiorifícios, montar uma aleta nua de liga de alumínio com o tubo de refrigerante plano multiorifícios, e brasar o tubo de refrigerante plano multiorifícios e a aleta nua de liga de alumínio para obter um trocador de calor de liga de alumínio, o tubo de refrigerante plano multiorifícios sendo formado de um material extrudado de liga de alumínio que inclui 0,5 a 1,7 % em peso de Mn, menos que 0,10 % em peso de Si, e menos que 0,10 % em peso de Cu, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis, a aleta nua de liga de alumínio sendo uma aleta corrugada que é obtida formando um material de liga de AlMn-Zn, o material de revestimento sendo preparado misturando um pó de Si, um Pó de fluxo de composto contendo Zn, um pó de fluxo de composto sem Zn, e um ligante, o pó de Si sendo aplicado em uma quantidade de 1 a 4 g/m2, o pó de fluxo de composto contendo Zn sendo aplicado em uma quantidade de 1 a 9 g/m2, o pó de fluxo de composto sem Zn sendo aplicado em uma quantidade de 1 a 9 g/m2, o pó de Si, o Pó de fluxo de composto contendo Zn, e o pó de fluxo de composto sem Zn sendo aplicado em uma quantidade de 5 a 20 g/m no total, o teor do ligante no material de revestimento sendo 5 a 40%, e o trocador de calor de liga de alumínio obtido por brasagem com uma configuração na qual uma área profunda do tubo de refrigerante tem o mais alto potencial, e o potencial diminui em ordem de uma área superficial do tubo de refrigerante, um filete da junta da aleta, e a aleta. Note que a unidade “% em peso” de cada componente da liga pode ser a seguir referida como “%”.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, o material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante pode adicionalmente incluir um ou mais elementos entre 0,30 % em peso ou menos de Ti, 0,10 % em peso ou menos de Sr, e 0,30 % em peso ou menos de Zr.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, o pó de Si pode ter um tamanho de partícula máximo de 35 pm ou menos.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, o pó de fluxo de composto contendo Zn pode ser KZnF3.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, o pó de fluxo de composto sem Zn pode ser um fluoraluminato de potássio.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, a aleta nua de liga de alumínio pode ser formada de uma liga de alumínio que inclui 0,1 a 1.8 % em peso de Mn e 0,8 a 3,0 % em peso de Zn, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, a aleta nua de liga de alumínio pode ser formada de uma liga de alumínio que inclui 0,1 a 1,8 % em peso de Mn, 0,8 a 3,0 % em peso de Zn, e um ou mais elementos entre 0,1 a 1.2 % em peso de Si, 0,01 a 0,8 % em peso de Fe, 0,05 a 0,5 % em peso de Mg, 0,3 % em peso ou menos de Cu, 0,3 % em peso ou menos de Cr, 0,3 % em peso ou menos de Zr, e 0,3 % em peso ou menos de Ti, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, a liga de alumínio que forma a aleta nua de liga de alumínio pode adicionalmente incluir um ou mais elementos entre 0,001 e 0,10 % em peso de In e 0,001 e 0,10 % em peso de Sn.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, o material de liga de alumínio extrudado que forma o tubo de refrigerante pode ser obtido fundindo um lingote, submetendo o lingote a um tratamento térmico de homogeneização que mantém o lingote a 400 a 650 °C por 4 horas ou mais, e extrudando o lingote a quente.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, o material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante pode ser obtido fundindo um lingote, submetendo o lingote a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudando o lingote a quente, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 550 a 650 °C por 2 horas ou mais, e um tratamento térmico de segundo estágio que resfria o lingote submetido ao tratamento térmico de primeiro estágio a 400 a 550 °C, e mantém o lingote a 400 a 550 °C por 3 horas ou mais.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, o material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante pode ser obtido fundindo um lingote, submetendo o lingote a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudando o lingote a quente, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 550 a 650 °C por 2 horas ou mais, e um tratamento térmico de segundo estágio que resfria o lingote submetido ao tratamento térmico de primeiro estágio a 200 °C ou menos, e mantém o lingote a 400 a 550 °C por 3 horas ou mais.
A invenção pode assim prover um método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio (particularmente, um trocador de calor automotivo) que é caracterizado por uma configuração de material que melhora a resistência mecânica, extrudabilidade, e resistência a corrosão de um tubo de refrigerante, e implementa uma melhoria na produtividade e uma redução no custo.
DESCRIÇÃO DE MODALIDADES EXEMPLARES
A composição de liga de um material extrudado de liga de alumínio que forma um tubo de refrigerante usado para um método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, e um método para produzir o material extrudado de liga de alumínio são descritos a seguir.
Mn
O material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante inclui 0,5 a 1,7% de Mn. Mn é dissolvido na matriz durante a brasagem de um trocador de calor automotivo pelo aquecimento, e atinge um aumento na resistência, comparado com uma liga de alumínio puro que tem sido usada para formar um tubo multiorifícios extrudado para trocadores de calor automotivos. Se o teor de Mn for menos que 0,5%, a efeito de melhoria da resistência pode ser insuficiente. Se o teor de Mn exceder 1,7%, a extrudabilidade pode diminuir. O teor de Mn é preferivelmente 0,6 a 1,5%.
A adição de Mn diminui a extrudabilidade (particularmente, a taxa de extrusão crítica) até somente uma pequena extensão, comparada com o caso onde a mesma quantidade de Si, Cu ou Mg é adicionada. Quando se adiciona uma quantidade idêntica de Mn, Si, Cu ou Mg de forma que uma resistência idêntica seja obtida, a diminuição na taxa de extrusão crítica é mínima, e alta resistência e alta extrudabilidade (isto é, produtividade) podem ser alcançadas em combinação quando se adiciona Mn.
Si
O teor de Si é limitado a menos que 0,10%. Si tem os seguintes efeitos. Um pó de Si aplicado na superfície do tubo de refrigerante difunde no tubo de refrigerante durante aquecimento para brasagem, forma um composto intermetálico de Al-Mn-Si com Mn incluído na liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante, e precipita. Portanto, a solubilidade sólida de Mn e Si na camada de difusão de Si na liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante diminui, de forma que o potencial da camada de difusão de Si toma-se menor que da área mais profunda do que a camada de difusão de Si (isto é, uma área na qual Si não é difundida). A área superficial até a profundidade da camada de difusão de Si funciona como uma camada de anodo de sacrifício para a área mais profunda, de forma que a vida da perfuração pela corrosão na direção da profundidade pode ser melhorada.
Se o teor de Si for 0,10% ou mais, uma vez que um composto intermetálico de Al-Mn-Si está inicialmente presente na liga, a solubilidade sólida de Μη na liga diminui. Neste caso, mesmo se o pó de Si aplicado na superfície difundir para a liga durante aquecimento para brasagem, precipitação de composto intermetálico de Al-Mn-Sis não ocorre suficientemente, de forma que uma diminuição no potencial não ocorrer na área superficial até a profundidade da camada de difusão de Si. Portanto, a área superficial até a profundidade da camada de difusão de Si não serve como uma camada de anodo de sacrifício (isto é, a vida da perfuração pela corrosão não é melhorada). É preferível limitar o teor de Si a menos que 0,05%. note que a camada de anodo de sacrifício obtida da maneira aqui descrita pode não impedir suficientemente a corrosão, dependendo do ambiente. Entretanto, uma vez que um fluxo contendo Zn é também aplicado no método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, o efeito de redução potencial do fluxo contendo Zn atinge um efeito sinergístico, de forma que corrosão pode ser mais efetivamente impedida.
Çu
O teor de Cu é limitado a menos que 0,10%. Cu tem os seguintes efeitos. Uma vez que a adição de Cu diminui significativamente a extrudabilidade, comparado com Mn, é necessário limitar o teor de Cu levando-se em conta uma diminuição na extrudabilidade. É conhecido que o potencial diminui por causa da adição de Zn, e aumenta por causa da adição de Cu. Os inventores observaram que o efeito de aumento do potencial de Cu ocorre predominantemente quando Zn coexiste com Cu (particularmente quando o teor de Zn é baixo). No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, uma camada de difusão de Zn formada durante a brasagem em virtude de o pó de fluxo contendo Zn ter uma baixa concentração de Zn na superfície comparada com uma camada de difusão de Zn formada durante a brasagem por causa de aspersão térmica de Zn ou similares. No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, uma vez que um fluxo sem Zn é também usado, a concentração de Zn na superfície diminui ainda mais. Portanto, se o tubo de refrigerante contiver 0,10% ou mais de Cu, o efeito de redução do potencial da camada de difusão de Zn formada em virtude do fluxo contendo Zn é contrabalançado pelo efeito do aumento do potencial de Cu. Neste caso, o potencial da área superficial do tubo de refrigerante não diminui a despeito da presença da camada de difusão de Zn, de forma que um gradiente de potencial não pode ser formado, de maneira tal que a área superficial tem uma menor potencial e a área profunda tem um maior potencial na direção da espessura do tubo de refrigerante. Em decorrência disto, é impossível melhorar a vida da perfuração, permitindo que a área superficial do tubo de refrigerante funcione como um anodo de sacrifício e impedir corrosão da área profunda. Além disso, uma camada de difusão de Si está presente na área superficial do tubo de refrigerante por causa do pó de Si aplicado, e aumenta o potencial da área superficial.
Quando o teor de Cu é alto, o efeito de aumento do potencial de Cu toma-se completamente predominante em relação ao efeito de redução potencial da camada de difusão de Zn, de forma que um gradiente de potencial é formado, de maneira tal que a área superficial tem um maior potencial e a área profunda tem um menor potencial na direção da espessura do tubo de refrigerante, junto com o efeito de aumento do potencial da camada de difusão de Si. Neste caso, uma vez que a área profunda serve como um anodo com relação à área superficial do tubo de refrigerante, corrosão com perfuração ocorre em um estágio inicial. A concentração de Zn na superfície pode ser aumentada pelo aumento da quantidade do pó de fluxo contendo Zn. Neste caso, entretanto, a espessura do filme diminui durante a brasagem por causa da fusão de Si e do fluxo, de forma que a distância entre o tubo de refrigerante e o material da aleta diminui. Uma vez que o fenômeno descrito ocorre por todo o núcleo, as dimensões externas do núcleo diminuem.
Além disso, uma vez que a concentração de Zn no filete da junta da aleta também aumenta, a aleta pode ser separada em um estágio inicial por causa de corrosão preferencial do filete.
Quando o teor de Cu é limitado a menos que 0,10%, o potencial da área superficial do tubo de refrigerante diminui por causa da camada de difusão de Zn de baixa concentração. Portanto, a distribuição de potencial na direção da espessura pode ser feita de forma que a área superficial tenha um menor potencial e a área profunda tenha um maior potencial de maneira tal que a área profunda é protegida contra corrosão utilizando a área superficial do tubo de refrigerante como um anodo de sacrifício. É preferível limitar o teor de Cu a menos que 0,05%, e mais preferivelmente menos que 0,03%.
Ti, Sr e Zr
O material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante pode incluir um ou mais elementos entre 0,30% ou menos de Ti, 0,10% ou menos de Sr, e 0,30% ou menos de Zr.
Ti forma uma área de alta concentração de Ti e uma área de baixa concentração de Ti no tubo de refrigerante. Essas áreas são altemadamente distribuídas em camadas na direção da espessura. Uma vez que a área de baixa concentração de Ti é preferencialmente corroída, comparada com a área de alta concentração de Ti, corrosão ocorre de uma forma em camadas. Portanto, corrosão não prossegue na direção da espessura. Em decorrência disto, resistência a corrosão por pontos e resistência a corrosão intergranular são melhoradas. Além disso, a resistência do material à temperatura ambiente e a uma alta temperatura é melhorada pela adição de Ti. Se o teor de Si exceder 0,30%, produtos cristalizados grosseiros podem ser produzidos durante a fundição. Isto pode tomar difícil produzir um tubo de refrigerante consistente.
Sr faz com que o pó de Si aplicado na superfície do tubo de refrigerante reaja com Al na matriz durante aquecimento para brasagem para produzir um Metal de enchimento líquido da liga Al-Si, e faz com que a estrutura eutética cristalizada seja refinada e dispersa durante solidificação por causa do resfriamento. Portanto, uma vez que a estrutura eutética que serve como um sítio do anodo na superfície do material é dispersa, corrosão é uniformemente dispersa, de forma que uma configuração de corrosão planar é obtida. Isto melhora a resistência a corrosão. Se o teor de Sr exceder 0,10%, um composto de Al-Si-Sr pode ser cristalizado, de forma que a estrutura eutética não pode ser refinada.
Zr aumenta o tamanho de grãos recristalizados, e diminui a densidade de contorno de grão da matriz quando a liga que forma o tubo de refrigerante recristaliza durante aquecimento para brasagem. Isto suprime um fenômeno no qual o metal de enchimento líquido da liga Al-Si produzido pelo pó de Si aplicado na superfície do tubo de refrigerante penetra nos contornos de grão da matriz, e suprime corrosão intergranular preferencial. Se o teor de Zr exceder 0,30%, produtos cristalizados grosseiros podem ser produzidos durante fundição. Isto pode tomar difícil produzir um tubo de refrigerante consistente. Os efeitos de Ti, Sr e Zr podem ser obtidos em combinação quando Ti, Sr e Zr são adicionados em combinação.
Etapa de produção (1)
Em uma etapa de produção (1), um lingote de um material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante e tem a composição apresentada é submetido a um tratamento de homogeneização a 400 a 650 °C por 4 horas ou mais, e então extrudado a quente. O tratamento de homogeneização faz com que produtos cristalizados grosseiros formados durante fundição e solidificação sejam decompostos ou granulados, de forma que uma textura não uniforme (por exemplo, camada de segregação) produzida durante fundição possa ser homogeneizada. Quando produtos cristalizados grosseiros ou uma textura não uniforme (por exemplo, camada de segregação) produzidos durante fundição permanecem durante extrusão a quente, a extrudabilidade pode diminuir, ou a rugosidade superficial do produto extrudado pode diminuir. Se a temperatura de homogeneização for menos que 400 °C, a reação pode prosseguir somente até um certo ponto. A reação facilmente prossegue à medida que a temperatura de homogeneização aumenta. Entretanto, fusão pode ocorrer se a temperatura de homogeneização for maior que 650 °C. A temperatura de homogeneização é preferivelmente 430 a 620 °C. Uma vez que a reação facilmente progride à medida que o tempo de homogeneização aumenta, é preferível realizar o tratamento de homogeneização por 10 horas ou mais. O efeito do tratamento de homogeneização pode ser saturado (isto é, ele pode não ser econômico) mesmo se o tratamento de homogeneização for realizado por mais de 24 horas. Portanto, o tempo do tratamento de homogeneização é preferivelmente 10 a 24 horas.
Etapa de produção (2)
Em uma etapa de produção (2), um tratamento de homogeneização de alta temperatura e um tratamento de homogeneização de baixa temperatura são realizados em combinação. Mais especificamente, o lingote é submetido a um tratamento térmico de homogeneização, e então extrudado a quente, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estagio que mantém o lingote a 550 a 650 °C por 2 horas ou mais, e um tratamento térmico de segundo estágio que resfria o lingote submetido ao tratamento térmico de primeiro estágio a 400 a 550 °C, e mantém o lingote a 400 a 550 °C por 3 horas ou mais. Isto melhora ainda mais extrudabilidade a quente, e reduz a ocorrência de recusa de alumínio durante extrusão a quente. A expressão “recusa de alumínio” aqui usada refere-se a um defeito em que pedaços de alumínio acumuladas na matriz durante extrusão são descarregadas da matriz quando um dado tamanho é atingido, e aderem na superfície do tubo de refrigerante extrudado. O tratamento térmico de primeiro estágio a alta temperatura mantém o lingote a 550 a 650 °C por 2 horas ou mais. O tratamento térmico de primeiro estágio a alta temperatura faz com que produtos cristalizados grosseiros formados durante fundição e solidificação sejam decompostos, granulados ou redissolvidos. Se a temperatura de homogeneização for menos que 550 °C, redissolução pode prosseguir somente até um certo ponto. A reação facilmente prossegue à medida que a temperatura de homogeneização aumenta. Entretanto, pode ocorrer fusão se a temperatura de homogeneização for maior que 650 °C. A temperatura de homogeneização é preferivelmente 580 a 620 °C. Uma vez que a reação facilmente prossegue à medida que o tempo de tratamento térmico de primeiro estágio aumenta, é preferível realizar o tratamento térmico de primeiro estágio por 5 horas ou mais. O efeito do tratamento térmico de primeiro estágio pode ser saturado (isto é, ele pode não ser econômico) mesmo se o tratamento térmico de primeiro estágio for realizado por mais de 24 horas. Portanto, o tempo do tratamento térmico de primeiro estágio é preferivelmente 5 a 24 horas.
Quando o tratamento térmico de segundo estágio que resfria o lingote a 400 a 550 °C e mantém o lingote a 400 a 550 °C por 3 horas ou mais é realizado depois do tratamento térmico de primeiro estágio de alta temperatura, Mn dissolvido na matriz precipita, de forma que a solubilidade sólida de Mn diminui. Isto reduz a resistência à deformação durante a subsequente extrusão a quente, de forma que a extrudabilidade pode ser melhorada. Se a temperatura do tratamento térmico de segundo estágio for menos que 400 °C, a precipitação pode não ocorrer suficientemente, de forma que o efeito de redução da resistência a deformação pode ser insuficiente. Se a temperatura de tratamento térmico de segundo estágio exceder 550 °C, a precipitação pode não ocorrer suficientemente, de forma que o efeito de redução da resistência a deformação pode ser insuficiente. Se o tempo de tratamento for menos que 3 horas, a precipitação pode não ocorrer suficientemente, de forma que o efeito de redução da resistência a deformação pode ser insuficiente. A reação facilmente prossegue à medida que o tempo de tratamento aumenta. Entretanto, o efeito do tratamento pode ser saturado (isto é, ele pode não ser econômico) mesmo se o tratamento for realizado por mais que 24 horas. O tratamento térmico de segundo estágio é preferivelmente realizado por 5 a 15 horas.
Etapa de produção (3)
O tratamento de homogeneização de dois estágios anterior é projetado de forma que Mn que foi suficientemente e homogeneamente dissolvido pelo tratamento térmico de primeiro estágio seja precipitado pelo tratamento térmico de segundo estágio que é realizado na temperatura específica, ou acima dela. O tratamento térmico de primeiro estágio e o tratamento térmico de segundo estágio não precisam necessariamente ser realizados consecutivamente. Especificamente, o tratamento térmico de segundo estágio pode ser realizado continuamente com o tratamento térmico de primeiro estágio, ou o lingote pode ser submetido a um tratamento térmico de homogeneização, e então extrudado a quente como uma etapa de produção (3), o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 550 a 650 °C por 2 horas ou mais, e um tratamento térmico de segundo estágio que resfria o lingote submetido ao tratamento térmico de primeiro estágio a 200 °C ou menos, e mantém o lingote a 400 a 550 °C por 3 horas ou mais.
Um material de revestimento preparado misturando um pó de Si, um pó de fluxo, e um ligante é descrito a seguir. Um pó de fluxo de composto contendo Zn e um pó de fluxo de composto sem Zn são usados como o fluxo.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, uma mistura do pó de Si, do pó de fluxo de composto contendo Zn, do pó de fluxo de composto sem Zn e do ligante é aplicada na superfície do material do tubo de refrigerante extrudado pelos seguintes motivos. O pó de Si reage com Al na matriz do tubo de refrigerante durante a brasagem para produzir um metal de enchimento líquido de Al-Si, e toma possível ligar um material da aleta ou um material do coletor no tubo de refrigerante. O fluxo contendo Zn é decomposto no fluxo e Zn durante a brasagem. O fluxo remove um filme de óxido da superfície da liga de alumínio para permitir a brasagem, enquanto Zn difunde no tubo de refrigerante para formar uma camada de difusão de Zn. Um gradiente de potencial pode assim ser formado de maneira que a área superficial do tubo de refrigerante tenha um menor potencial e a área profunda do tubo de refrigerante tenha um maior potencial. Portanto, a área profunda pode ser protegida contra corrosão utilizando a área superficial como um anodo de sacrifício.
Quando se usa somente o fluxo contendo Zn, a concentração de Zn no filete da junta da aleta também aumenta, de forma que a aleta pode ser separada em um estágio inicial por causa de corrosão preferencial do filete. Portanto, o método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção necessariamente usa o fluxo sem Zn a fim de diminuir devidamente a razão de Zn no pó misturado de forma que o tubo de refrigerante apresente resistência a corrosão, e corrosão preferencial do filete é eliminada. O pó de fluxo sem Zn também permite brasagem da mesma maneira que o fluxo que é obtido por causa de decomposição do fluxo contendo Zn durante a brasagem. Em particular, a quantidade do fluxo que é obtido por causa de decomposição do fluxo contendo Zn durante a brasagem pode ser insuficiente para permitir brasagem quando a atmosfera da brasagem é pobre (por exemplo, quando a concentração de oxigênio no forno é alta). O ligante melhora a adesão quando faz com que o pó misturado cole no tubo de refrigerante.
É preferível que o tamanho de partícula máximo do pó de Si seja 35 pm ou menos. A fluidez do metal de enchimento líquido de Al-Si produzido durante aquecimento para brasagem é melhorada, e erosão da matriz é eliminada quando o pó de Si tem um pequeno tamanho de partícula como este. É mais preferível que o tamanho de partícula máximo do pó de Si seja 15 pm ou menos. O tamanho de partícula médio do pó de fluxo de composto contendo Zn e do pó de fluxo de composto sem Zn é cerca de 5 pm. KZnF3 é usado como o pó de fluxo de composto contendo Zn, por exemplo. Um fluoraluminato de potássio (por exemplo, KA1F4, K2A1F5, ou K3A1F6) é usado como o pó de fluxo de composto sem Zn, por exemplo. Uma resina acrílica é usada como o ligante, por exemplo.
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, é usada uma mistura do pó de Si, do pó de fluxo de composto contendo Zn e do pó de fluxo de composto sem Zn. O pó de Si é aplicado em uma quantidade de 1 a 4 g/m2. Se a quantidade do pó de Si for menos que 1 g/m2, um metal de enchimento líquido suficiente pode não ser obtido durante a brasagem, de forma que ligação suficiente não pode ser alcançada. Se a quantidade do pó de Si exceder 4 g/m2, uma vez que a razão do pó de fluxo contendo Zn e do pó de fluxo sem Zn para o pó misturado diminui, a quantidade de Zn que difunde no tubo de refrigerante pode ser insuficiente. Além disso, a brasabilidade pode deteriorar por causa de uma diminuição na quantidade de fluxo. O pó de Si é preferivelmente aplicado em uma quantidade de 2 a 4 g/m2.
O pó de fluxo contendo Zn é aplicado em uma quantidade de 1 a 9 g/m . Se a quantidade do pó de fluxo contendo Zn for menos que 1 g/m , a quantidade de Zn que difunde no tubo de refrigerante pode ser insuficiente, e a resistência a corrosão pode diminuir, uma vez que o potencial da área superficial do tubo de refrigerante não pode ser suficientemente menor que da área profunda. Além disso, brasabilidade pode deteriorar por causa de uma diminuição na quantidade de fluxo. Se a quantidade do pó de fluxo contendo Zn exceder 9 g/m , a quantidade de Zn que difunde no tubo de refrigerante pode ser suficiente, e o potencial da área superficial do tubo de refrigerante pode per suficientemente menor que da área profunda. Entretanto, uma vez que a concentração de Zn no filete da junta da aleta também aumenta, a aleta pode ser separada em um estágio inicial por causa de corrosão preferencial do filete. O pó de fluxo contendo Zn é preferivelmente aplicado em uma quantidade de 3 a 7,5 g/m .
No método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, o pó de fluxo sem Zn é necessariamente usado a fim de garantir que o tubo de refrigerante apresente resistência a corrosão, e suprime corrosão preferencial do filete por causa de um aumento na concentração de Zn. O pó de fluxo sem Zn é aplicado em uma quantidade de 1 a 9 g/m2. Se a quantidade do pó de fluxo sem Zn for menos que 1 g/m , uma vez que a razão do pó de fluxo contendo Zn no pó misturado aumenta, corrosão preferencial do filete pode ocorrer por causa de um aumento na concentração de Zn. Além disso, brasabilidade pode deteriorar por causa de uma diminuição na quantidade total de fluxo. Se a quantidade do pó de fluxo sem Zn exceder 9 g/m2, uma vez que a razão do pó de fluxo cóntendo Zn no pó misturado diminui, a quantidade de Zn que difunde no tubo de refrigerante pode ser insuficiente, de forma que a resistência a córrosão do tubo de refrigerante pode diminuir. O pó de fluxo sem Zn é preferivelmente aplicado em uma quantidade de 1,5 a 6 g/m .
O teor do ligante no material de revestimento é preferivelmente 5 a 40 % em peso. Se o teor do ligante no material de revestimento for menos que 5 % em peso, a mistura pode ser facilmente removida. Se o teor do ligante no material de revestimento exceder 40 % em peso, a brasabilidade pode diminuir. O pó de Si, o pó de fluxo de composto contendo Zn, e o pó de fluxo de composto sem Zn são usados em uma quantidade de 5 a 20 g/m no total. Se a quantidade da mistura for menos que 5 g/m2, a quantidade de Zn que adere na superfície do tubo de refrigerante pode ser insuficiente. Se a quantidade da mistura exceder 20 g/m , a quantidade de metal de enchimento produzido pode aumentar, de forma que pode ocorrer fusão ou dissolução da aleta ou da matriz. Além disso, uma vez que a espessura do filme entre o tubo de refrigerante e o material da aleta aumenta, as dimensões de todo o núcleo podem diminuir se o filme diminuir de espessura por causa da fusão durante aquecimento para brasagem. O material de revestimento pode ser aplicado no tubo de refrigerante por revestimento por rolo.
O relacionamento entre os potenciais da área profunda e da área superficial do tubo de refrigerante, o potencial do filete da junta da aleta, e o potencial da aleta incluído no trocador de calor produzido pelo método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção é descrito a seguir. O trocador de calor produzido pelo método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção é caracterizado em que a área profunda do tubo de refrigerante tem o mais alto potencial, e o potencial diminui em ordem da área superficial do tubo de refrigerante, do filete da junta da aleta e da aleta. A área profunda do tubo de refrigerante refere-se a uma área que não é afetada pela difusão de Zn da superfície. Portanto, a área superficial do tubo de refrigerante serve como um anodo de sacrifício para a área profunda, de forma que a área profunda pode ser catodicamente protegida. A aleta serve como um anodo de sacrifício para a área superficial e a área profunda do tubo de refrigerante, de forma que o tubo de refrigerante pode ser protegido contra corrosão. Uma vez que o potencial do filete da junta da aleta é maior que o da aleta, corrosão preferencial do filete pode ser eliminada, de forma que a separação da aleta em um estágio inicial pode ser impedida.
Durante a produção de um trocador de calor usando o tubo de refrigerante de acordo com uma modalidade da invenção, defeito de brasagem que pode ocorrer na junta entre o tubo de refrigerante e um material do coletor pode também ser eliminada pelos seguintes motivos. Especificamente, o tubo de refrigerante e o material do coletor são basicamente ligados por meio de um metal de enchimento aplicado no material do coletor. Entretanto, o pó de Si adere na superfície do tubo de refrigerante, e a superfície do tubo de refrigerante é coberta com um metal de enchimento líquido durante a brasagem. Portanto, o metal de enchimento aplicado no material do coletor comunica com o metal de enchimento líquido na superfície do tubo de refrigerante (isto é, escoa livremente). O tubo de refrigerante é ligado na aleta no lado oposto ao coletor, e o metal de enchimento aplicado no material do coletor move ao longo da superfície do tubo de refrigerante, e atinge a junta com a aleta por causa da tensão superficial. Portanto, a quantidade de metal de enchimento toma-se insuficiente na junta entre o coletor e o tubo de refrigerante, de forma que ocorre defeito de brasagem. Em particular, defeito de brasagem ocorre quando se usa um tubo de refrigerante formado de uma liga de alumínio pura ou uma liga produzida adicionando-se Cu a uma liga de alumínio pura. Ao contrário, quando se forma o tubo de refrigerante usando a liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção, não ocorre defeito de brasagem na junta entre o tubo de refrigerante e o material do coletor, mesmo quando o material do coletor é provido com a mesma quantidade de metal de enchimento que no caso de se usar o tubo de refrigerante formado da liga citada. Especificamente, uma vez que um precipitado de Al-Mn (resistência) está presente na superfície da liga do tubo de refrigerante de acordo com uma modalidade da invenção, a molhabilidade do metal de enchimento líquido com a superfície da liga pode ser eliminada, comparada com uma liga de alumínio pura ou uma liga produzida adicionando-se Cu a uma liga de alumínio pura. Isto toma possível prevenir uma situação na qual o metal de enchimento aplicado no material do coletor move ao longo da superfície do tubo de refrigerante e escoa para a junta com a aleta.
A composição de um material de liga de alumínio da aleta nua usado para o método de acordo com uma modalidade da invenção é descrita a seguir.
Mn
Mn melhora a resistência do material da aleta. O teor de Mn é preferivelmente 0,1 a 1,8%. Se o teor de Mn for menos que 0,1%, o efeito pode ser insuficiente. Se o teor de Mn exceder 1,8%, produtos cristalizados grosseiros podem ser produzidos durante a fundição. Isto pode tomar difícil produzir um material da aleta consistente. O teor de Mn é mais preferivelmente 0,8 a 1,7%.
Zn
Zn diminui o potencial do material da aleta. O teor de Zn é preferivelmente 0,8 a 3,0%. Se o teor de Zn for menos que 0,8%, um efeito de redução de potencial suficiente não pode ser obtido. Além disso, o potencial do material da aleta pode tomar-se maior que o do filete da junta da aleta, e o filete pode sofrer corrosão preferencial, de forma que a resistência a separação do filete pode diminuir. Quando o potencial do material da aleta é maior que o do tubo de refrigerante, o material da aleta funciona como um catodo para o tubo de refrigerante, de forma que a resistência a corrosão do tubo de refrigerante pode diminuir. Se o teor de Zn exceder 3,0%, o potencial do material da aleta diminui suficientemente, mas a resistência a autocorrosão do material da aleta pode diminuir. Além disso, uma vez que a diferença de potencial entre o material da aleta e o filete da junta da aleta ou o tubo de refrigerante aumenta, o material da aleta (anodo) pode ser consumido em um estágio inicial por causa de corrosão em um ambiente na qual o material é sempre exposto a um líquido de alta condutividade. O teor de Zn é mais preferivelmente 1,0 a 2,5%.
Si, Fe, Cu, Mg, Cr, Zr, Ti, In e Sn
Si melhora a resistência do material da aleta. O teor de Si é preferivelmente 0,1 a 1,2%. Se o teor de Si for menos que 0,1%, o efeito pode ser insuficiente. Se o teor de Si exceder 1,2%, o ponto de fusão do material da aleta pode diminuir, de forma que fusão local pode ocorrer durante aquecimento para brasagem. O teor de Si é mais preferivelmente 0,2 a 0,6%.
Fe melhora a resistência do material da aleta. O teor de Fe é preferivelmente 0,01 a 0,8%. Se o teor de Fe for menos que 0,01%, o efeito pode ser insuficiente. Se o teor de Fe exceder 0,8%, a quantidade de compostos de Al-Fe produzidos pode aumentar, de forma que a resistência a autocorrosão do material da aleta pode diminuir. O teor de Fe é mais preferivelmente 0,1 a 0,7%.
Mg melhora a resistência do material da aleta. O teor de Mg é preferivelmente 0,05 a 0,5%. Se o teor de Mg for menos que 0,05%, o efeito pode ser insuficiente. Se o teor de Mg exceder 0,5%, Mg reage com um fluxo de fluoreto para produzir fluoreto de magnésio durante a brasagem em uma atmosfera de gás inerte usando um fluxo de fluoreto. Em decorrência disto, brasabilidade pode diminuir, e a aparência da área brasada pode deteriorar. O teor de Mg é mais preferivelmente 0,05 a 0,3%, e ainda mais preferivelmente 0,05 a 0,15%.
Cu melhora a resistência do material da aleta. O teor de Cu é preferivelmente 0,3% ou menos. Se o teor de Cu exceder 0,3%, o potencial do material da aleta pode aumentar, de forma que a resistência a corrosão e a resistência a separação do tubo de refrigerante podem ser prejudicadas. Além disso, a resistência a autocorrosão do material da aleta pode diminuir. Cr e Zr aumentam o tamanho de grão cristalino depois da brasagem, e reduzem empeno do material da aleta durante aquecimento para brasagem. O teor de Cr e o teor de Zn são preferivelmente 0,3% ou menos. Se o teor de Cr e/ou o teor de Zn exceder 0,3%, produtos cristalizados grosseiros podem ser produzidos durante fundição. Isto pode tomar difícil produzir um material da aleta consistente.
Ti forma uma área de alta concentração de Ti e uma área de baixa concentração de Ti na liga. Essas áreas são altemadamente distribuídas em camadas na direção da espessura do material. Uma vez que a área de baixa concentração de Ti é preferencialmente corroída, comparada com a área de alta concentração de Ti, corrosão ocorre de uma forma em camadas. Portanto, corrosão não se dá na direção da espessura do material. Em decorrência disto, resistência a corrosão por pontos e resistência a corrosão intergranular são melhoradas. Além disso, a resistência do material à temperatura ambiente e a uma alta temperatura é melhorada pela adição de Ti. O teor de Si é preferivelmente 0,3% ou menos. Se o teor de Si exceder 0,3%, produtos cristalizados grosseiros podem ser produzidos durante fundição. Isto pode tomar difícil produzir um material da aleta consistente.
In e Sn diminuem o potencial do material da aleta com uma pequena quantidade de adição, e atingem os mesmos efeitos alcançados pela adição de Zn. O teor de In e o teor de Sn são preferivelmente 0,001 a 0,10%. Se o teor de In e/ou o teor de Sn for menos que 0,001%, o efeito pode ser insuficiente. Se o teor de In e/ou o teor de Sn exceder 0,10%, a resistência a autocorrosão do material da aleta pode diminuir.
O trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção pode ser produzido montando o tubo de refrigerante e o material da aleta com a composição citada, e brasando o tubo de refrigerante e do material da aleta por um método normal. O método para produzir o trocador de calor de liga de alumínio de acordo com uma modalidade da invenção não é particularmente limitado. O método de aquecimento, a estrutura do forno de aquecimento e similares usados quando se submete a liga do tubo de refrigerante ao tratamento de homogeneização não são particularmente limitados. A forma do tubo de refrigerante produzido por extrusão não é particularmente limitada. A forma do tubo de refrigerante é selecionada dependendo da aplicação (por exemplo, a forma do trocador de calor). Uma vez que o material da liga de alumínio para formar o tubo de refrigerante tem excelente extrudabilidade, a material da liga de alumínio pode ser extrudada usando um matriz multicavidades com uma forma oca. A atmosfera, a temperatura de aquecimento, o tempo de aquecimento e o método de brasagem durante a brasagem do tubo de refrigerante e do material da aleta não são particularmente limitados. Pode-se produzir assim um trocador de calor de liga de alumínio que apresenta excelente resistência a corrosão, e apresenta excelente durabilidade, mesmo quando instalado em um automóvel que é submetido a um ambiente corrosivo severo, por exemplo.
EXEMPLOS
A invenção é adicionalmente descrita a seguir por meio de exemplos e exemplos comparativos para demonstrar os efeitos vantajosos da invenção. Note que os exemplos seguintes são providos apenas com propósitos de ilustração, e a invenção não está limitada aos exemplos seguintes.
Exemplo 1
Ligas de alumínio A a K (ligas de alumínio para produzir um tubo de refrigerante) com a composição mostrada na tabela 1 foram fundidas em tarugos, e os tarugos resultantes foram submetidos aos seguintes testes 1,2 e 3.
Exemplo Comparativo 1
Ligas de alumínio L a T (ligas de alumínio para produzir um tubo de refrigerante) com a composição mostrada na tabela 2 foram fundidas em tarugos, e os tarugos resultantes foram submetidos aos seguintes testes 1, 2 e 3. A liga T foi amplamente usada como uma liga de alumínio para produzir um tubo de refrigerante.
Teste 1
O tarugo foi homogeneizado a 600 °C por 10 horas, e extrudado a quente para obter um tubo multiorifícios. A razão da taxa de extrusão crítica (isto é, a razão relativa com relação à taxa de extrusão crítica da liga T) durante extrusão foi determinada. Os resultados estão mostrados nas tabelas 3 e 4. Um caso onde a razão da taxa de extrusão crítica foi mais que 1,0 foi avaliado como “Aceitável”, e um caso onde a razão da taxa de extrusão crítica foi menos que 1,0 foi avaliado como “Inaceitável” (avaliação da extrudabilidade).
Teste 2
O tubo multiorifícios que foi extrudado a quente no teste 1 foi submetido a aquecimento para brasagem. Especificamente, o tubo multiorifícios foi aquecido a 600 °C em uma atmosfera de gás nitrogênio a uma taxa de aumento da temperatura média de 50 °C/min, mantido por 3 minutos, e resfriado até a temperatura ambiente. O tubo multiorifícios foi então submetido a um teste de tração à temperatura ambiente. Os resultados estão mostrados nas tabelas 3 e 4. Um caso onde o limite de resistência foi maior que o da liga T foi avaliado como “Aceitável”, e um caso onde o limite de resistência foi menor que da liga T foi avaliado como “Inaceitável” (avaliação de resistência depois da brasagem).
Teste 3
O tarugo obtido fundindo a liga C (liga inventiva) foi homogeneizado nas condições mostradas nas tabelas 5 e 6, e extrudado a quente para obter um tubo multiorifícios, e a razão da taxa de extrusão crítica (isto é, a razão relativa com relação à taxa de extrusão crítica da liga T) foi determinada. A taxa de aumento da temperatura até que a temperatura de homogeneização do primeiro estágio fosse atingida foi estabelecida em 50 °C/h. A taxa de diminuição da temperatura durante realização sucessiva do tratamento de homogeneização de primeiro estágio e do tratamento de homogeneização de segundo estágio foi estabelecida em 25 °C/h. O tarugo foi resfriado naturalmente depois do tratamento de homogeneização de segundo estágio. Os resultados estão mostrados nas tabelas 5 e 6. Um caso onde a razão da taxa de extrusão crítica foi mais que 1,0 foi avaliado como “Aceitável”, e um caso onde a razão da taxa de extrusão crítica foi menos que 1,0 foi avaliado como “Inaceitável” (avaliação da extrudabilidade).
TABELA 1
No. Composição (% em peso)
Si Fe Cu Mn Ti Sr Zr
A 0,05 0,15 0 0,5 0 0 0
B 0,05 0,15 0 1,7 0 0 0
C 0,05 0,15 0 0,7 0 0 0
D 0,05 0,15 0 0,7 0,15 0 0
E 0,05 0,15 0 0,7 0 0,03 0
F 0,05 0,15 0 0,7 0 0 0,15
G 0,05 0,15 0 0,7 0,15 0,03 0
H 0,05 0,15 0 0,7 0 0,03 0,15
I 0,05 0,15 0 0,7 0,15 0 0,15
J 0,05 0,15 0 0,7 0,15 0,03 0,15
K 0,05 0,15 0,03 0,7 0 0 0
TABELA 2
No. Composição (% em peso)
Si Fe Cu Mn Ti Sr Zr
L 0,05 0,15 0 0,4 0 0 0
M 0,05 0,15 0 1,8 0 0 0
N 0,05 0,15 0 0,7 0,35 0 0
O 0,05 0,15 0 0,7 0 0,20 0
P 0,05 0,15 0 0,7 0 0 0,35
Q 0,15 0,15 0 0,7 0 0 0
R 0,05 0,15 0,15 0,7 0 0 0
S 0,05 0,15 0,01 0,01 0 0 0
T 0,05 0,15 0,4 0,1 0 0 0
TABELA 3
No. Razão da taxa de extrusão crítica Avaliação Resistência depois da brasagem (MPa) Avaliação
A 1,41 Aceitável 75 Aceitável
B 1,00 Aceitável 115 Aceitável
C 1,33 Aceitável 80 Aceitável
D 1,29 Aceitável 83 Aceitável
E 1,29 Aceitável 80 Aceitável
F 1,29 Aceitável 80 Aceitável
G 1,15 Aceitável 84 Aceitável
H 1,15 Aceitável 81 Aceitável
I 1,15 Aceitável 84 Aceitável
J 1,10 Aceitável 84 Aceitável
K 1,30 Aceitável 82 Aceitável
TABELA 4
No. Razão da taxa de extrusão crítica Avaliação Resistência depois da brasagem (MPa) Avaliação
L 1,42 Aceitável 70 Inaceitável
M 0,9 Inaceitável 120 Aceitável
N 0,95 Inaceitável 90 Aceitável
0 0,95 Inaceitável 85 Aceitável
P 0,95 Inaceitável 85 Aceitável
Q 1,21 Aceitável 81 Aceitável
R 0,95 Inaceitável 87 Aceitável
S 1,58 Aceitável 60 Inaceitável
T 1,00 - 75 -
TABELA 5
No. Primeiro estágio Resfriamento até a temperatura ambiente (tratamento de dois estágios) Segundo estágio Razão da taxa de extrusão crítica Avaliação
Temperatur a (0C) Tempo de encharque (h) Temperatura (°5 Tempo de encharque (h)
C 500 10 - - 1,12 Aceitável
C 600 10 - - 1,33 Aceitável
c 600 10 No 500 10 1,45 Aceitável
c 600 10 sim 500 10 1,47 Aceitável
TABELA 6
No Primeiro estágio Resfriamento à temperatura ambiente (tratamento de dois estágios) Segundo estágio Razão da taxa de extrusão crítica Avaliação
Temperat ura (°C) Tempo de encharque (h) Temperatu ra (OG) Tempo de encharque (h)
C 600 2 - - 0,97 Inaceitável
C 380 10 - - 0,92 Inaceitável
c 600 1 No 500 2 0,88 Inaceitável
c 530 10 No 450 10 0,93 Inaceitável
T 600 10 - - 1,00 -
Como mostrado nas tabelas 3 a 6, as ligas inventivas A a K apresentaram uma excelente razão da taxa de extrusão crítica e excelente resistência, comparadas com as ligas comparativas L a T. O tarugo obtido fundindo a liga inventiva C e submetido ao tratamento de homogeneização nas condições que caem no escopo da invenção apresentou uma excelente razão da taxa de extrusão crítica e excelente resistência, comparado com a liga T.
Exemplo 2
Ligas a até 1 (ligas para produzir um material da aleta) com a composição mostrada na tabela 7 foram fundidas em placas. Cada placa foi homogeneizada, laminada a quente, e laminada a frio para obter um material da aleta com uma espessura de 0,1 mm. O material da aleta foi então corrugado (passo da aleta: 3 mm, altura da aleta: 7 mm). Um material de revestimento foi preparado misturando um pó de Si, um pó de KZnF3, um pó de fluxo sem Zn (fluxo Nocolok), e um ligante de resina acrílica (a razão de mistura está mostrada na tabela 9). O material de revestimento foi aplicado na superfície do tubo de refrigerante por revestimento por rolo. O tubo de refrigerante e a aleta corrugada foram montados (vide tabela 9), e brasados para obter um núcleo do trocador de calor (material de teste). O estado de produção do núcleo do trocador de calor (material de teste) está mostrado na tabela 9. Um caso onde o núcleo do trocador de calor foi produzido sem nenhum problema foi avaliado como “Aceitável”, e um caso onde ocorreu um problema durante a produção do núcleo do trocador de calor foi avaliado como “Inaceitável”. O tubo de refrigerante foi homogeneizado a 600 °C por 10 horas. Durante a brasagem do tubo de refrigerante e da aleta, o tubo de refrigerante e a aleta foram aquecidos a 600 °C em uma atmosfera de gás nitrogênio a uma taxa de aumento da temperatura média de 50 °C/min, mantidos por 3 minutos, e resfriados à temperatura ambiente.
Exemplo Comparativo 2
Ligas m a x (ligas para produzir um material da aleta) com a composição mostrada na tabela 8 foram fundidas em placas. Cada placa foi homogeneizada, laminada a quente, e laminada a frio para obter um material da aleta com uma espessura de 0,1 mm. O material da aleta foi então corrugado da mesma maneira que no Exemplo 2. Um material de revestimento foi preparado misturando um pó de Si, um pó de KZnF3, um pó de fluxo sem Zn (fluxo Nocolok), e um ligante de resina acrílica (a razão de mistura está mostrada na tabela 10). O material de revestimento foi aplicado na superfície do tubo de refrigerante por revestimento por rolo. O tubo de refrigerante e a aleta corrugada foram montados (vide TABELA 10), e brasados para obter um núcleo do trocador de calor (material de teste). O estado de produção do núcleo do trocador de calor (material de teste) foi avaliado da mesma maneira que no exemplo 2. Os resultados estão mostrados na tabela 10, note que o tubo de refrigerante foi homogeneizado e brasado da mesma maneira que no exemplo 2.
TABELA 7
No. Composição (% em peso)
Si Fe Cu Mn Zn outros
a 0,05 0,15 0 1,2 0,8
b 0,05 0,15 0 1,2 3.0
c 0,05 0,15 0 1,2 1,5
d 0,05 0,15 0,15 1,2 2.5
e 0,5 0,15 0 1,2 1,5
f 0,5 0,15 0,15 1,2 2.5
g 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Mg: 0,1
h 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Cr: 0,15
i 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Zr: 0,15
j 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Ti: 0,15
k 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Em: 0,05
1 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Sn: 0,05
TABELA 8
No. Composição (% em peso)
Si Fe Cu Mn Zn outros
m 0,05 0,15 0 1,2 0,3
n 0,05 0,15 0 1,2 3.5
0 1,3 0,15 0 1,2 1,5
P 0,05 0,15 0 2.0 1,5
q 0,05 1,0 0 1,2 1,5
r 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Mg: 0,6
s 0,05 0,15 0,5 1,2 1,5
t 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Cr: 0,35
u 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Zr: 0,35
V 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Ti: 0,35
w 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Em: 0,15
X 0,05 0,15 0 1,2 1,5 Sn: 0,15
TABELA 9
Avaliação Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | Aceitável | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | Γ Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | Aceitável
Problema durante produção do núcleo nenhum | [nenhum | nenhum | | nenhum | 1 nenhum | nenhum | nenhum | nenhum nenhum | nenhum | nenhum | nenhum | nenhum | nenhum | nenhum | nenhum | nenhum | nenhum , nenhum | nenhum nenhum
liga do material da aleta 1 O o O O O o O O O O O O o O υ O O c4 X) O
Material de revestimento (quantidade ou teor da aplicação) Pó misturado (g/m2) co co co co co co CO CO CO CO t-M CO r-H - CO CO ,“M CO CO CO CO CO i—H CO
Ligante de resina acrílica (%)__ 20 1 20 | 1 20 1 1 20 | 1 20 | 1 20 I 1 20 I 1 20 20 1 20 | 1 20 I 20 | 20 | 20 | 20 | 20 | 20 | 20 | 20 | 20 20
pó de fluxo sem Zn (g/m2) mo mo mo mo mo MO MO MO MO MO MO MO MO Os r- CO ,—1 MO MO MO MO
aí O o, mo mo mo MO MO mo mo MO MO MO MO MO MO rH CO C~ Os MO MO MO MO
pó de Si (g/m2) i co co co co co co CO CO CO CO CO Fm CO CO co CO CO CO CO CO
Liga do tubo de refrigerante < m o Q « Ph o ►—< F-» u O o o u u O u O o
Material de teste - CS co mo r- oo Os o <s CO MO Γ oo Os T—< | 20 <S
TABELA 10
Avaliação Inaceitável | Inaceitável | Aceitável | Aceitável | Inaceitável | Inaceitável | Inaceitável | Inaceitável | | Aceitável | 1 Aceitável | | Inaceitável | | Inaceitável | | Aceitável | | Inaceitável ] I Aceitável 1 I Inaceitável 1 I Inaceitável 1 | Inaceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável |
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O núcleo do trocador de calor resultante (material de teste) foi submetido aos seguintes testes 4, 5 e 6. Note que o teste não foi realizado quando ocorreu um problema durante a produção do núcleo do trocador de calor.
Teste 4
O núcleo do trocador de calor (material de teste) foi submetido a um teste de vazamento para determinar a presença ou ausência de vazamento por causa de defeito de brasagem na junta entre o coletor e o tubo de refrigerante. Os resultados estão mostrados nas tabelas 11 e 12. Um caso onde não ocorreu vazamento por causa de defeito de brasagem foi avaliado como “Aceitável”, e um caso onde ocorreu vazamento por causa de defeito de brasagem foi avaliado como “Inaceitável”.
Teste 5
Os potenciais da área superficial e da área profunda do tubo de refrigerante, o potencial do filete da junta da aleta, e o potencial da aleta incluído no núcleo do trocador de calor (material de teste) foram medidos. O potencial da área superficial do tubo de refrigerante e o potencial da superfície do material da aleta foram medidos diretamente depois da brasagem. O potencial da área profunda do tubo de refrigerante foi determinado voltando o tubo de refrigerante para uma profundidade de 150 pm a partir da superfície, e medindo o potencial da área na qual não ocorreu difusão de Zn. O potencial do filete da junta da aleta foi medido em um estado no qual o filete foi exposto, e a área sem ser o filete foi mascarada com um material de revestimento isolante. Durante a medição do potencial do material, o material foi imerso em uma solução aquosa de NaCl 5% (o seu pH foi ajustado em 3 usando ácido acético) por 24 horas, e o valor médio de valores medidos estáveis obtidos depois da imersão do material por 10 horas ou mais foi empregado. Um eletrodo calomel saturado foi usado como um eletrodo de referência. Os resultados estão mostrados nas tabelas 11 e 12. Um caso onde o potencial diminui em ordem da área profunda do tubo de refrigerante, da área superficial do tubo de refrigerante, do filete da junta da aleta e do material da aleta foi avaliado como “Aceitável”, e um caso onde o potencial não diminuiu em ordem da área profunda do tubo de refrigerante, da área superficial do tubo de refrigerante, do filete da junta da aleta e do material da aleta foi avaliado como “Inaceitável”.
TABELA 11
Potência de primeira ordem Aceitável | Aceitável | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | Γ Aceitável | | Aceitável | | Aceitável Π | Aceitável | | Aceitável Π | Aceitável | | Aceitável | Aceitável | Aceitável | I Aceitável 1 I Aceitável 1 I Aceitável 1 | Aceitável 1 Aceitável
Potencial de material da aleta (mV vs. SCE) -815 | -815 | 1 -815 | «ΖΊ 00 1 1 -815 | 1 -815 1 OO 00 vs ,—·< 00 1 oo 1 00 1 00 vs 00 1 VS OO 1 V) 00 1 | -815 Vi OO v> 00 r- O o OS I -800 -810
Potencial do filete da junta da aleta (mV vs. SCE) l -805 | I -805 | | -805 | | -805 1 | -805 | | -805 1 | -805 | | -805 | | -805 | -805 | -805 | -805 | -805 | | -780 -790 | -810 | -813 | -783 | -850 00 OS r- 1 -805
Potencial do tubo de refrigerante Área superficial (mVvs. SCE) I -800 I | -770 1 I -790 1 | -790 j | -790 1 o OS r- 1 | -790 1 o OS r- 1 | -790 | -790 | -785 1 -790 , | -790 O r- 1 -780 | -800 o 00 1 | -780 | -800 | -795 -790
Área profunda (mV vs. SCE) 1 -750 1 I -720 I 1 -740 I I -740 I | -740 | | -740 I | -740 j o r- 1 | -740 | -740 | -730 1-740 | -740 1 -740 -740 | -740 | -740 | -740 | -740 | -740 -740
Avaliação Aceitável 1 Aceitável 1 | Aceitável 1 | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | | Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável í | Aceitável | Aceitável Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável | Aceitável
Vazamento na junta entre o coletor e o tubo de refrigerante nenhum Nenhum Nenhum I Nenhum | Nenhum | Nenhum I Nenhum | Nenhum | Nenhum | Nenhum 1 Nenhum | Nenhum | Nenhum | Nenhum Nenhum | Nenhum | Nenhum | Nenhum | Nenhum 1 Nenhum | Nenhum
Material de teste - (S cn SO 00 Os O 1 ia m V) »—* so 00 OS 1 20 CS
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Teste 6
O núcleo do trocador de calor (material de teste) foi submetido ao teste SWAAT especificado em ASTM-G85- Anexo A3 e o teste CCT seguinte por 1000 horas. No teste CCT, uma solução de sal 5% (o seu pH foi ajustado em 3 usando ácido acético) foi usada como uma solução de teste. Depois da aspersão da solução de teste no núcleo do trocador de calor a 35 °C (temperatura atmosférica) por 2 horas, o núcleo do trocador de calor foi seco a 60 °C por 4 horas, e molhado a 50 °C por 2 horas a uma umidade relativa de 95% ou mais. O ciclo citado foi repetido. A máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante, o estado de separação da aleta, e o estado de corrosão da aleta depois do teste estão mostrados nas tabelas 13 e 14. Um caso onde a máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante foi 0,05 mm ou menos foi avaliado como “Excelente”, um caso onde a máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante foi mais que 0,05 mm e 0,10 mm ou menos foi avaliado como “Bom”, um caso onde a máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante foi mais que 0,10 mm e 0,20 mm ou menos foi avaliado como “Médio”, e um caso onde a máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante foi mais que 0,20 mm foi avaliado como “Ruim”. O item “Separação de aleta” indica separação ou não separação da aleta. Um caso onde a aleta foi corroída somente um pouco foi avaliado como “Excelente”, um caso onde a aleta foi ligeiramente corroída foi avaliado como “Bom”, um caso onde a aleta foi corroída até um certo ponto foi avaliado como “Médio”, e um caso onde a aleta foi significativamente corroída foi avaliado como “Ruim”.
TABELA 13
Corrosão de aleta Excelente | Excelente | Excelente | Excelente | Excelente | Excelente | | Excelente | | Excelente | | Excelente | | Excelente | Excelente | Excelente | | Excelente | I Excelente 1 | Excelente | | Excelente I | Excelente | I Excelente 1 I Excelente | 1 Excelente 1 Excelente
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Como mostrado nas tabelas 11 a 14, os materiais de teste inventivos (núcleo dos trocadores de calor) No. 1 a 21 não apresentaram vazamento na junta entre o coletor e o tubo de refrigerante quando submetidos ao teste de vazamento depois da brasagem. Ao contrário, os materiais de teste No. 42 e 43 apresentaram vazamento, uma vez que o tubo de refrigerante contendo uma liga de alumínio pura ou Cu foi usado.
Nos materiais de teste inventivos (núcleo dos trocadores de calor) No. 1 a 21, o potencial da área superficial do tubo de refrigerante foi menor que da área profunda do tubo de refrigerante, o potencial do filete da junta da aleta foi menor que da área superficial do tubo de refrigerante, e o potencial do material da aleta foi menor que do filete da junta. Nos materiais de teste (núcleo dos trocadores de calor) No. 22 a 43, um caso onde uma camada de difusão de Zn não foi suficientemente formada na área superficial do tubo de refrigerante, e uma diferença de potencial suficiente não foi obtida entre a área superficial e a área profunda do tubo de refrigerante, um caso onde o filete da junta da aleta teve o menor potencial, ou um caso onde o material da aleta teve o menor potencial, mas o potencial do material da aleta foi significativamente menor que o potencial do tubo de refrigerante ou do filete da junta da aleta foi observado.
Quando se submete os materiais de teste inventivos (núcleo dos trocadores de calor) No. 1 a 21 ao teste SWAAT, a máxima profundidade de corrosão foi pequena (isto é, foi obtida excelente resistência a corrosão), uma vez que uma diferença de potencial suficiente foi obtida entre a área superficial e a área profunda do tubo de refrigerante. Uma vez que o potencial do filete da junta da aleta foi entre a área superficial do tubo de refrigerante e o material da aleta, separação da aleta por causa de corrosão preferencial do filete não ocorreu.
No teste SWAAT, uma vez que a aleta apresenta um efeito do anodo de sacrifício, corrosão do material da aleta difere, dependendo da diferença de potencial entre a área superficial do tubo de refrigerante e o material da aleta. Nos núcleos dos trocadores de calor inventivos, o material da aleta foi corroído somente um pouco por causa de uma diferença de potencial apropriado entre a área superficial do tubo de refrigerante e o material da aleta. Além disso, uma vez que o potencial do material da aleta foi menor que da área profunda do tubo de refrigerante, o material da aleta não acelerou a corrosão do tubo de refrigerante como um catodo.
Os materiais de teste (núcleo dos trocadores de calor) No. 24, 30 e 36 apresentaram uma grande profundidade de corrosão máxima, uma vez que uma diferença de potencial suficiente não foi obtida entre a área superficial e a área profunda do tubo de refrigerante, ou o potencial do material da aleta foi maior que o da área profunda do tubo de refrigerante. Separação da aleta ocorreu nos materiais de teste (núcleo dos trocadores de calor) No. 25, 30 e 36 nos quais o filete da junta da aleta teve o menor potencial.
O material da aleta apresentou significante corrosão nos materiais de teste (núcleo dos trocadores de calor) No. 24, 31, 34, 36, 40 e 41 nos quais o potencial do material da aleta foi significativamente menor que da área superficial do tubo de refrigerante ou do filete da junta da aleta por causa de um alto teor de Zn, um alto teor de In, e um alto teor de Sn, ou o material da aleta apresentou baixa resistência a autocorrosão por causa de um alto teor de Fe e um alto teor de Cu.
As condições de teste CCT são similares às condições no ambiente real por causa da etapa de secagem. Entretanto, a aleta não pode apresentar um efeito do anodo de sacrifício. Quando se submete os materiais de teste inventivos (núcleo dos trocadores de calor) No. 1 a 21 ao teste CCT, a máxima profundidade de corrosão foi pequena (isto é, foi obtida excelente resistência a corrosão) da mesma maneira que no teste SWAAT, uma vez que uma diferença de potencial suficiente foi obtida entre a área superficial e a área profunda do tubo de refrigerante. Além disso, separação da aleta por causa de corrosão não foi observada, e o material da aleta foi corroído somente um pouco. No núcleo dos trocadores de calor No. 22 a 43, a máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante foi grande, quando a diferença de potencial entre a área superficial e a área profunda do tubo de refrigerante foi insuficiente. A mesma tendência do teste SWAAT foi observada para separação da aleta e corrosão do material da aleta.
Obviamente, inúmeras modificações e variações da presente invenção são possíveis sob a luz dos preceitos apresentados. Portanto, deve-se entender que, dentro do escopo das reivindicações anexas, a invenção pode ser praticada de outra forma além da especificamente aqui descrita.

Claims (10)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, caracterizado pelo fato de que compreende aplicar um material de revestimento preparado misturando um pó de Si, um pó de fluxo, e um ligante
    5 a uma superfície de um tubo de refrigerante plano multiorifícios, montar uma aleta nua de liga de alumínio com o tubo de refrigerante plano multiorifícios, e brasar o tubo de refrigerante plano multiorifícios e a aleta nua de liga de alumínio para obter um trocador de calor de liga de alumínio, o tubo de refrigerante plano multiorifícios sendo formado de um material extrudado de
    10 liga de alumínio que compreende 0,5 a 1,7 % em peso de Mn, menos que 0,10 % em peso de Si, e menos que 0,10 % em peso de Cu, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis, a aleta nua de liga de alumínio sendo uma aleta corrugada que é obtida formando um material de liga de Al-Mn-Zn, o material de revestimento sendo preparado misturando um pó de Si com um
    15 tamanho de partícula máximo de 35 pm ou menos, um pó de fluxo de KZnF3, um pó de fluxo de fluoraluminato de potássio, e um ligante, o pó de Si sendo aplicado em uma quantidade de 1 a 4 g/m2, o pó de fluxo de KZnF3 sendo aplicado em uma quantidade de 1 a 9 g/m2, o pó de fluxo de fluoraluminato de potássio sendo aplicado em uma quantidade de 1 a 9 g/m2, o pó de Si, o pó de
    20 fluxo de KZnF3, e o pó de fluxo de fluoraluminato de potássio sendo aplicado em uma quantidade de 5 a 20 g/m2 no total, um teor do ligante no material de revestimento sendo 5 a 40%, e o trocador de calor de liga de alumínio obtido por brasagem com uma configuração na qual uma área profunda do tubo de refrigerante tem o mais alto potencial, e o potencial diminui em ordem de uma
    25 área superficial do tubo de refrigerante, um filete da junta da aleta, e a aleta.
  2. 2. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante compreende adicionalmente um ou mais elementos entre 0,30 % em peso ou
    Petição 870170100286, de 20/12/2017, pág. 9/11 menos de Ti, 0,10 % em peso ou menos de Sr e 0,30 % em peso ou menos de Zr.
  3. 3. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 2, caracterizado
    5 pelo fato de que a aleta nua de liga de alumínio é formada de uma liga de alumínio que compreende 0,1 a 1,8 % em peso de Mn e 0,8 a 3,0 % em peso de Zn, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis.
  4. 4. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 2, caracterizado
    10 pelo fato de que a aleta nua de liga de alumínio é formada de uma liga de alumínio que compreende 0,1 a 1,8 % em peso de Mn, 0,8 a 3,0 % em peso de Zn, e um ou mais elementos entre 0,1 e 1,2 % em peso de Si, 0,01 e 0,8 % em peso de Fe, 0,05 e 0,5 % em peso de Mg, 0,3 % em peso ou menos de Cu, 0,3 % em peso ou menos de Cr, 0,3 % em peso ou menos de Zr, e 0,3 % em peso
    15 ou menos de Ti, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis.
  5. 5. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio, de acordo com a reivindicação 3 ou 4, caracterizado pelo fato de que a liga de alumínio que forma a aleta nua de liga de alumínio compreende adicionalmente um ou mais elementos entre 0,001 e 0,10 % em peso de In e
    20 0,001 e 0,10 % em peso de Sn.
  6. 6. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado pelo fato de que o material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante é obtido fundindo um lingote, submetendo o lingote a um
    25 tratamento térmico de homogeneização que mantém o lingote a 400 a 650 °C por 4 horas ou mais, e extrudando o lingote a quente.
  7. 7. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado pelo fato de que o material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de
    Petição 870170100286, de 20/12/2017, pág. 10/11 refrigerante é obtido fundindo um lingote, submetendo o lingote a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudando o lingote a quente, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 550 a 650 °C por 2 horas ou mais, e
    5 um tratamento térmico de segundo estágio que resfria o lingote submetido ao tratamento térmico de primeiro estágio a 400 a 550 °C, e mantém o lingote a 400 a 550 °C por 3 horas ou mais.
  8. 8. Método para produzir um trocador de calor de liga de alumínio de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado
  9. 10 pelo fato de que o material extrudado de liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante é obtido fundindo um lingote, submetendo o lingote a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudando o lingote a quente, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 550 a 650 °C por 2 horas ou mais, e
  10. 15 um tratamento térmico de segundo estágio que resfria o lingote submetido ao tratamento térmico de primeiro estágio a 200 °C ou menos, e mantém o lingote a 400 a 550 °C por 3 horas ou mais.
    Petição 870170100286, de 20/12/2017, pág. 11/11
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Families Citing this family (28)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5628266B2 (ja) * 2012-10-24 2014-11-19 ハリマ化成株式会社 熱交換器用チューブ、熱交換器および塗膜の製造方法
JP6090736B2 (ja) * 2012-10-26 2017-03-08 株式会社Uacj アルミニウム合金のろう付方法及びフラックス成分被覆アルミニウム合金部材
EP2770071B9 (de) * 2013-02-21 2020-08-12 Hydro Aluminium Rolled Products GmbH Aluminiumlegierung zur Herstellung von Halbzeugen oder Bauteilen für Kraftfahrzeuge, Verfahren zur Herstellung eines Aluminiumlegierungsbands aus dieser Aluminiumlegierung sowie Aluminiumlegierungsband und Verwendungen dafür
EP3150327B1 (en) * 2014-05-26 2018-07-25 UACJ Corporation Coated heat-exchanger tube, method for manufacturing a heat-exchanger, and solder paste used for coating on the heat-exchanger tube
CN103962815B (zh) * 2014-05-28 2017-01-18 南南铝业股份有限公司 真空钎焊散热器制作方法
CN103990948A (zh) * 2014-05-28 2014-08-20 南南铝业股份有限公司 真空钎焊夹板散热器制作方法
EP3176273B1 (en) 2014-07-30 2018-12-19 UACJ Corporation Aluminium alloy brazing sheet
DE102014011745B4 (de) * 2014-08-07 2023-05-11 Modine Manufacturing Company Gelöteter Wärmetauscher und Herstellungsverfahren
WO2016093017A1 (ja) 2014-12-11 2016-06-16 株式会社Uacj ろう付方法
CN107003096A (zh) 2014-12-17 2017-08-01 开利公司 铝合金翅片式热交换器
WO2016117846A1 (ko) * 2015-04-22 2016-07-28 엘에스전선 주식회사 열교환기 배관용 고강도 고내식성 알루미늄 합금 및 이로부터 제조된 열교환기 배관
CN106181126A (zh) * 2015-05-05 2016-12-07 播磨化成株式会社 热交换器用构件、钎焊用组合物及热交换器
JP6186455B2 (ja) 2016-01-14 2017-08-23 株式会社Uacj 熱交換器及びその製造方法
CN106216974A (zh) * 2016-07-29 2016-12-14 全椒赛德利机械有限公司 一种汽车散热器主片及其制造工艺
JP6312968B1 (ja) 2016-11-29 2018-04-18 株式会社Uacj ブレージングシート及びその製造方法
JP7053281B2 (ja) 2017-03-30 2022-04-12 株式会社Uacj アルミニウム合金クラッド材及びその製造方法
JP6916715B2 (ja) 2017-11-08 2021-08-11 株式会社Uacj ブレージングシート及びその製造方法
CN108359865A (zh) * 2018-02-27 2018-08-03 银邦金属复合材料股份有限公司 一种散热器机械翅片材料及其制备方法
CN112512743A (zh) 2018-09-11 2021-03-16 株式会社Uacj 钎焊板的制造方法
KR20220085045A (ko) * 2019-10-24 2022-06-21 리오 틴토 알칸 인터내셔널 리미티드 압출성 및 내식성이 향상된 알루미늄 합금
US11945052B2 (en) * 2019-12-27 2024-04-02 Harima Chemicals, Inc. Brazing material application method and manufacturing method of metal member for brazing
CN111235437A (zh) * 2020-03-18 2020-06-05 河南誉金技术服务有限公司 一种家用空调换热器Al-Mn管材合金及其制备方法
JP7521943B2 (ja) * 2020-06-11 2024-07-24 株式会社Uacj 熱交換器用アルミニウム合金押出多穴チューブ及びその製造方法
JP7521942B2 (ja) 2020-06-11 2024-07-24 株式会社Uacj 熱交換器用アルミニウム合金押出多穴チューブ及びその製造方法
CN116568850A (zh) * 2020-12-09 2023-08-08 海德鲁挤压解决方案股份有限公司 具有改进的强度和可回收性的铝合金
JP2023018399A (ja) * 2021-07-27 2023-02-08 Ｍａアルミニウム株式会社 アルミニウム合金フィン材と熱交換器及びアルミニウム合金フィン材の製造方法
JP2023026898A (ja) * 2021-08-16 2023-03-01 株式会社Uacj アルミニウム合金押出チューブ及び熱交換器
CN113692198B (zh) * 2021-08-26 2022-07-19 哈尔滨铸鼎工大新材料科技有限公司 一种硅铝合金内置冷却结构及其成型方法

Family Cites Families (31)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS59100249A (ja) * 1982-11-26 1984-06-09 Showa Alum Corp 高温強度特性と犠性防食効果をあわせもつアルミニウム合金ブレ−ジングシ−ト
JPS60228657A (ja) * 1984-04-26 1985-11-13 Sumitomo Precision Prod Co Ltd アルミニウム合金構造物の製造方法
NO174455C (no) * 1991-06-14 1994-05-11 Norsk Hydro As Fremgangsmåte for sammenföyning av aluminiumkomponenter
JPH04371369A (ja) * 1991-06-20 1992-12-24 Furukawa Alum Co Ltd アルミニウム合金製熱交換器
JP3704632B2 (ja) * 1997-12-24 2005-10-12 三菱アルミニウム株式会社 アルミニウム製熱交換器用フィン材およびアルミニウム製熱交換器の製造方法
JP3847077B2 (ja) * 2000-11-17 2006-11-15 住友軽金属工業株式会社 成形性及びろう付け性に優れた熱交換器用アルミニウム合金フィン材
JP4636520B2 (ja) * 2001-07-30 2011-02-23 株式会社デンソー 熱交換器用アルミニウムブレージングシートのろう材およびその製造方法
JP2003053523A (ja) * 2001-08-14 2003-02-26 Mitsubishi Alum Co Ltd 熱交換器およびその製造方法
KR100951504B1 (ko) * 2001-09-28 2010-04-07 후루카와 스카이 가부시키가이샤 알루미늄 또는 알루미늄 합금재의 납땜방법 및 알루미늄 합금제 브레이징 시트
JP4166613B2 (ja) 2002-06-24 2008-10-15 株式会社デンソー 熱交換器用アルミニウム合金フィン材および該フィン材を組付けてなる熱交換器
AU2003274761A1 (en) * 2002-10-30 2004-05-25 Showa Denko K.K. Heat exchanger, heat exchanger tube member, heat exchanger fin member and process for fabricating the heat exchanger
JP4597475B2 (ja) * 2002-12-12 2010-12-15 住友軽金属工業株式会社 熱交換器用クロスフィンチューブの製造方法及びクロスフィン型熱交換器
US8640766B2 (en) * 2003-05-06 2014-02-04 Mitsubishi Aluminum Co., Ltd. Heat exchanger tube
JP4413526B2 (ja) 2003-05-06 2010-02-10 三菱アルミニウム株式会社 熱交換器用チューブ
JP2005060790A (ja) 2003-08-18 2005-03-10 Sumitomo Light Metal Ind Ltd 熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材
JP2005111527A (ja) * 2003-10-08 2005-04-28 Denso Corp アルミニュウム熱交換器の製造方法
WO2005061166A1 (en) * 2003-12-24 2005-07-07 Showa Denko K.K. Heat exchanger and method for manufacturing the same
JP4563204B2 (ja) * 2004-02-13 2010-10-13 株式会社デンソー 熱交換器用アルミニウム合金押出材およびその製造方法
JP4700359B2 (ja) * 2005-02-01 2011-06-15 昭和電工株式会社 熱交換器用チューブの製造方法
JP2006255755A (ja) 2005-03-17 2006-09-28 Mitsubishi Alum Co Ltd ろう付用アルミニウム合金材およびアルミニウム合金材のろう付方法
JP4824358B2 (ja) 2005-07-22 2011-11-30 株式会社デンソー 表面性状に優れたアルミニウム合金押出材とその製造方法、および熱交換器用多孔管ならびに該多孔管を組み込んだ熱交換器の製造方法
JP4698416B2 (ja) 2005-12-28 2011-06-08 株式会社デンソー ドロンカップ型熱交換器の製造方法、アルミニウムクラッド板材およびドロンカップ型熱交換器
JP2008121108A (ja) 2006-10-16 2008-05-29 Showa Denko Kk 熱交換器用チューブおよびその製造方法
US9365931B2 (en) * 2006-12-01 2016-06-14 Kobe Steel, Ltd. Aluminum alloy with high seawater corrosion resistance and plate-fin heat exchanger
JP4955418B2 (ja) 2007-02-26 2012-06-20 古河スカイ株式会社 自然冷媒用熱交換器に用いられるアルミニウム合金押出材
DE102008009695B4 (de) * 2007-03-02 2023-10-12 Mahle International Gmbh Halbzeug
JP5057439B2 (ja) 2007-04-13 2012-10-24 住友軽金属工業株式会社 耐久性に優れた高強度、高融点熱交換器用アルミニウム合金クラッド材とその製造方法、およびアルミニウム合金製熱交換器
JP2009058139A (ja) 2007-08-30 2009-03-19 Mitsubishi Alum Co Ltd 耐食性に優れたアルミニウム製熱交換器用部材
JP2009058167A (ja) * 2007-08-31 2009-03-19 Mitsubishi Alum Co Ltd 耐食性に優れたチューブを用いたアルミニウム熱交換器および耐食性に優れたアルミニウム製熱交換器の製造方法
JP5115963B2 (ja) * 2007-09-14 2013-01-09 三菱アルミニウム株式会社 耐食性に優れたアルミニウム製熱交換器用部材および耐食性に優れたアルミニウム製熱交換器の製造方法
JP5485539B2 (ja) * 2007-12-18 2014-05-07 昭和電工株式会社 熱交換器用部材の製造方法および熱交換器用部材

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